автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.05, диссертация на тему:Разработка технологии процессов выдавливания в условиях холодной и горячей деформации на основе уточненных моделей сопротивления деформированию

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. Состояние вопроса

1.1. Условие пластичности. Гипотеза единой кривой

1.1.1. Способы построения кривых упрочнения. Достоинства и недостатки

1.2. Математические модели напряжения течения при горячей деформации

1.3. Особенности процесса деформирования в изотермических условиях

1.4. Особенности процессов редуцирования и комбинированного выдавливания

1.5. Цель и задачи работы

Глава 2. Исследование условия пластичности и анализ гипотезы единой кривой

2.1. Разработка методики построения кривых упрочнения кручением конических образца

2.1.1. Цель исследования, материалы, оборудование и аппаратура для проведения экспериментов на кручение конических образцов

2.1.2. Обработка результатов экспериментов и построение кривых упрочнения

2.1.3. Анализ полученных результатов

2.2. Исследование условия пластичности и гипотезы единой кривой

2.2.1. Проверка условий пластичности

2.2.2. Выбор меры деформации

2.2.3. Влияние кривизны траектории деформации на напряжение течения при сложном нагружении

2.2.4. Анализ полученных результатов

Глава 3. Разработка математической модели напряжения течения при горячей неизотермической деформации

3.1. Гипотезы, основные допущения, принятые при построении математической модели

3.2. Методика построения математической модели напряжения течения

3.3. Методика расчета по разработанной модели напряжения течения

3.4. Методика экспериментально-аналитического определения напряжения течения при горячей деформации

3.5. Результаты расчетов по разработанной модели

Глава 4. Использование результатов исследований при решении практических задач обработки металлов давлением

4.1. Комбинированное холодное выдавливание детали типа стакан - корпуса кумулятивного заряда

4.1.1. Теоретическое исследование процесса комбинированного выдавливания

4.1.2. Технологический процесс штамповки корпуса кумулятивного заряда, оборудование, материалы

4.2. Полугорячее изотермическое редуцирование поршня двигателя внутреннего сгорания

4.2.1. Расчет усилия деформирования поршня ДВС на основе усовершенствованной модели напряжения течения при полугорячей деформации

4.2.2. Технологический процесс штамповки поршней ДВС с упрочненными канавками под поршневые кольца, оборудование, материалы 142 Общие выводы 146 Список использованной литературы 149 Приложение

Изотермическая штамповка металлов, за последние 20-30 лет занявшая вполне определенную нишу в горячей обработке давлением, отличается от традиционных методов деформирования тем, что при ее реализации штампы нагреваются до той же температуры, что и заготовка. Она обладает рядом преимуществ благодаря возможности деформации при любой, в том числе и очень малой скорости: низкие нагрузки на инструмент, более равномерная деформация, высокая пластичность штампуемого материала, высокое качество поковок в результате получения требуемой структуры и т.д. [63]. Вместе с тем при весьма малых скоростях деформирования процесс может потерять свою экономичность. Установлено [23], что оптимальными режимами изотермической штамповки будут такие режимы (т.е. температура и скорость деформации), при которых обеспечиваются следующие условия.

1. Достаточная пластичность штампуемого металла (отсутствие микро- и макротрещин).

2. Экономически приемлемая стойкость штампа.

3. Штамповка в заданном температурном интервале.

4. Максимальная производительность.

Разработана конкретная методика выполнения этих условий. Однако она требует по возможности более точного расчета параметров штамповки, в частности, деформирующих усилий. Например, ошибка в определении сопротивления деформации в сторону увеличения всего на 20 % (эта величина погрешности считается приемлемой при расчете традиционной горячей штамповки в ненагретых штампах) для многих сталей и цветных сплавов приводит к неоправданному снижению скорости, а следовательно и производительности в 3-4 раза. Большой эффект может обеспечить полугорячая изотермическая штамповка, которая к перечню преимуществ добавляет возможность определенного упрочнения полуфабриката и, соответственно, получаемой из него детали. Однако здесь требования точности расчета сопротивления деформации еще более жесткие, так как при полугорячей деформации скоростная чувствительность напряжения течения сплавов уменьшается.

Изотермическая штамповка была успешно применена для изготовления поршней для двигателей внутреннего сгорания. Как известно, традиционно поршни изготавливаются литьем из жаропрочных легированных силуминов с содержанием кремния 12 - 22%. Такие сплавы обладают чрезвычайно низкой пластичностью при деформации в обычных условиях. Разработанные и внедренные в производство технологические процессы изотермической штамповки позволяют получать поршни высокой прочности и надежности без уменьшения процентного содержания кремния - легирующего элемента, сближающего коэффициенты линейного расширения материалов поршня и гильзы цилиндра.

Однако полученные таким образом поршни все же не могут конкурировать по ресурсу с биметаллическими поршнями, в которых зона первого компрессионного кольца изготавливается из легированного чугуна - нирезиста. Ни-резистовая вставка заливается в поршень по чрезвычайно сложному и дорогостоящему технологическому процессу, однако альтернативы таким поршням по среднему ресурсу работы пока нет, хотя их надежность оставляет желать лучшего.

В настоящей работе поставлена задача создания штампованных поршней повышенной надежности без нирезистовых вставок с упрочнением зоны первого поршневого кольца путем изотермической горячей штамповки с последующей полуторячей локальной деформацией, преимущественно редуцированием. Решение этой задачи, связанной с разработкой эффективного технологического процесса, требует создания надежных математических моделей, описывающих поведение металла в условиях горячей и полуторячей деформации и как можно более точно отвечающих реальной картине.

Противники применения сложных математических моделей обычно выдвигают два тезиса в поддержку своей позиции.

1 .Модели труднее использовать на практике.

2.Экспериментально определяемые параметры модели являются случайными величинами; чем их больше, тем больше погрешность модели.

Первый аргумент отпал с широким применением ЭВМ для технологических расчетов. Что же касается второго аргумента, то можно сказать следующее.

1. Усложнение модели повышает ее универсальность.

2. Применение усложненных моделей абсолютно оправдано, если упрощенные модели дают качественно неверный результат; например, напряжение течения падает, в то время как упрощенная модель предсказывает его повышение.

Имеющийся в настоящее время математический аппарат теории пластичности базируется на гипотезе пластичности (в интерпретации Сен-Венана или Мизеса) и гипотезе единой кривой, распространяющей действие условия пластичности на развитые пластические деформации. Считается, что условие пластичности Мизеса лучше подтверждается экспериментом. Между тем многие исследователи, например, С.И.Ратнер [46], указывают, что для некоторых материалов предпочтение должно быть отдано гипотезе Сен-Венана.

При переходе к гипотезе единой кривой встает вопрос о выборе меры деформации и о влиянии кривизны траектории деформации на напряжение течения. С.И.Губкин [12] полагает, что повсеместно используемая мера деформации (накопленная деформация) не вполне адекватна реальному поведению металлов.

Эта же мера деформаций, как и мера напряжений (интенсивность напряжений), применяется как при построении математических моделей, описывающих поведение металла в условиях холодной деформации, так и при построении моделей напряжения течения в условиях горячей деформации. Указанная проблема возможно более точного определения мер деформаций и напряжений усугубляется необходимостью нахождения зависимостей, в которые теперь уже входят и скорость деформации, время и история нагружения. Созданные в настоящее время модели такого рода пока еще недостаточно точно соответствуют реальной картине или неуниверсальны.

Поставленная задача требует также решения вопросов, связанных с механикой процесса полугорячего редуцирования (определение параметров напряженно-деформированного состояния, контактного трения, температуры деформации в отдельных зонах очага и др.), однако в настоящей диссертации они не рассматриваются и используются готовые решения.

Таким образом целью диссертации является разработка технологических процессов холодного и горячего выдавливания и, в частности, создание штампованных поршней с упрочненной зоной первого поршневого кольца и технологии их получения с использованием изотермической горячей и полугорячей штамповки на основе уточнения математических моделей, описывающих напряжение пластического течения металлов.

Научная новизна работы заключается в экспериментальном доказательстве положения о том, что в качестве меры напряжения следует выбирать максимальное касательное напряжение, меры деформации - максимальный сдвиг; разработке и обосновании метода построения кривых упрочнения кручением конического образца; разработке и экспериментальном подтверждении математической модели сопротивления горячей деформации; показана возможность использования уточненных мер напряжения и деформации при разработке математической модели штамповки в условиях холодной деформации на примере комбинированного выдавливания корпуса кумулятивного заряда и при полугорячей деформации на примере упрочнения поршня. Достоверность выдвинутых положений обоснована совпадением кривых упрочнения, построенных различными методами в выбранных координатах.

Практическая ценность работы состоит в методике определения деформирующих усилий как операций холодной объемной штамповки, так и операций горячей и полугорячей штамповки; создании поршней повышенной надежности с упрочнением в зоне поршневого кольца и технологии их изготовления.

В первой главе дан обзор литературных источников, так или иначе связанных с изучаемыми темами: исследования условия пластичности и гипотезы единой кривой; методы построения кривых упрочнения; модели напряжения течения при горячей деформации; технологические проблемы изотермической штамповки; напряженно-деформированное состояние при редуцировании и комбинированном выдавливании, способы определения усилия деформирования и учета упрочнения. В заключении обзора сформулированы неисследованные или требующие уточнения проблемы, цель и задачи настоящей работы.

Во второй главе приведена методика и результаты исследования сопротивления деформации металлов при комнатной температуре. Предложена, обоснована и реализована новая методика построения кривых упрочнения кручением сплошного конического образца. Экспериментально обоснован выбор максимальной деформации сдвига в качестве деформационной меры при простом нагруженной, и предложена новая мера - накопленный максимальный сдвиг - при сложном нагружении. Установлена и получена количественная оценка зависимости напряжения течения при сложном нагружении - двухэтапном деформировании- от утла излома траектории деформации.

