автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.05, диссертация на тему:Совершенствование технологии холодного выдавливания при высоких значениях деформации

На правах рукописи

ГНЕВАШЕВ ДЕНИС АЛЕКСАНДРОВИЧ

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ХОЛОДНОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ ПРИ ВЫСОКИХ ЗНАЧЕНИЯХ ДЕФОРМАЦИИ

Специальность 05.03.05 - Технологии и машины обработки давлением

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2005

Работа выполнена в Московском государственном техническом университете «МАМИ» на кафедре «Кузовостроение и обработка давлением»

Научный руководитель -

Научный консультант -

Официальные оппоненты:

Ведущее предприятие:

доктор технических наук, профессор Филиппов Ю.К. кандидат технических наук, доцент Петров П.А. доктор технических наук, профессор Головин В.А. кандидат технических наук Басюк Т.С. ООО НТЦ «ФОБОС»

Защита состоится «25» февраля 2005 г. в 14 ч. на заседании специализированного совета Д 212.140.02 при МГТУ «МАМИ» (107023, Москва, Б.Семеновская ул., д. 38).

Ваши отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по вышеуказанному адресу.

С диссертацией можно ознакомиться в • библиотеке Московского государственного технического университета «МАМИ».

Автореферат разослан

«я/» 2005 г.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Повышение точности и качества заготовок - одна ' из основных задач современной технологии машиностроения. Наиболее полно эта задача реализуется при использовании процессов, базирующихся на холодной пластической деформации. К числу таких процессов относятся процессы холодной объемной штамповки (осадка, прямое, обратное, комбинированное выдавливание, прошивка и т.д.).

Одним из распространенных процессов холодной объёмной штамповки является комбинированное выдавливание. Данный процесс может быть успешно применён для изготовления изделий типа «стакан» с различным профилем как внутренней, так и наружной поверхностей. В частности, холодным комбинированным выдавливанием можно получать деталь «Корпус», входящую в конструкцию кумулятивного заряда применяемого в нефтедобывающей промышленности.

В настоящее время деталь «Корпус» изготавливают либо резанием на металлообрабатывающих станках, либо холодной объемной штамповкой. Недостатками первого способа изготовления являются: 1) низкий коэффициент использования металла; 2) высокая трудоемкость осуществления технологических операций; 3) низкие механические свойства получаемых деталей.

Недостатками второго способа изготовления являются: 1) большое количество операций штамповки, т.е. высокая трудоемкость осуществления технологического процесса; 2) низкая стойкость штампового инструмента на отдельных операциях штамповки. Последний недостаток может быть обусловлен погрешностями, заложенными в существующие методики расчета силовых параметров процессов холодной объемной штамповки.

В настоящей работе поставлена задача усовершенствования технологии получения детали «Корпус» холодным комбинированным выдавливанием. Предлагаемая технология должна устранить недостатки, присущие обоим способам изготовления данной детали. Решение этой задачи требует создания надежной математической модели, описывающей поведение металла в условиях холодной деформации и как можно более точно отвечающей реальной картине.

Основной проблемой анализа операций холодной объёмной штамповки является определение технологического усилия деформирования в зависимости от вида напряжённо - деформированного состояния, значения деформации, формы профиля рабочего инструмента, условий на контакте заготовки с инст-

рументом, а также изучение напряжённого состояния. При рассмотрении этих вопросов необходимо учитывать поведение материала при текущих условиях деформирования, т.е. использовать какую-либо модель сопротивления деформации.

Известно, что в реальных процессах ОМД величина накопленной деформации в отдельных элементах очага деформации может превышать значение

Применение при теоретическом анализе таких процессов моделей сопротивления деформации, разработанных для условий нагружения до деформации приводит к ошибкам в расчете технологических параметров процесса (усилия, стойкости инструмента и пр.). Поэтому модель сопротивления материала холодной деформации должна учитывать поведение деформируемого тела во всем диапазоне возможных значений накопленной деформации. Это, в свою очередь, требует создания надежной методики построения кривых упрочнения металлов и сплавов при больших деформациях, т.е. при £„>2.

Таким образом, развитие теории и повышение надежности технологии холодного комбинированного выдавливания деталей сложной формы является актуальной задачей в области обработки металлов давлением.

Цель работы.

Целью диссертационной работы является совершенствование технологии холодного выдавливания на основе математической модели определения напряжения текучести материала при большой пластической деформации.

Задачи исследования. Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи.

1. Разработать методику построения кривой упрочнения металлов и сплавов при больших значениях пластической деформации

2. Разработать математическую модель напряжения текучести при большой пластической деформации при комнатной температуре.

3. Разработать рекомендации по выбору размеров инструмента и образцов для равноканального углового выдавливания (РКУВ).

4. Выполнить оценку точности определения технологического усилия холодного комбинированного выдавливания детали «Корпус» на основе выбранной модели.

5. Разработать технологию холодного комбинированного выдавливания детали «Корпус».

Научная новизна. Разработана методика построения кривых упрочнения при больших величинах деформации (£»>2) по результатам испытаний материала равноканальным угловым выдавливанием и осадкой.

Разработана и экспериментально подтверждена математическая модель определения сопротивления материала большой пластической деформации при комнатной температуре.

Практическая ценность и реализация работы состоит в использовании полученной математической модели сопротивления материала большой пластической деформации при численном моделировании процессов холодной объемной штамповки на основе метода конечных элементов, в частности при совершенствовании технологического процесса комбинированного выдавливания детали «Корпус».

Помимо этого, разработанная математическая модель напряжения текучести принята ООО «КванторФорм» к использованию в конечно-элементной системе QFORM для определения величины сопротивления деформации при расчетах процессов холодной объемной штамповки.

В результате исследований процесса РКУВ получены рекомендации по выбору оптимальных условий его проведения.

Апробация работы. Результаты исследований доложены на Всероссийской молодежной научной конференции «XXVII Гагаринские чтения» (г. Москва, 2001г.), XXXIX Международной научно-технической конференции МГТУ «МАМИ»(г. Москва, 2002г.), Международной научно-технической конференции, посвященной 85-летию научной школы кафедры ОМД МИСиС (г. Москва, 2004г.).

Публикации» Основное содержание работ опубликовано в 6 печатных работах.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, основных выводов и приложений. Работа выполнена на 143 страницах машинописного текста, содержит 51 рисунок, 11 таблиц, список литературы из 100 наименований и приложения.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении дана общая характеристика работы, обоснована актуальность темы, научная новизна и практическая ценность, приведено краткое содержание глав диссертационной работы.

В первой главе дан обзор литературных источников, связанных с изучаемыми вопросами: способы построения кривых упрочнения и идеализация деформируемого тела при холодной деформации; исследование процессов пря-' мого, обратного, комбинированного выдавливания и равноканального углового выдавливания (РКУВ); существующие подходы к моделированию процессов холодного выдавливания.

Исследованию и разработке процессов холодного выдавливания посвящены работы российских и зарубежных ученых Б.Авицура, Е. Бишопа, В.А. Головина, СИ. Губкина, У.Джонсона, А.М. Дмитриева, В.В. Естифеева, А.Н. Митькина, Г.А. Навроцкого, И.А. Норицына, А.Г. Овчинникова, Л.Д. Оленина, Л.Г. Степанского, Г.А. Смирнов-Аляева, Э. Томсена, Е.П. Унксова, Ю.К. Филиппова, Л.А. Шофмана и др.

Значительными технологическими возможностями обладают способы комбинированного выдавливания. Л.А. Шофман предложил процесс комбинированного прямого и обратного выдавливания. Далее его изучением занимались Х.Кудо, Ю.А. Алюшин, Л.Д. Оленин и др. В работах Л.Д. Оленина показано, что наибольшими технологическими возможностями обладают операции комбинированного выдавливания, в которых металл вытесняется через несколько каналов и как механическая система, имеет несколько степеней свободы.