В третьей главе описана новая математическая модель сопротивления металлов горячей пластической деформации и найдены числовые значения параметров, входящих в эту модель для некоторых металлов. Модель проверена по результатам экспериментов, проведенных В.В.Бойцовым и В.И.Масленниковой,

10 и по результатам экспериментов на сжатие цилиндрических образцов из алюминиевого сплава АК12Д.

В четвертой главе показана возможность применения полученных научных результатов для разработки технологии холодного выдавливания корпуса кумулятивного заряда и технологии упрочнения поршней ДВС.

При рассмотрении процесса выдавливания определена геометрия рабочего инструмента, обеспечивающая минимальное значение деформирующего усилия. Найдены термомеханические режимы деформирования, обеспечивающие получение приемлемой стойкости инструмента при максимальной скорости изотермической штамповки. Изготовлена опытная партия поршней повышенной надежности, принятая на производстве для испытаний.

Работа выполнена на кафедре и в лаборатории «Кузовостроение и обработка давлением» МГТУ МАМИ.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Анализ литературных данных по исследованию традиционно используемых условий пластичности - условие пластичности Треска-Сен-Венана и условие пластичности Губера-Мизеса - показывает, что экспериментальные данные противоречивы и требуют дополнительной проверки. Кроме того, при рассмотрении гипотезы единой кривой возникают проблемы, связанные с выбором меры деформации и влиянием кривизны излома траектории деформации на сопротивление деформированию.

2. Анализ литературных данных по имеющимся методикам определения напряжения течения в условиях горячей и полугорячей деформации позволил установить, что существующие методики определения напряжения течения носят частный характер и не учитывают в полной мере всех процессов, происходящих в деформируемом металле при повышенных температурах.

3. В результате проведенных экспериментальных исследований в условиях холодной деформации сделано заключение о том, что условие пластичности Треска-Сен-Венана более предпочтительно по сравнению с условием Губера-Мизеса. Кроме того, при рассмотрении гипотезы единой было установлено, что кривые упрочнения для различных напряженно-деформированных состояний предпочтительнее строить в координатах «максимальный сдвиг ев» -«максимальное касательное напряжение тп». Это означает, что в качестве меры деформации целесообразнее использовать величину максимального сдвига 8в, а не интенсивности деформации 81.

4. Исследование влияния угла излома траектории деформации на сопротивление деформированию показало, что изменение траектории деформации приводит к уменьшению напряжения течения. Величина уменьшения напряжения течения зависит от угла излома траектории деформации.

5. Разработана методика построения кривых упрочнения в условиях холодной деформации по результатам экспериментальных испытаний на кручение конических сплошных образцов. Данная методика позволяет избавиться от недостатков, присущих кручению цилиндрических сплошных образцов.

6. Разработана модель определения напряжения течения в условиях горячей деформации, описывающая процессы внутризеренной и межзеренной деформации. В данной модели учитываются такие процессы внутризеренной деформации как упрочнение и разупрочнение. Межзеренная деформация осуществляется за счет диффузионных процессов, происходящих во времени и приводит к вязкому течению материала. Более полный учет процессов протекающих при деформировании металла в условиях горячей деформации позволяет создать картину течения максимально приближенную к реальности. В первую очередь, вышеуказанные процессы необходимо учитывать при деформации сплавов, у которых в процессе динамической рекристаллизации размер зерен изменяется. На базе разработанной теории составлена методика вычисления напряжения течения по разработанной модели, основывающаяся на последовательном приближении к конечному значению напряжения течения и деформации.

7. На основании полученных научных результатов разработана технология холодного комбинированного выдавливания корпуса кумулятивного заряда с расчетным определением технологических параметров. Технология обеспечивает получение деталей высокого качества, с увеличенным коэффициентом использования металла по сравнению с обработкой резания. Разработанная технология принята к внедрению на НПК «Юнис». По предварительным расчетам экономический эффект при внедрении этого процесса в производство составит около 800 тыс. рублей.

8. На основании полученных научных результатов разработана технология горячего и полугорячего редуцирования поршня ДВС с упрочненной зоной

148 первого поршневого кольца с расчетным определением технологических параметров. Технология обеспечивает получение деталей высокого качества с улучшенными эксплуатационными характеристиками, без трещин, пор и зади-ров. Отштампована опытная партия поршней, которая принята предприятием НПП «Автотехнология» для дальнейшей обработки и проведения испытаний на двигателях.

1. Авицур Б. Исследование выдавливания металлов. // Конструирование и технология машиностроения. Труды американского общества инженеров-механиков. Пер. с англ. М.: Мир, 1965, № 1, с. 71 84.

2. Авицур Б. Характеристики течения через конические сужающиеся матрицы. // Конструирование и технология машиностроения. Труды американского общества инженеров-механиков. Пер. с англ. М.: Мир, 1966, № 4, с. 80-92.

3. Афендик Л.Г., Бессонов В.Г. О пластическом кручении цилиндрических стержней. // Заводская лаборатория. №2, 1950, с. 197 204.

4. Басюк Т.С. Оптимизация режимов изотермической штамповки деталей из малопластичных сплавов на основе разработки критерия пластичности для горячей деформации. Диссертация на соискание ученой степени канд. тех. наук. М.: МАМИ, 1990. 121 с.

5. Бойцов В.В., Балакин В.П. Штамповка высоконагретым инструментом. М.: Машиностроение, 1981. 52 с.

6. Бриджмен П.В. Исследования больших пластических деформаций и разрыва. Пер. с англ. М.: Изд-во иностр. лит., 1955. 444 с.

7. Гильденгорн М.С., Кот Ю.Д. Анализ некоторых новых формул для расчета давления при прессовании прутков. // Цветные металлы. № 7, 1971, с. 61 66.

8. Горев Б.В. К построению кривых деформирования при кручении. // Заводская лаборатория, №12,1978, с. 1511 -1514.

9. Ю.Горев Б.В., Клопотов И.Д. Методика построения кривых деформирования на кручение при больших деформациях. // Заводская лаборатория. №12, 1995, с. 50-53.

10. П.Грищенко H.A., Ромашов В.К., Суяров Д.И. Способ определения истинного сопротивления деформации при скручивании сплошных образцов. // Технология легких металлов. №4, 1975, с. 29 31.

11. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов. Т. 2. М.: Металлургиздат, 1961.416 с.

12. Давиденков H.H., Спиридонова Н.И. Анализ напряженного состояния в шейке растянутого образца. // Заводская лаборатория. № 6, том XI, 1945, с.583 -593.

13. Деордиев Н.Т. Обработка деталей редуцированием. М.: Машгиз, 1960.156 с.

14. Джонсон В., Кудо X. Механика процесса выдавливания металла. М.: Металлургия, 1965. 174 с.

15. Жуков А.М. Пластические свойства и разрушение стали при двухосном напряженном состоянии. // Институт механики академии наук СССР. Инженерный сборник, том XX, 1954, с. 37-48.

16. Жуков A.M. Прочность и пластичность сплава Д16Т при сложном напряженном состоянии. // Известия Академии наук СССР. Отделение технических наук, №6,1954, с. 61 70.

17. Калпин Ю.Г. Разработка обобщенной теории и технологии объемной изотермической штамповки. Диссертация на соиск. ученой степени докт. техн. наук. М.: 1986.

18. Калпин Ю.Г., Басюк Т.С. Напряжение течения при горячем изотермическом деформировании. // Кузнечно-штамповочное производство. №3, 1990, с. 7 -9.

19. Калпин Ю.Г., Тимофеев А.А. Влияние немонотонности деформации на пластичность металлов при обработке давлением. //Исследования в области теории, технологии и оборудования штамповочного производства. Тула: ТГУ, 1996, с. 68 72.

20. Калпин Ю.Г., Перфилов В.И., Петров П.А. О гипотезе единой кривой. // Вопросы исследования прочности деталей машин. Сборник научных трудов кафедры «Прикладная механика». М.: МГАПИ, 1998, вып. 5, с. 19 27.

21. Кашин Ю.Г., Перфилов В.И., Петров П.А. Методика построения кривых упрочнения по результатам испытаний на кручение конических образцов. М.: МГТУ МАМИ, 1998 12 с. (Депон. в ВИНИТИ 07.12.98, № 3560-В 98).

22. Кал пин Ю.Г., Перфилов В.И., Петров П.А. Исследование влияния угла излома траектории деформации на напряжение течения при сложном нагруже-нии. М.: МГТУ МАМИ, 1998 9 с. (Депон. в ВИНИТИ 07.12.98, № 3559-В 98).

23. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1986. 688 с.

24. Корженко О. Т. Определение показателей пластической деформации при кручении. // Заводская лаборатория, №5,1952, с. 599 604.

25. Митрохин Н.М., Ягн Ю.И. О систематическом характере отклонений от закона пластичности. // Доклады Академии наук СССР, №4, том 135, 1960, с. 796 799.

26. Надаи А. Пластичность и разрушение твердых тел. Пер. с англ. М.: Изд-во иностр. лит., 1954. 647 с.

27. Норицын И.А., Кислый П.Е. Определение механических характеристик стали при испытании на кручение. // Заводская лаборатория, №8, 1960, с. 999 -1006.

28. Овчинников А.Г. Основы теории штамповки выдавливанием на прессах. М.: Машиностроение, 1983. 200 с.

29. Персиянцев В.А. К вопросу зависимости сопротивления от скорости деформации. II МАМИ. Процессы штамповки и их технологические параметры. М.: Машгиз, 1959, с. 128 -145.

30. Персиянцев В.А. О зависимости сопротивления деформации от скорости горячей обработки давлением. // Известия Академии наук СССР. Металлы, №2,1980, с. Ii 18.

31. Перфилов В.И., Загидуллин А.Я. Разработка математической модели и методики определения сопротивления деформации при горячем формоизменении. М.: /Рукопись деп. в НИИмаш./, 1991.

32. Поздеев A.A., Тарновский В.Н. и др. Применение теории ползучести при обработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1973. 192 с.

33. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. М.: Наука, 1966. 752 с.

34. Ратнер С.И. и др. Прочность и пластичность металлов. М.: Оборонгиз, 1949. 152 с.

35. Рейнер М. Реология. Перевод с англ./Под редакцией Э.И.Григолюка. М.: Наука, 1965. 223 с.

36. Розенблюм В.И., Виноградов H.H. К расчету ползучести конструкций при низких уровнях напряжений. // Проблемы прочности АН УССР, № 12, 1973, с. 38 39.

37. Рыбалко Ф.П., Якутович М.В. Локализация деформации и определение пластичности стали при кручении и растяжении. // Журнал технической физики. Том ХХШ, вып. 5,1953, с. 771 778.

38. Сверхмелкое зерно в металлах. Перевод с англ./Под редакцией

39. Л.К.Гордиенко. М.: Металлургия, 1973:384 с.

40. Смирнов О.М. Обработка металлов давлением в состоянии сверхпластичности. М.: Машиностроение, 1979. 184 с.

41. Смирнов-Аляев Г.А. Механические основы пластической обработки металлов. Л.: Машиностроение, 1968. 272 с.

42. Соколов Л.Д. Сопротивление металлов пластической деформации. М.: Ме-таллургиздат, 1963. 284 с.

43. Соколов Л.Н., Икорский В.К. Зависимости ст ~ е ~ t при горячей пластической деформации металлов. // Известия АН СССР. Металлы, №2,1979, с. 115 -117.

44. Соколов Л.Н., Ефимов В.Н. и др. Исследование упрочнения-разупрочнения сталей при циклическом деформировании. // Известия ВУЗов. Черная металфлургия, №11,1986, с. 77 82.

45. Степанский Л.Г. Расчет процессов обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1979. 215 с.

46. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1971. 424 с.

47. Талыпов Г.Б. Границы текучести и разрушения малоуглеродистой стали в случае простого и сложного нагружения. Влияние старения. // Известия Академии наук СССР. Отделение технических наук, №6,1961.

48. Тарновский И.Я., Поздеев A.A. и др. Теория обработки металлов давлением. М., Металлургиздат, 1963. 672 с.

49. Томленов А.Д. Теория пластического деформирования металлов. М.: Металлургия, 1972. 408 с.

50. Фиглин С.З., Бойцов В,В., Калпин Ю.Г. Горячая штамповка и прессование титановых сплавов. М.: Машиностроение, 1975. 285 с.

51. Фиглин С.З., Бойцов В.В., Калпин Ю.Г. Преимущества горячей изотермической штамповки. // Кузнечно-штамповочное производство. №9,1972, с. 6 9.

52. Фиглин С.З., Калпин Ю.Г., Бойцов В.В., Каплин Ю.И. Изотермическое деформирование металлов. М.: Машиностроение, 1975. 239 с.

53. Филиппов Ю.К., Перфилов В.И., Петров П.А. Комбинированное выдавливание стаканов в конической матрице коническим пуансоном. М.: МГТУ МАМИ, 1999 14 с. (Депон. в ВИНИТИ 09.04.99, № 1081-В 99).

54. Филиппов Ю.К., Перфилов В.И., Петров П.А. Кинематический анализ процесса комбинированного выдавливания детали типа стакан с внутренней и внешней конической поверхностью. Тула: ТГУ, 1999.

55. Фридман Я.Б., Зилова Т.К. и др. Изучение пластической деформации и разрушения методом накатанных сеток. М.: Оборонгиз, 1962.188 с.

56. Чиченев H.A., Кудрин А.Б., Полухин П.И. Методы исследования процессов обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1977. 311 с.

57. Шехтер В.Я. Обобщение теории кривых истинных напряжений. // Заводская лаборатория, №5, 1952, с. 605 611.

58. Шофман JI.A. Элементы теории холодной штамповки. М.: Оборонгиз, 1952. 335 с.156

59. Bertch P.K., Findley W.N. An experimental study of subsequent yield surfaces -corners, normality, Bauschinger and allied effects. // Proc. 4-th U.S. Nath. Cong., Applied Mechanics (Berkley, Calif., 1962) v.2, Pergamon Press, 1962.

60. Hart E.W. A theory for flow of polycristals. // Acta metallurgica, 1967, v. 15, p. 1545 1549.72.0no Akimasa. Stress and strain in metals undergoing plastic flow-tube-wall subjected to axial pull and torque. // Proceding of Japan Academy, 29, 8, 1953.

61. Osgood W.R., Washington D.C. Combined-stress tests on 24S-T aluminum-alloy tubes. // Journal of Applied Mechanics, v. 14,2,1947, p. 147 153.

62. Программа расчета параметров напряженно-деформированного состоянияпри кручении конического образца1. SCREEN 8

63. PUT "Максимальный момент, Нм, DM=", DM INPUT "Модуль упругости второго рода(сдвига), Н/мА2", G 45 FOR 1=1 ТО N

64. PUT "Радиус, мм, r(I)=", rl(I) 50 NEXT I

65. N1 = N 1 55 FOR 1 = 3 ТО N1 i(0 = П©59 NEXT I60 FOR 1=1 ТО N

66. PUT "Угол,градус,GAM 1 (1)=", GAM1(I) INPUT "Угол,минута,GAM2(1)=", GAM2(I) GAMnl(I) = GAM 1(1) + GAM2(I) / 60! PRINT #1, "Угол наклона образующей, градус", GAMnl(I) 65 NEXT I 70 FOR I = 3 TO N1

67. GAMn(I) = GAMnl(I) 75 NEXT I 80 FOR 1 = 3 TO N1

68. GAMy(I) = 2! * DM/(PI * r(I)Л 3 * G) * 10 GAM(I) = GAMy(I) + (GAMn(I) * PI / 180!) PRINT #2, "Полный угол наклона образующей", GAM(I) 90 NEXT I

69. GOSUB 500 95 FORI = 3 TONI

70. Ei(I) = TAN(GAM(I)) / SQR(3!): PRINT #4, Ei(I) S(I) = 3! * DM/(2! * PI * r(I) A 4!)

71. T13(I) = S(I) * (r(I) Ei(I) * (SQR(3!) * COS(GAM(I)) Л 2) * drg(I)) * 1000! Ti(I) = SQR(3!) * T13(I): E13(I) = SQR(3!) / 2! * Ei(I) PRINT #5, Ti(I): PRINT #6, T13(I): PRINT #7, E13(I) 140 NEXT I 200 END

72. Подпрограмма вычисления производной.00 INPUT "Введите шаг Н=", Н

73. PUT "Задайте число ординат К-К

74. PUT "Задайте начальный угол, градус, GAMnl 1=", GAMnl 1 INPUT "Задайте начальный угол, минута, GAMnl2=", GAMnl2 GAMnl = GAMnl 1 + GAMnl2 / 60! P = ((GAMnl + H) GAMnl) / H FOR1=1 TO 5 L = I + 1

75. L > 5 THEN GOTO 550 ELSE GOTO 510 510 L = l г 2

76. L > 5 THEN GOTO 550 ELSE GOTO 520 520 L = I + 3

77. L > 5 THEN GOTO 550 ELSE GOTO 530 530 L = I + 4

78. L > N THEN GOTO 560 ELSE GOTO 551551 L-I + 2

79. L > N THEN GOTO 560 ELSE GOTO 552552 L = I + 3

80. L > N THEN GOTO 560 ELSE GOTO 553553 L = I + 4

81. L > N THEN GOTO 560 ELSE GOTO 554

82. A(I) = rl(I): B(I) = rl(I + 1): C(I) = rl(I + 2): D(I) = rl(I + 3): E(I) = rl(I + 4) A = (2! * P Л3 3! * P A2 -P + 1!) * A(I)/ 12! В=(4!*РА3-3!*Рл2-8! * P + 4!) * B(I)/6!

83. С = (2! * P A 3 5! * P) * C(I) / 2! D = (4! * P A3 + 3! * P A 2 - 8! * P - 4!) * D(I) /6! E = (2!*PA3+3!*PA2-P-1!)* E(I)/ 12! El = A - В + С - D + E: drg(I) = E1 /Н: PRINT #3, drg(I) 560 NEXT I 570 RETURN

84. Программа расчета напряжения течения при горячей деформации1. ECLARE SUB Model ()

85. ECLARE SUB Plastic (EEt, EEI, M, SGI, SG2)

86. ECLARE SUB Diffur (SGI, SG2, EEt, EEI)

87. COMMON SHARED CO, CI, C2, C3, C4, C5, C6, CI, C8, C9, CIO, Cll, C12 COMMON SHARED C13, C14, zapros%

88. DIM SG(3), E(3), EE(999), Ei(999), A(999), B(999) CLSvub% = 0!1000 INPUT "Введите имя файла с исходными данными ", J$

89. PUT "Количество экспериментальных точек, К-К

90. OPEN J$ FOR INPUT AS #1 FORI = 1 ТОК

91. PUT #1, A(I), B(I), EE(I), Ei(I) NEXT I: CLOSE #1 ELSE END IF1. vub% = 0! THEN

92. OPEN "kruprt.dat" FOR OUTPUT AS #2 OPEN "defsig.dat" FOR OUTPUT AS #3 OPEN "str rate.dat" FOR OUTPUT AS #4 ELSE

93. PUT "Введите имя файла для вывода (кривая упрочнения) ", JJ$ INPUT "Введите имя файла для вывода (деформация) JJJS

94. PUT "Введите имя файла для вывода (скорость деф-ции) JJJJS OPEN JJ$ FOR OUTPUT AS #2 OPEN JJJ$ FOR OUTPUT AS #3 OPEN JJJJ$ FOR OUTPUT AS #4 END IF