Рассмотрены способы построения кривых упрочнения в условиях холодной деформации и их аппроксимации. Общим недостатком известных способов построения кривых упрочнения является невозможность изучения упрочнения при больших величинах пластической деформации, т.е. при > 2. Исключение составляет кручение цилиндрического образца. Однако, при кручении распределение деформаций неоднородно как по сечению, так и по длине образца.

Проведен обзор работ, связанных с исследованием процесса РКУВ. Данный метод испытания металлов и сплавов отличается простотой реализации и возможностью создания в деформируемом материале высоких значений деформации. Проанализированы работы российских и зарубежных ученых В.М. Сегала, В.И Резникова, Р.З Валиева, Y.Iwahashi, R. GofЪrth, H.Kim и др. Проанализированы экспериментальные и экспериментально-аналитические методы исследования РКУВ. Приведены результаты численного моделирования РКУВ.

В заключение обзора сформулированы неисследованные или требующие уточнения проблемы, цель и задачи настоящей работы.

Во второй главе представлена методика построения кривой упрочнения при больших величинах деформации по результатам испытаний материала рав-

ноканальным угловым выдавливанием и осадкой. На рис. 1 представлена типовая схема РКУВ.

Х * X* V*

Рис.1. Типовая схема РКУВ Рис-2. Схема изменения координатной сетки

Для достижения больших величин деформации в материале предлагается использовать метод многократного РКУВ. Количество этапов выдавливания одного и того же образца зависит от требуемой величины накопленной деформации. Для определения накопленной деформации за один этап выдавливания был использован метод координатной сетки. Накопленную деформацию образца за один этап РКУВ определяли по изменению размеров ячеек координатной сетки. На рис.2 представлена схема к определению накопленной деформации. При расчете по методу координатной сетки считали, что ячейка ABCD изменившая свои размеры вследствие приложения нагрузки переместится в положение СВ, А^ при нагружении у с и л и Рм и т.д. Рассматривалась стационарная стадия выдавливания.

Деформация, полученная одной ячейкой, составляет:

где б* - линейная деформация по оси X; £у - линейная деформация по оси У; уху - угловая деформация

У(уц-1-У1)М»ц-*ц)2

ех = 1а ,, V2)

л/(Уи-1 - У4-2 Г + (*И-1 - *11-2)

£y =ln

Yxy =

arceos

у(у2]-Уц)М*ц-*и)2 V&2j-1 - УНГ + (xli-l - x2i-l)2

yij-yij-1

(3)

+ arceos

J(yij -yij-l)2 + (xli ~xl¡-l)2 , yzj-yij

^fej-yijF+íxii-x^)2

(4)

-90°

Величина накопленной деформации по всем ячейкам одного ряда е^ составляет:

п

1

(5)

где п - количество ячеек в ряду сетки.

По методу координатной сетки среднеарифметическое значение деформации за один этап РКУВ составляет Ец=0,82. Величина деформации Е; учитывает как геометрические параметры (внутренний угол канала Ф=90°, внешний угол канала Ч'=90о, см.рис.1), так и технологические (контактное трение), влияющие на ее величину.

При РКУВ, образцы изготовленные из сортовых прутков алюминиевых сплавов АД1 и АМц подвергались одно-, двух-, четырех- и пятикратному выдавливанию. Размеры образцов для РКУВ: длина - 60,0±0,5 мм; поперечное сечение 20x20,5±0,1 мм. Для указанного выше количества этапов выдавливания накопленная деформация составила, соответственно: 4,16.

В качестве смазывающего материала использовали полиэтилен.

Для построения кривой упрочнения использовали метод осадки цилиндрических образцов. После каждого цикла выдавливания из центральной части полученных образцов вырезали цилиндрические образцы для осадки диаметром 19 мм и высотой мм. В процессе испытания на осадку записывали инди-

каторные диаграммы усилие-ход (Р- ДЬ), где ДЬ=Н — Ь.НиЬ - начальная и текущая высота образца, соответственно.