95. Ввод исходных данных 'Геометрические размеры образца INPUT "Начальная высота образца, м, Н-', Н

96. PUT "Начальный радиус образца, м, R-R

97. PUT "Интервал времени, с, DTS=", DTS1. Характеристики материала

98. PUT "Степень черноты заготовки, EPR-EPR

99. PUT "Теплоемкость материала образца, Дж/(кг*°С), СС-СС INPUT "Плотность материала образца, кг/мЛ3, R0=", R0 INPUT "Коэффициент теплоотдачи, Дж/(кг*с*°С), ALF=", ALF INPUT "Начальная температура образца, °С, Т0=", ТО

100. Характеристики сплава АК12Д

101. EPR = .6: СС = 880!: R0 = 2650!: ALF = 6300! 'Характеристики сплава ВТ6

102. EPR = .6: СС = 668.8: R0 4500!: ALF = 8360! 'Коэффициенты для сплава АК12Д 'SG0 = 30! - 086 * ТО 'АО = 690! - 1.61259 * ТО "N0 = .298 * ЕХР(-.0059 * (ТО - 220!)) 'Коэффициенты для сплава ВТ6 'IF Т0=950 THEN 'SG0 - 22.5

103. АО = 562.13-0.51 *Т0 ■N0 = 0.5 'ELSE 'SGO = 4.

104. АО = 562.13-0.51 *Т0 •N0 = 0.25 'END IF

105. Присвоение начальных значений

106. ABS(difl!) < .001 AND ABS(di£2!) < .001 THEN

107. GOTO 3 ELSE END IF : M>M+l

108. SIGml = SIGm: SGI = SG(1): SG2 = SG(2) DO = EEplm: d5 = d4: Evml = Evm 'Коэффициенты для сплава АК12Д

109. SG01 = 30! .086 * Tffil: MU = 51000! 'Коэффициенты для сплава BT6 'IF T0=950 THEN

110. SG0 22.5: MLN8510.24-7.17*Tml TsLSE

111. SG0 = 4.: MU=8510.24-7.17*Tml 'END IF

112. Evm = (SIGml SG01) / MU: SIGvm - MU * Evm Eplm = E - Evm: d4 = Eplm 'Проверка скорости пластической деформации на отрицательность IF Eplm <0! THEN

113. PRINT "НЕВЕРНОЕ ЗНАЧЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ВЯЗКОСТИ": ВЕЕР: SLEEP 1 ELSE END IF

114. EEplm = Eplm * DTS: dl = EEplm IF dl > D THEN1. EEplm = D ELSE END IF

115. EEI = E(l): EEt = E(2): EEvm = D EEplm GOTO 1

116. PUT "Будем работать с новыми данными: ДА -> 1, НЕТ -> 2 vub%1. vub% = 1 THEN GOTO 1000 COLOR 4: PRINT "РАСЧЕТ ЗАКОНЧЕН" END SUB1. REM SSTATIC

117. SUB Plastic (EEt, EEI, M, SGI, SG2)

118. Определение Kl, K2, КЗ, K4 (Метод Рунге-Кугта четвертого порядка) М = М: EEt Е(2): EEI = E(l): SGI = SG(1): SG2 = SG(2)

119. CALL Diffur(SGl, SG2, EEt, ЕЕГ) K1 = DTS * F

120. EEt = (Eplm + E(2)) / 2!: EEI = E(2) SG2 = .5 * K1 + SG<2): SGI SG(2) CALL Diffiir(SGl, SG2, EEt, EEI) K2 - DTS * F

121. SUB Diffiir (SGI, SG2, EEt, EEI) 'Решение тепловой задачи SGI = SGI: SG2 = SG2: EEI = EEI: EEt = EEt

122. K11=DTS*B31 *(SG1 * 10 Л 6 * EEI B21 * (Tml A 4 - TO л 4) - B11 * (Tml - TO)) K22 = DTS * B31 * (SG2 * 10 л 6 *EEt-B21 * ((Tml + K11) A 4 - TO л 4) - B11 * ((Tml + K11)-T0>)

123. Tm = Tml + .5 * (Kll + K22): Tml = Tm

124. DTV = B31 * (SG2 * 10 л 6 * EEt B21 * (Tm л 4 - TO A4) - Bll * (Tm - TO)) 'Определение коэффициентов 'Коэффициенты для сплава АК12Д

125. G = .85 + (Tm TO) * .005: B4 = G: SG01 = 4!: DSQT=0! 'A= 562.13193# - .51 * Tm: DAT = -.51 ■N = 0.25: DNT = 0! 'END IF

126. Решение основного диф.уравнения F1 = DS0T * DTV

127. F2 = A A (1! / N!) * N! * (SG2 SG01) A (1! -1! / N!) * EEt F3 = (SG2 - SG01) * (DAT / A * DTV - G)

128. F4 = (SG2 SG01) * LOG(((SG2 - SG01) / A) A (1! / N!>) * DNT * DTV F = F1+F2 + F3+F4 L = L END SUB

129. Программа ZADACHA (расчет усилия деформирования при холодном комбинированном выдавливании)

130. ECLARE SUB HEIGHT (rl, гЗ, r4, betta, alfa, Vo, Tayl3, Taykl, Tayk2, a, g, ag, e)1. DECLARE SUB Table Q

131. DECLARE FUNCTION epsi (ro, z)

132. DECLARE FUNCTION epsip (ro, z)

133. DECLARE FUNCTION epsicon (ro, z)

134. DECLARE FUNCTION epsiconp (ro, z)

135. DECLARE FUNCTION epsicil (ro, z)

136. DECLARE FUNCTION epsicilp (ro, z)

137. DECLARE FUNCTION TRAP (al, bl, flag)

138. CATE 14, 17: PRINT STRING$(20, "")

139. CATE 15, 17: PRINT "©Составил: Петров П. А., МГТУ МАМИ, 1998" LOCATE 17, 16: PRINT STRING$(51,"-") COLOR 7,0 CLS1. Ъвод исходных данных

140. PUT "Диаметр поковки после операции осадки (2 этап),мм, d= ", d

141. PUT "Высота дна поковки после операции осадки (2 этап),мм, h= h

142. PUT "Радиус области 1 ,мм, г 1= rl

143. PUT "Максимальный радиус области 2,мм, гЗ= гЗ

144. PUT "Минимальная высота области 1 и 2,мм, hlmin= ", hlmin

145. PUT "Максимальная высота области 1 и 2,мм, hlmax= hi max

146. PUT "Точность определения высоты области 1, е= ", е

147. PUT "Максимальный внутренний радиус области 3,мм, г5= ", г5

148. PUT "Максимальный внешний радиус области 3,мм, г4~ ", г4

149. PUT "Конечная высота области 3,мм, h3= h3

150. PUT "Максимальный внутренний радиус области 4,мм, гб= ", гб

151. PUT "Конечная высота области 4,мм, Ы= ", h4

152. PUT "Конечная высота области 5,мм, h5= ", h5

153. PUT "Угол внутреннего конуса,минт., betta2= ", betta2

154. PUT "Угол внешнего конуса,град., alfal= ", alfal

155. PUT "Угол внешнего конуса,минт., alfa2= ", alfa2

156. Пересчет значений углов, выраженных в градусах, в радианы berta = bettal + betta2/60!: betta-PI*betta/180! alfa = alfal + alfa2 / 60!: alfa = PI * alfa / 180!

157. PUT "Скорость деформирования,м/с, Vo= ", Vo

158. Геометрические размеры каждой из областей при прямом выдавливании INPUT "Радиус области 1 ,мм, г 1р= ", rip

159. PUT "Угол внутреннего конуса,минт., gamma2= ", gamma2

160. Пересчет значений углов, выраженных в градусах, в радианы gamma = gamma! + gamma2 / 60!: gamma = PI * gamma / 180! 'Определение механических характеристик материала 'Корпуса кумулятивного снаряда INPUT ''Материал детали? ", sMaterS

161. PUT "Характеристики степенного закона упрочнения при ХОШ, кгс/ммА2, В= ", b INPUT" An= An

162. Определяем касательное напряжение на поверхности контакта INPUT "Коэффициент трения на поверхности контакта, mu= mu

163. Tayk2 = mu * Tayl3 CALL HEIGHT(rl, r3, r4, betta, alfa, Vo, Tayl3, Taykl, Tayk2, a, g, ag, e)iND

164. Расчет положения границы раздела теченияив HEIGHT (rl, гЗ, г4, betta, alfa, Vo, Тау13, Taykl, Tayk2, a, g, ag, e) L=10 hi-a: hl(L) = hl1. hi >= g THEN К = L 1: GOTO 25

165. Определяем скорости перемещения и скорости деформаций 'ОБРАТНОЕ ВЫДАВЛИВАНИЕ * 'ОБЛАСТЬ 1

166. Vzl = Vo: Vrl = .5 * Vo * rl /hi: epsrol = .5 * Vo / hi: epstetal = epsrolepszl = ABS(Vo / hi): epsil Vo / hi

167. PRINT #2, "Высота области 1 и 2, м hl=", hi1. PRINT #2, "ОБЛАСТЬ 1"

168. PRINT #2, "Интенсивность скорости деформаций, 1/c epsi4=", epsi4 'Определение мощности для обратного выдавливания 'Мощность внутренних сил