По значениям усилий и текущих высот образцов рассчитывали напряжения и деформации. По этим данным были построены кривые упрочнения в ко. ординатах для сплава АД1 и АМц.

Помимо алюминиевых сплавов исследовали так же упрочнение низкоуглеродистой стали 10. Это связано с тем, что в прикладной части диссертационной работы рассматривается технология холодного выдавливания детали «Корпус» из стали 10. Для этого материала кривая упрочнения построена до значения деформации Анализ кривой показывает, что с увеличением деформации интенсивность роста напряжения замедляется.

Произведена оценка точности аппроксимации экспериментальных кривых упрочнения исследуемых материалов, а именно углеродистой стали 10, алюминиевых сплавов АМц и АД1. В качестве аппроксимирующих функций выбраны:

- степенная функция

- экспоненциальная функция а, = А + Ве-^16 + Се~^2е, (7)

где А, В, .С, N1, П2, - коэффициенты.

На рис.3 представлены кривые упрочнения стали 10 и сплавов АД1 и АМц, построенные по уравнениям (6) и (7) в диапазоне значений накопленной деформации от 1 до 10.

Анализ приведенных в таблице 1 данных показывает, что при малых значениях деформации (до 1) степенная и экспоненциальная функции дают практически одинаковую точность в описании экспериментальной кривой упрочнения. Существенное расхождение между результатами аппроксимаций и экспериментом наблюдается при больших деформациях (более 1), когда рост сопротивления деформации замедляется. Наиболее ярко это выражено у алюминиевых сплавов, т.к. рост напряжения по мере увеличения деформации практически прекращается при достижении значения деформации 2.

Характер изменения кривой упрочнения для стали 10 в условиях больших деформаций подобен изменению кривых упрочнения алюминиевых сплавов. Иными словами, сопротивление деформации стали так же, как и алюминиевых сплавов интенсивно растет до какого-то значения деформации, а далее следует уменьшение роста и кривая упрочнения идет практически параллельно оси абсцисс, т.е. наблюдается насыщение по напряжению.

Рис.3. Аппроксимация кривых упрочнения в диапазоне накопленной деформации от 0 до 10: а) сталь 10; б) сплав АМц; в) сплав АД1

Таблица 1

Относительная погрешность, %

Уравнение (б) Уравнение (7)

Материал Накопленная деформация Накопленнаядеформация

0.2 1 2 4 0.2 1 2 4

АМц 0,017 12,67 33,9 67,87 0,05 1,97 0,016 1,5

АД1 1,63 3,35 5,33 45,89 0,06 3,55 6,33 0,58

Сталь 10 1,03 0,27 - - 1,12 0,17 - -

Таким образом, выбор аппроксимации оказывает существенное влияние на характер теоретической кривой упрочнения, которая может быть использована при решении практических задач ОМД. Это, в свою очередь, влияет на точность расчетов технологических параметров, которые являются неизвестными при решении задач ОМД. Исходя из проведенного анализа кривых упрочнения при больших деформациях в качестве модели твердого тела, подвергаемого холодной деформации, следует отдать предпочтение уравнению (7).

Для решения практических задач ОМД необходимо также определить условия контактного трения. В диссертационной работе для поиска фактора трения при деформировании алюминиевых сплавов АД1 и АМц и углеродистой стали 10 используется метод осадки кольцевого образца.

Проведено исследование макро- и микроструктуры образцов подвергнутых РКУВ. Исследование структуры проводили на шлифах, вырезанных из опытных образцов сплава АД1, подвергнутых трех- и пятикратному равнока-нальному угловому выдавливанию, а такжз на шлифах, изготовленных из исходного прутка.

В исходном состоянии сплав АД1 имеет равноосную форму субзерен, после трех- и пятикратного выдавливания субзерна вытянуты вдоль направления деформации. Размер зерна уменьшается с Юмкм до 5мкм после одного цикла РКУВ.