169. Wl = PI * Тау13 * epsil * hi * rl л 2: PRINT #3, "Высота области 1 и 2, м Ы-hi

170. PRINT #7, "Wl=", Wl: SUMMA1 (r2 A 2 - rl Л 2) * hi

171. SUMMA1 = SUMMA1 + r2 * hi л 2 * TAN(alfa) + hi A 3 / 3! * TAN(alfa) л 2

172. W2 = PI * Tayl3 * epsi2 * SUMMAl: PRINT #7, "W2=", W2 SUMMA22 = (r3 A 2 rl A2) * h3

173. DIFFER2 = r4 A 3 r4 A 2 * r6: DIFFER3 = (r4 A 3 - гб A 3) / 3! •

174. Wdelta45 = 2! * PI * Taykl * Drob25 * (DIFFER2 DIFFER3) PRINT #7, "Wdelta45=", Wdelta45 Wdelta = Wdeltal2 + Wdelta23 + Wdelta34 + Wdelta45 Wgenl = Wi + Wtay + Wdelta

175. PRINT #3, SPC(5); "Wi"; SPC(8); "Wtay"; SPC(8); "Wdelta"; SPC(8); "Wgenl" PRINT #3, Wi; Wtay; Wdelta; Wgenl 'Определяем усилие деформирования при О.В. Pdefob Wgenl / Vo: Pdefob(L) - Pdefob

176. PRINT #3, "Высота области 1 и 2 при П.В., м hlp=", hip FOR 1=1 TO 1! STEP .1 'Значение коэффициента а, 0<=а<=1 omega(J) = I: Vop(J) = (1! - omega(J)) * Vo Vop - Vop(J): PRINT #3, "omega(J)=", omega(J) PRINT #3, "Vop-1, Vop 'ОБЛАСТЬ 1

177. Определяем скорости перемещения и скорости деформаций Vzlp = Vop: Vrlp = .5 * Vop * rip / hip epsrolp = .5 * Vop /hip: epstetalp = epsrolp epszlp = ABS(Vop / hip): epsilp = Vop / hip PRINT #2, "Высота области 1 и 2,м hip-", hip PRINT #2, "ОБЛАСТЬ 1"

178. PRINT #2, "Интенсивность скорости деформаций, 1/c epsi2p=", epsi2p 'ОБЛАСТЬ 3

179. Определение мощности для прямого выдавливания Мощность внутренних сил

180. Wtaylp = PI * Tayk2 * Vop * rip A 3 / (3! * hip). PRINT #7, "Wtaylp=\ Wtaylp Drob26 = Vop * TAN(alfa) / COS(alfa) A 2: PRN3 = 2\ * PI * Tayfc2 * Drob26 al = 0!: bl = hip: flag = 11: Wtay2p = PRN3 * TRAP(al, bl, flag): PRINT #7, "Wtay2p=", Wtay2p

181. Drob27 = Vop * гЗр A 2 / COS(alfa) A 2: PRN4 = 2! * PI * Tayk2 * Drob27 al = 0!: bl = h3p: flag = 12: Wtay31p = PRN4 * TRAP<al, bl, flag) PRINT #7, "Wtay31p=", Wtay31p

182. Drob28 Vop * гЗр A 2 / COS(gamma) A 2: PRN5 — 2\ * PI * Tayk2 * Drob28 al = 0!: bl = h3p: flag - 13: Wtay32p = PRN5 * TRAP(al, bl, flag) PRINT #7, "Wtay32p=", Wtay32p

183. Wtay3p = Wtay3 lp + Wtay32p: PRINT #7, "Wtay3p=", Wtay3p PRN6 = 2! * PI * Tayk2 * Vop * r4p * гЗр A 2 al = 0!: bl = h4p: flag 14: Wtay41p = PRN6 * TRAP(al, bl, flag) PRINT #7, "Wtay41p=", Wtay41p

184. Drob29 = Vop * гЗр A 2 / COS(gamma) A 2: PRN7 = 2! * PI * Tayk2 * Drob29 al = 0!: bl = h4p: flag = 15: Wtay42p = PRN7 * TRAP(al,bl, flag) PRINT #7, "Wtay42p=", Wtay42p

185. PRN8 = Vo * (rl л 3 rip л 3) / (6! * hi)

186. Wdelta21p = ABS(2! * PI * Taykl * (PRN8 Drob35))

187. PRINT #7, "Wdelta21p=", Wdelta21pal = rl: bl = r2: flag 22: Drob36 = TRAP(al, bl, flag)al = rl: bl = r2: flag = 23: Drob37 = TRAP(al, bl, flag)

188. Wdelta22p = ABS(2! * PI * Taykl * (Drob37 Drob36))

189. PRINT #7, "Wdelta22p=", Wdelta22p

190. WdeltaOB = Wdeltal lp + Wdelta21p + Wdelta22p

191. PRINT #7, "WdeltaOB^", WdeltaOB

192. Wdeltap = Wdeltal2p + Wdelta23p + Wdelta34p + WdeltaOB

193. Wgenlp = Wip + Wtayp + Wdeltap

194. PRINT #3, SPC(3); "Wip"; SPC(7); "Wtayp"; SPC(5); "Wdeltap"; SPC(6); "Wgenlp"

195. PRINT #3, Wip; Wtayp; Wdeltap; Wgenlp

196. Определяем усилие деформирования при П.В.

197. Pdefp(J) = Wgenlp / Vop: J = J + 11. NEXT I

198. Запись массивов omega(J) и Pdelp(J)

199. PRINT #5, "omega", SPC(5); "Усилие деформирования Pdefp" FOR J = 1 TO 9omega(J) = omega(J): Pdeф(J) = PdefpfJ): PRINT #5, omega(J), SPC(5); Pdeф(J) NEXT J

200. Поиск наименьшего значения в массиве Pdeф(J) 'Определение соответствующего значения omega(J) omegamin = omega(l): Pdefinin = Pdeф(l) FOR J= 1 TO 9 IF (J + 1) <= 9 THEN IF Pdeф(J) < Pdeф(J + 1) THEN Pd = Pdeф(J): omg = omega(J) ELSE

201. Pd = Pdeф(J + 1): omg = omega(J + 1) END IF END IF

202. Pd <= Pdefmin THEN Pdefinin = Pd: omegamin = omg Pdefinin = Pdefinin: omegamin = omegamin NEXT J

203. COLOR 4, 0: PRINT , " ИЗМЕНИ УГОЛ КОНУСА МАТРИЦЫ!!!"1. GOTO 30 20 Pdef = Pdefob

204. COLOR 0,1: PRINT #4, "Высота очага деформациям hl=", hi PRINT #4, "Усилие деформирования,H - Pdef=", Pdef PRINT #4, "Удельное усилие деформирования,Па - Qdef=", Qdef1. GOTO 305 'Поиск наименьшего значения в массиве Pdefob(L)

205. Pdob = Pdefob(L + 1): Qdob = Qdefob(L + 1) Qdobpr = Qdefobpr(L + 1): hlob = hl(L + 1) Pdefpr = Pdefpk(L + 1): Qdefpr = Qdefp(L + 1): hlpr = hlp(L + 1) END IF END IF

206. Pdob <= Pdefobmin THEN Pdefobmin = Pdob: Qdefobmin = Qdob: Qdefobprmin =

207. Qdobpr: hlk = hlob: Pdefpmin = Pdefpr: Qdefpmin = Qdefpr: hlpk = hlpr Pdefobmin = Pdefobmin; hlk = hlk: Pdefpmin = Pdefpmin: hlpk = hlpk Qdefobmin = Qdefobmin: Qdefpmin = Qdefpmin NEXT L

208. Pdefob = Pdefobmin: hlk = hlk: Pdefp = Pdefpmin: hlpk = hlpk Qdefob = Qdefobmin: Qdefobpr = Qdefobprmin: Qdefp = Qdeфmin CALL Table

209. Печать результатов расчета

210. PRINT #4, SPACE$(30) + "Результаты расчета"1. PRINT #4,

211. PRINT #4, SPC(5); "r" + STRING$(dlina, "=") + "T" + STRING$(dvector, "=") + FOR 1=1 TO 7

212. LEN(line$(I)) = dlina AND LEN(vector$(I)> = dvector THEN PRINT #4, SPC(5);"!" + line$(I) + "¡" + vector$(I) + "¡" ELSE

213. PRINT #4, SPC(5); + line$(I) + SPACE$(dlina LEN(line$(I))) + "¡" + vector$(I) + SPACE$(dvector - LEN(vector$(I))) + "J" END IF

214. I = 7 THEN PRINT #4, SPC(5); "L" + STRING$(dIina, "=") + + STRING$(dvector, "=") + "-": END

215. PRINT #4, SPC(5); + STRING$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") + T NEXT I 3 0 'Расчет завершен!!! END SUB

216. Расчет скоростей перемещения, скоростей деформаций1. FUNCTION epsi (го, z)1. RII = r2 + z * TAN(alfa)

217. RVp = r5p + z * TAN(gamma): VRVp = Vop * r3p A 2 * TAN(gamma) / (r4p A 2 RVp A 2) Vro4p = VRVp * RVp * (r4p A 2 - ro A 2) / (ro * (r4p A 2 - RVp A 2» epsteta4p = Vro4p / ro: epsz4p = 2! * VRVp * RVp / (r4p A 2 - RVp A 2) epsro4p = -epsz4p - epsteta4p

218. RHI = rl + z * TAN(betta): RfV = r3 + z * TAN(alfa)

219. DROB4 = (rl * z + .5 * z A 2 * TAN(betta))

220. VRIII = rl A 2 * TAN(betta) + 2! * TAN(betta) A 2 * DROB4

221. VRHI = Vo * (VRIII / (RIV A 2 RIIIA 2) + TAN(betta))

222. VRIV = Vo * (rl A 2 * TAN(alfa) + 2! * TAN(alfa) * TAN(betta) * DROB4)

223. VRIV = VRIV / (RIV A 2 RIIIA 2)

224. DrobS = (RIV A 2 ro A 2) / (RIV A 2 - RHIA 2)

225. Drob8 = (4! * RIO * RIV * ro A 2 2! * RIII * RIV A 3) Drob9 - (VRin * TAN(alfa) + VRIV * TAN(betta)) * Drob8 tetaroz32 = tetaroz32 + Drob9

226. DroblO = 2! * RIII * RIV * (VRIII * RIII A 2 * TAN(alfa) + VRIV * RIV A 2 * TAN(betta)) tetaroz32 = tetaroz32 DroblO

227. Drobl 1 = RID A 2 * ro A 2 * (3! * VRIII * TAN(betta) + VRIV * TAN(alfa)> tetaroz32 = tetaroz32 Drobl 1

228. SPACE$(30) + "Результаты расчета"

229. SPC(5); "г" + STRING$(d1ma, "=") + "T" + STRING$(dvector, "=") +

230. SPC(5); "j" + SPACES(dlina) + "!" + SPACES(dvector) + "J"

231. SPC(5); "I" + STRING$( dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") + "J"

232. SPC(5);+ SPACE$(dlina) + "!" + SPACES(dvector) +T

233. SPC(5); "j" + STRING$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") + "j"

234. SPC(5); "j" + SPACES(dlina) + + SPACE$(dvector) +"'"

235. SPC(5); "{" + STRING$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") + "j"

236. SPC(5);"'" + SPACE$(dlina) + "!" + SPACE$(dvector) + "J"

237. SPC(5); "'" + STRTNG$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") +

238. SPC(5); "j" + SPACE$(dlina) + "¡" + SPACES(dvector) + "j"

239. SPC(5); "J" + STRMG$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") +"'"

240. SPC(5); "j" + SPACE$(dlina) + "|" + SPACE$(dvector) + "¡"

241. SPC(5); "j" + STRING$(dlina, "=") + "+" + STRING$(dvector, "=") + ""

242. SPC(5); "J" + SPACES(dlina) + ">" + SPACE$(dvector) +

243. SPC(5); "L" + STRING$(dlina, "=") + "j" + STRING$(dvector3 "=") +1. FOR 1=1 TO 7

244. CATE X +1,7: PRINT line$(I); LOCATE X +1, 63: PRINT vector$(I) X = X+1 NEXT Indsub

245. Численное интегрирование по методу трапеций

246. UNCTION TRAP (al, bl, flag) IF flag <> 1 THEN GOTO 200 Fa = (r2 * al) / (r2 A 2 rl Л 2) Fb = (r3 *Ы)/(гЗл2-г1 A2) Fx = Fa+ Fb: HH = (bl - al)/20!: X-al too X = X + HH

247. X >= b l THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 F = ((r2 + X * TAN(alfa)) * X) / ((r2 + X * TAN(alfa)) A 2 rl A 2) Fx = Fx + 2! * F: GOTO 100 ZOO IF flag <> 2 THEN GOTO 400

248. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 SUMMA8 = (r5 * X + .5 * X A2 * TAN(betta))

249. SUMMA9 = VzIIIk * (r4 A 2 r5 A 2) + 2! * Vo * TAN(betta) * SUMMA8 VzIV = SUMMA9 / (r4 A 2 - (r5 + X * TAN(betta)) A 2)

250. F = (r5 + X * TAN(betta)) * (VzIV Vo): Fx = Fx + 2! * F: GOTO 700 00 IF flag <> 5 THEN GOTO 1000

251. Drobl =21 * TAN(betta) *(rl*h3 + .5*h3A2* TAN(betta))

252. Vzink = (rl л 2 + Drobl) * Vo / (r4 л 2 r5 л 2); VzIV = VzIDk: Fa = VzIV

253. SUMMA8 = (r5 * bl + ,5 * bl л 2 * TAN(betta))

254. SUMMA9 = Vzlllk * (r4 л 2 r5 А 2) + 2! * Vo * TAN(betta) * SUMMA8 VzIV = SUMMA9 / (r4 л 2 - гб А 2); Fb = VzIV: Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20! X = al Ю0 X = X + HH

255. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 SUMMA8 = (r5 * X + .5 * X A2 * TAN(betta))

256. SUMMA9 VzIQk * (r4 A 2 - r5 A 2) + 2! * Vo * TAN(betta) * SUMMA8 VzIV = SUMMA9 / (r4 A 2 - (r5 + X * TAN(betta)) A 2): F = VzIV Fx = Fx + 2! * F: GOTO 900 1000 IF flag о 6 THEN GOTO 1200

257. Fa = 0!: Fb = bl / (r3 A 2 rl A 2): Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!; X = al 1100 X=X+HH

258. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 F = X/((r2 + X * TAN(alfa)) A 2 rl A 2): Fx = Fx + 2! * F: GOTO 1100 1200 IF flag <> 7 THEN GOTO 1400

259. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 F = Drobl + DIFFER 1 * (гЗ A 2 X A 2) / (гЗ A 2 - rl A 2): Fx = Fx + 2! * F: GOTO 1300 1400 IF flag <> 8 THEN GOTO 1600

260. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx; GOTO 10000

261. F = DROB2 + DIFFER2 * (гЗ A 2 X A 2) / (гЗ A 2 - rl A 2): Fx = Fx + 2! * F: GOTO 1500 1600 IF flag <> 9 THEN GOTO 1800

262. VRVn = Vzink * TAN(betta) + Vo * TAN(betta) Fa = VRVn * r5 * (r4 A 2 al A 2) / (r4 A 2 - r5 A 2) Fb = VRVn * r5 * (r4 A 2 - bl A 2) / (r4 A 2 - r5 A 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!; X = al 1700 X = X + HH

263. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 F = VRVn * r5 * (r4 A 2 X A 2) / (r4 A 2 - r5 A 2); Fx = Fx + 2 ! * F ; GOTO 1700 1800 IF flag о 10 THEN GOTO 2000

264. SUMMA 10 = rl * h3 + .5 * h3 A 2 * TAN(betta) PRN2 = 2! * Vo * TAN(alfa) * TAN(betta) * SUMMA10 PRN3 = 2! * Vo * TAN(betta) A 2 * SUMMA10

265. SUMMA11 = Vo * rl A 2 * TAN(alfa) + PRN2 SUMMA12 = Vo * rl A 2 * TAN(betta) + PRN3 VRIVk = SUMMA11 / (r4 A 2 r5 A"2) VRHIk = (SUMMA12 / (r4 A 2 - r5 A 2)) + Vo * TAN(betta) DIFFERS = VRHIk * r5 - VRIVk * r4

266. Fa = VRIVk * r4 + DIFFER3 * (r4 A 2 al A2)/(r4A2-r5 A2) Fb = VRIVk * r4 + DEFFER3 * (r4 A 2 - bl A 2) / (r4 A 2 - r5 A 2) Fx = Fa + Fb; HH = (bl - al) / 20!: X = al 900 X=X+HH

267. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 F = VRIVk * r4 + DIFFER3 * (r4 A 2 X A 2) / (r4 A 2 - r5 A 2) Fx = Fx + 2! * F: GOTO 1900 >000 IF flag <> 11 THEN GOTO 2200

268. Fa = r3p * (r3p A 2 rip A 2) / (r3p A 2 - rip A 2) DIFFER4 = r3p - bl * TAN(alfa) SUMMA14 = bl * rip A 2 / hip + (r3p A 2 - rip A 2) Fb - DIFFER4 * SUMMA14 / (DIFFER4 A 2 - rip A 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 2100 X=X+HH

269. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 DIFFERS = r3p X * TAN(alfa) SUMMA15 = X * rip A 2 / hip + (r3p A 2 - rip A 2) F = DIFFERS * SUMMA15 / (DIFFERS A 2 - rip A 2) Fx = Fx + 21 * F; GOTO 2100 2200 IF flag <> 12 THEN GOTO 2400

270. Fa = r2p / (r2p A 2 rip A 2): DIFFER7 = r2p - bl * TAN(alfa) SUMMA17 = rip + bl * TAN(gamma) Fb = DIFFER7 / (DIFFER7 A 2 - SUMMA17 A 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 2300 X = X + HH

271. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 DIFFERS = r2p X * TAN(alfa): SUMMA1B = rip + X * TAN(gamma) F = DIFFERS / (DIFFERS A 2 - SUMMA18 A 2) Fx = Fx + 2! * F: GOTO 2300 2400 IF flag <> 13 THEN GOTO 2600

272. Fa = rip / (r2p A 2 rip A 2): DIFFER 10 = r2p - bl * TAN(alfa) SUMMA20 = rip + bl * TAN(gaimna) Fb = SIIMMA20 / (DIFFERIO A 2 - SUMMA20 A 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 2500 X = X + HH

273. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx, GOTO 10000 DIFFER 11 = r2p bl * TAN(alfa): SUMMA21 = rip + bl * TAN(gamma) F = SUMMA21 /(DIFFER11 A2 - SUMMA21 A2) Fx = Fx + 2! * F: GOTO 2500 2600 IF flag <> 14 THEN GOTO 2S00

274. Fa = 1!7 (r4p A 2 r5p A 2): SUMMA23 = r5p + bl * T AN(gamraa) Fb = 1! / (r4p A 2 - SUMMA23 A 2): Fx = Fa + Fb; HH = (bl - al) / 20!; X = al 2700 X = X + HH

275. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx; GOTO 10000

276. SUMMA24 = r5p + X * TAN(gamma); F = 1! / (r4p A 2 SUMMA24 A 2); Fx = Fx+ 2! * F

277. GOTO 2700 BOO IF flag <> 15 THEN GOTO 3000

278. Fa = r5p / (r4p A 2 r5p л 2): SUMMA26 = г5р + Ы * TAN(gamma) Fb = SUMMA26 / (r4p A 2 - SUMMA26 л 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 900 X = X + HH

279. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 SUMMA27 = r5p + X * TAN(gamma)

280. F = SUMMA27 / (г4р A 2 SUMMA27 A 2): Fx = Fx + 2! * F: GOTO 2900 000 IF flag <> 16 THEN GOTO 3200

281. Fa = 1 !: DEFFERI2 = гЗр A 2 rip A 2: SUMMA29 = -(bl * rip A 2 / hip) + DIFFER 12 Fb = SUMMA29 / ((r3p - bl * TAN(alfa)) A 2 - rip A 2) Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al И 00 X = X + HH

282. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 SUMMA30 = -(X * rip A 2 / hip) + DIFFER 12 F SUMM A3 0 / «гЗр - X * TAN(alfa)) A 2 - rip A 2) Fx — Fx + 2! * F: GOTO 3100 3200 IF flag <> 17 THEN GOTO 3400

283. Vroninp = VRIVnp * r2p + DIFFER14 * (r2p A 2 bl A 2) / DIFFER13 Fb = Vroinnp: Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 3300 X = X + HH

284. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000

285. VroHInp = VRIVnp * r2p + DIFFER14 * (r2p A 2 X A 2) / DIFFER13 F = VroHInp: Fx = Fx + 2! * F: GOTO 3300 3400 IF flag <> 18 THEN GOTO 3600

286. VRIIkp = Vop * TAN(alfa) * (гЗр A 2 2! * rip A 2) / (гЗр A 2 - rip A 2)

287. DIFFER 15 гЗр A 2 - rip A 2: DIFFER 16 = -(.5 * Vop * rip A 2 / hip) - VRIIkp * r3p

288. VroIIkp = VRIIkp * r3p + DIFFER16 * (гЗр A 2 al A 2) / D1FFER151. Fa = VroIIkp

289. Vronkp = VRIIkp * r3p + DIFFER16 * (гЗр A 2 bl A 2) / DIFFER15 Fb = VroHkp: Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X = al 3500 X = X + HH

290. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000

291. VroHkp = VRIIkp * r3p + DIFFER 16 * (гЗр A 2 X A 2) / DIFFER 15 F = VroIIkp: Fx = Fx+ 2! * F: GOTO 3500 3600 IF flag <> 19 THEN GOTO 3800

292. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 VroIVnp = PRN4 * (r4p A 2 X A 2) / DIFFER17: F = VroIVnp: Fx = Fx + 2! * F

293. GOTO 3700 800 IF flag <> 20 THEN GOTO 4000 DIFFER18 = г4р A 2 г5р A 2

294. VRIIIkp = Vop * (гЗр A 2 2! * rlp A 2) * TAN(gamma) / DIFFER18 VRTVkp = Vop * (гЗр л 2 - 2! * rlp A 2) * TAN(alfa) / DIFFER18 DIFFER19 = VRIIIkp * r5p - VRIVkp * r4p

295. Vroülkp = VRIVkp * r4p + DIFFER19 * (r4p A 2 al A 2) / DEFFER18 Fa = VroIEIkp

296. Vroülkp = VRIVkp * r4p + DIFFER19 * (r4p A 2 bl A 2) / DIFFER18 Fb = VroIIIkp: Fx - Fa + Fb: HH - (bl - al) / 20!: X = al ¡900 X = X + HH

297. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000

298. Vroülkp = VRIVkp * r4p + DIFFER19 * (r4p A 2 X A 2) / DIFFER18 F = VroIDkp: Fx = Fx + 2! * F: GOTO 3900 1000 IF flag <> 21 THEN GOTO 4200 DIFFER20 = гЗр A 2 - rlp A 2

299. DIFFER21 = -(.5. * Vop * rlp A 2 / hlp) Vop * r3p * TAN{alfa) PRN5 = Vop * r3p * TAN(alfa)

300. Vroünp = PRN5 + DIFFER21 * (гЗр A 2 al A 2) / DIPFER20 Fa = VroIInp

301. Vroünp = PRN5 + DIFFER21 * (гЗр A 2 bl A 2) / DIFFER20 Fb = VroIInp: Fx - Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X - al 4100 X = X + HH

302. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000

303. Vroünp = PRN5 + DIFFER21 * (гЗр A 2 X A 2) / D1FFER20 . F - VroIInp: Fx = Fx + 2! * F: GOTO 4100 4200 IF flag <> 22 THEN GOTO 4400 DIFFER22 = гЗр A 2 - rlp A 2

304. DIFFER23 = -(.5 * Vop * rlp A 2 / hlp) Vop * r3p * TAN(alfa) PRN6 - Vop * r3p * TAN(alfa)

305. Vroünp = PRN6 + DIFFER23 * (гЗр A 2 al A 2) / DIFFER22 Fa = VroIInp

306. VroIInp = PRN5 + DIFFER23 * (гЗр A 2 bl A 2) / DDFFER22 Fb = Vroünp: Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) / 20!: X= al 4300 X = X + HH

307. X >= bl. THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000 VroIInp = PRN5 + DIFFER23 * (гЗр A 2 X A 2) / DIFFER22 F - Vroünp: Fx = Fx + 2! * F: GOTO 4300 4400 IF flag <> 23 THEN GOTO 10000

308. DIFFER24 = r2 A 2 rl A 2: PRN7 = .5 * Vo * rl A 2 / hl Vroltnob = PRN7 * (r2 A 2 - al A 2) / DIFFER24 Fa = Vroünob: Vroünob = PRN7 * (r2 A 2 - bl A 2) / DIFFER24 Fb = Vroünob: Fx = Fa + Fb: HH = (bl - al) f 20!: X = al 4500 X = X+.HH

309. X >= bl THEN TRAP = HH * Fx: GOTO 10000

310. Vroünob = PRN7 * (r2 A 2 X A 2) / DIFFER24: F - Vroünob: Fx = Fx + 2! * F GOTO 4500 10000 'Выход из цодпрограммы END FUNCTION

311. Программа PISTON (расчет усилия деформирования при полугорячем редуцировании поршня ДВС)

312. ECLARE SUB MAIN 0 )ECLARE SUB Model () JECLARE SUB Plastic (1, J) JECLARE SUB Diffur (DTS, SG2, EEt, ТЕМ) COMMON SHARED EE2(), E2(), SIG(), dt(), EEplgO, Eplg(), TO COMMON SHARED Vd, AO, NO

313. COMMON SHARED C, RO, TO, Tml, ТЕМ, EKR, DTS, dEE, dEEv, K, L

314. COMMON SHARED SGO, SGI, SG2, EO, F

315. COMMON SHARED EE, EEplm, EEplml, EEvml, EEvm

316. COMMON SHARED E, EEI, EEt, Eplm, Eplml, Evml, Evm

317. COMMON SHARED DO, Dl, D2, D3, D4, D51. COMMON SHARED EEvg, Evg

318. COMMON SHARED SIGvml, SIGvm, SIGm, SIGml1. DEFSNGD

319. CONST PI = 3.1415926# CALL MAIN END1. SUB МАШ ADYNAMIC

320. DIM Er2(60, 60), Et2(60, 60), Ef2(60, 60), Egam(60, 60), dt(60,60)

321. DIM eid(60), EE(60, 60), EE2(60,60), E2(60, 60)

322. DIM EEplg(60,60), Eplg(60, 60), T(60,60), SIG(60, 60)

323. OPEN "deform.dat" FOR OUTPUT AS #1

324. OPEN "kruprt.dat" FOR OUTPUT AS #2

325. OPEN "defsig.dat" FOR OUTPUT AS #3

326. OPEN "strrate.dat" FOR OUTPUT AS #41. CLS1. Исходные данные

327. PUT "Угол конусности матричной воронки, градус ТЕТА= ТЕТА1 ТЕТА1 = Р1 * ТЕТА1 / 180!

328. PUT "Максимальный радиус очаг деформации, мм b= ", bi INPUT "Минимальный радиус очаг деформации, мм а=", ai INPUT "Количество точек в сетке по радиусу N=", N INPUT "Количество точек в сетке по углу К= К

329. PUT "Скорость деформирования, мм/с Vd= ", Vd

330. Теометрические размеры поковки

331. PUT "Диаметр исходной поковки, мм D0= DO

332. PUT "Конечный диаметр поковки, мм D= 11, d

333. Теометрические размеры матрицы

334. PUT "Диаметр очка матрицы, мм Оочка= doch

335. PUT "Длина приемника, мм И Н

336. Коэффициенты кривой упрочнения INPUT "Коэффициент А, МПа А= ", А1

337. PUT "Коэффициент п, МПа n= ", А21. Другие параметры

338. PUT "Интервал времени, с, DTS= ", DTS

339. PUT "Начальная температура образца, °С, Т0=", ТО INPUT "Коэффициент вязкости, MU1= ", MU

340. PUT "Коэффициент трения, MU2= ", Ml

341. PRINT #1, "dr= ", dr, "dTETA= ", dTETA PRINT #1, "OMEGA= \ OMEGA 'Определение деформации на разрыве скорости 1-2 TETA = 0! FOR J = 1 TOK+1eid(J) TAN(TETA) *(1!/ SQR(3!)) TETA = TETA + dTETA NEXT J

342. Определение скоростей деформации в области 2 FORI = 1 TON- 1г = bi -1 * dr: TETA = 0! FOR J=1 TOK+1

343. Er2(I, J) = 2! * Vd* COS(TETA) * (biЛ 2 / г л 3) ^ Et2(I, J) = -.5 * Er2(I, J): ES(I, J) Et2(I, J)

344. Egam(I, J) = .5 * Er2(I, J) * TAN(TETA): TETA = TETA + dTETA NEXT J NEXT I

345. Определение интенсивности скорости деформаций и деформаций FOR 1=1 ТО N 1г = bi I * dr: TETA = 0! FORJ=l TOK+1

346. E2(I, J) = Vd * (biЛ 2 / (SQR(3!) * г л 3»

347. E2(I, J) = E2(I, J) * SQR(1! (11! / 12!) * SIN(TETA) л 2)

348. EE = SQR(1! (11! / 12!) * SIN(TETA) A 2)

349. EE(I, J) = LOG(bi / r) * EE / (SQR(3!) * COS(TETA)). TETA = TETA + dTETA NEXT J NEXT I

350. Уточнение деформации с учетом разрыва скорости FORI= 1 TON- 1 FORJ=l TOK+1

351. EE2(I, J) = eid(J) + EE(I, J) NEXT! NEXT I

352. Печать деформаций и скоростей деформаций FOR I = 1 ТО N 11. FOR J= 1 TOK+ 1

353. PRINT #1, "eid= eid(J), "EE= ", EE(I, J), "EE2= EE2(I, J) NEXT J NEXT I

354. SIG(1, J) = SGO + АО * EE2(1, J) A N0 T(l, J) = TO + (SIG(1, J) * E2(l, J)) / (C * R0) NEXT J1. FOR 3=1 TO К + 1dEE = EE2(1, J): dEEv = 0! EEplg(l, 3) = EE2(1, J): Eplg(l, J) = E2(l, J) FOR 1 = 2 TO N 1 M= 1

355. EE = EE2(I, J): E = E2(I, 3): Eplm = E: Evm = 0!: EEvm = 0!: D4 = Eplm: d = EE dEE: EEplm = d: SIGvml = 0!: SIGvm = 0!1 CALL Plastic(I, J)

356. Zl! = SIGm: Z2! = SIGml: Z3! = SIGvm: Z4! = SIGvml difl! =Z1! Z2!: difi! = Z3! - Z4!: SIGvml = SIGvm: EEvml = EEvm IF M = 1 THEN GOTO 2

357. ABS(difl!) < .0001 AND ABS(di£2!) < .0001 THEN1. GOTO 3 ELSE END IF2 M = M+1: SIGml = SIGm

358. DO = EEplm: D5 = D4: Evml = Evm

359. Evm = (SIGml SGO) / MU: SIGvm = MU * Evm: Eplm = E - Evm: D4 = Eplm Проверка скорости пластической деформации на отрицательность IF Eplm <0! THEN

360. PRINT "bad MU!!!bad MU!! !bad MU!! !bad MU!!!": BEEP: SLEEP 1 ELSE

361. PRINT "OK!! !OK!! !OK1! !OK!!!OK!! !OK!!!OK!! !OK!!!": BEEP END IF

362. EEplm = Eplm * dt(I, J): D1 = EEplm IFD1 > d THEN1. EEplm = d ELSE END IF1. EEvm = d EEplm GOTO 13 SIG(I, J) = SIGml

363. T(I, J) = T(I 1, J) + (SIG0, J) * E2(I, J)) / (C * R0) EEplg(l, 3) = dEE + DO: dEE = EEplg(I, J)

364. Eplg(I, J) = D5: Evg = Evml: EEvg = EE EEplg NEXT I NEXT J

365. FOR 1=1 TON- 1 FOR J = 1 TO К + 1

366. PRINT #2, EEp!g(I, J), S1G(I, J) PRINT #4, EE2(I, J), EEplg(I, J), E2(I, J), Eplg(I, J) NEXT J NEXT I

367. Мощность пластической деформации Wi = 0!1. FOR 1=1 TO N 1r=bi-I*dr: TETA = 0! FOR J = 1 TO К + 1

368. PR = SQR(1! -(11!/ 12!) * SIN(TETA) Л 2) PR1 = SIG(I, J) * ((PR * SIN(TETA)) / r) dWi = 2! * PI * (1! / SQR(3!)) * Vd * biA 2 * dTETA * dr * PR1 Wik = Wi + dWi: Wi = Wik: TETA = TETA + dTETA NEXT J NEXT I1. Wi = Wi * 10 A (-3)

369. COLOR 12: PRINT "Мощность пластической деформации, Дж/с, Wi=", Wi: SLEEP 1 COLOR 7,0

370. Мощность на разрывах скоростей 'на границе 1-2 ТЕТА = 0!: Wdl2 = 0! FOR J= 1 ТОК + 1

371. PR2 = dTETA * TAN(TETA) A N0 * SIN(TETA) A 2 dWdl2 = 2! * PI * (1! / SQR(3!)) A (N0 + 1!) * AO * Vd * biA 2 * PR2 TETA = TETA + dTETA: Wdl2k = Wdl2 + dWdl2: Wdl2 = Wdl2k NEXT J1. Wdl2 = Wdl2 * 10 A (-3)

372. PRINT "Мощность на разрыве скорости 1-2, Дж/с, Wdl2=", Wdl2: SLEEP 1 'на границе 2-3 TETA = 0!: Wd23 = 0! FOR J = 1 TO К + 1

373. PRINT "Мощность на разрыве скорости 2-3, Дж/с, Wd23=", Wd23: SLEEP 1 'общая мощность на разрывах скорости Wd = (Wdl2 + Wd23)

374. COLOR 12: PRINT "Мощность на разрывах скорости, Дж/с, Wd=", Wd: SLEEP 1 COLOR 7, 0

375. Мощность сил контактного тренияпри r=b

376. PR4 = COS(TETAl) * SIN(TETA1) * dr

377. Wtb = 2! * PI * MI * AO * (TAN(TETAl) / SQR(3!)) л NO * Vd * bi * PR4 Wtb = Wtb * 10 л (-3)

378. PRINT "Мощность сил контактного трения, Дж/с, Wtb=", Wtb: SLEEP 1 'при r=a

379. SUM2 = (SQR(1! (11! / 12!) * SIN(IETA1)Л 2) / COS(TETAl)) * LOG(bi / (ai + dr))ei23 =(1! / SQR(3!)) * (TAN(TETA1) + SUM2)

380. PR5 = C0S(TETA1) * SIN(TETA1) * dr

381. Wta = 2! * PI * Ml * AO * (ei23) AN0 * Vd * biA 2 / ai * PR51. Wta = Wta * 10A(-3)

382. PRINT "Мощность сил контактного трения, Дж/с, Wta-', Wta: SLEEP 1 'при r=ri Wtcon = 0! FOR 1 = 1 TO N -1 r = bi -1 * dr

383. PR6 = COS(TETAl) * SIN(TETAl) * dr dWtcon = 2! * PI * MI * SIG(I, K) * Vd * bi A 2 / r * PR6 Wtconk = Wtcon + dWtcon: Wtcon = Wtconk NEXT I1. Wtcon = Wtcon * 10 Л (-3)

384. PRINT "Мощность сил контактного трения, Дж/с, Wtcon-Wtcon: SLEEP 1 'цилиндрическая поверхность очка матрицы

385. SUM2 = (SQR(1! (11! / 12!) * SIN(TETA1)Л 2) / COS(TETAl)) * LOG(bi / (ai + dr))ei23 = (1! / SQR(3!)) * (TAN(TETAl) + SUM2)

386. Wto = PI * MI * AO * (ei23) AN0 * Vd * OMEGA * doch * H * 10 A (-3)

387. PRINT "Трения на поверхности очка матрицы, Дж/с, Wto-Wto: SLEEP 1общая мощность сил контактного трения

388. Wt = (Wtb + Wtcon + Wta + Wto)

389. COLOR 12: PRINT "Мощность сил контактного трения, Дж/с, Wt-Wt: SLEEP 1 COLOR 7, 0

390. Усилие деформирования и среднее давление на пуансон 'среднее давление на пуансон

391. UP = ((Wi + Wd + Wt) / (PI * Vd * biA 2 * SIN(TETA1) A 2)) COLOR 12: PRINT "Среднее давление на пуансон, МПа, UP=", UP: SLEEP 1 'усилие деформирования Р = ((Wi + Wd + Wt) / Vd)

392. PRINT "Усилие деформирования, кН, P=", P: SLEEP 11. END SUB

393. REM $STATIC SUB Plastic (I, J)

394. DTS = dt(I, J): SG2 = SIG(I 1, J): EEt = E2(I - 1, J): ТЕМ = T(I - 1, J) CALL Diflfur(DTS, SG2, EEt, ТЕМ) K1 = F * DTS: SG2 = K1 + SIG(I - 1, J): EEt = Eplm CALL Di3ur(DTS, SG2, EEt, ТЕМ) K2 = F * DTS: SIGm = SIG(I - 1, J) + .5 * (K1 +K2) END SUB

395. SUB Diffiir (DTS, SG2, EEt, ТЕМ) 'Решение тепловой задачи185

396. DTV (SG2 * EEt) / (С * RO) "Коэффициенты дифференциального уравнения SG01 = 30! - .086 * ТЕМ: DSOT = О! А = 690! - 1.61259 * ТЕМ: DAT = -1.61259

397. NS = .298 * ЕХР(-.0059 * (ТЕМ 220!)): DNST = -,0017582# * ЕХР(-.0059 * (ТЕМ - 220!)) G = .00009 + .0000021# * ТЕМ Fl = DS0T * DTV

398. F2 = А Л (1 ! / NS) * (SG2 SG01) л (1! - 1! / NS) * EEt F3 = (SG2 - SG01) * (DAT / А * DTV - G)

399. Внедрение результатов исследования способствует усовершен-вованию технологических процессов холодной объемной штамповки талей типа корпус кумулятивного заряда, повышению качества и сплуатационных характерстик получаемых изделий.

400. По предварительным подсчетам экономический эффект при внед-•Нии данного технологического процесса по сравнению с обработкой занием составит около 800 тыс. рублей на программу 1 000 000 штук талей.и процесс принят к внедрению.1ГТУ "МАМИ"

401. Филиппов Ю.К. / Перфилов В.И. " Петров П.А.