В третьей главе на основе полученных результатов теоретических и экспериментальных исследований проведено численное решение задачи о РКУВ.

Моделирование РКУВ выполняется с целью получения рекомендаций по выбору оптимальных условий проведения этого процесса. Под оптимальными условиями следует понимать такие условия деформирования, в результате которого могут быть получены образцы или заготовки без дефектов и с однородной структурой. К дефектам, возникающим при РКУВ, может быть отнесен отход материала от стенок выходного канала.

Численное исследование процесса РКУВ выполнено в конечно-элементной системе рРОКМ-2Б (000 «КванторФорм», Москва, Россия).

Произведена оценка точности расчета напряжения текучести и, соответственно, усилия деформирования при численном моделировании в системе рР0ЯМ-2Б, используя при этом для задания кривой упрочнения: 1) экспериментальную кривую, полученную по результатам испытаний сплавов АМц и АД1 сжатием до деформации £¡<1; 2) аппроксимацию экспериментальной кривой сплава АМц и АД1 степенной функцией вида (6); 3) аппроксимацию экспериментальной кривой сплава АМц и АД1 экспоненциальной функцией вида (7).

Размеры исходного образца для моделирования соответствовали размерам экспериментального образца для РКУВ, а именно 20x20x60 мм. Геометрия канала при конечно-элементном (КЭ) моделировании соответствовала геометрии экспериментальной оснастки (см. рис. 1).

Моделирование проводили для одного цикла РКУВ. Получено хорошее совпадение между результатами моделирования и опытными данными (рис.4).

На рис. 5 показана история нагружения для точек 1,5,9,11 (сечение а-а), 12,16, 20, 22 (сечение Ь-Ь), 23, 27, 31, 33 (сечение с-с) образца из сплава АМц при моделировании в системе рРОЯМ-2Б. Указанные сечения расположены от торца образца по длине на расстоянии 27 мм, 29 мм и 31 мм соответственно. Нумерация трассируемых точек производилась вдоль каждого из выделенных сечений. В каждом сечении введено по 11 точек (см. рис. 4а). Первая точка сечения а-а имеет номер 1, последняя точка - номер 11; первая точка сечения Ь-Ь - номер 12, последняя точка этого сечения - номер 22 и т.д.

На рис. 6 представлены графики изменения напряжения текучести по времени в точках 12,16,20,22 (сечение Ь-Ь) для трех вышеописанных способов задания кривой упрочнения.

Анализ полученных зависимостей позволяет сделать следующий вывод. Способ задания кривой упрочнения не влияет на распределение накопленной деформации. Величина последней полностью может быть определена геометрией канала инструмента и контактными условиями.

Рис.4. Сравнение образцов: а) КЭ моделирование - сплав АМц; б) эксперимент; в) экспериментальный образец с координатной сеткой

Рис. 5. Накопленная деформация в образце из сплава АМц: а) сечение а-а; б) сечение Ь-Ь; в) сечение с-с

Рис. 6. Зависимость напряжения текучести от времени при использовании в качестве кривой упрочнения сплава АМц: а) экспериментальную кривую; б) степенную функцию; в) экспоненциальную функцию

Способ задания кривой упрочнения оказывает влияние на распределение напряжений текучести. При расчете процессов ОМД, в которых величина накопленной деформации ни в одной точке деформируемого объема не превышает 1-1,5, для описания упрочнения может быть выбрана любая из зависимостей вида (6) и (7). Экспериментальная кривая упрочнения в этом случае может быть получена по результатам механических испытаний на растяжение, сжатие или кручение. Для численного моделирования, например в системе рРОЯМ-2В может быть задана либо сама экспериментальная кривая, либо ее аппроксимация в соответствии с уравнением (6) или (7).

В случае если в очаге деформации то следует использовать в рас-

четах процессов ОМД уравнение (7) для описания напряжения текучести. Как следует из анализа (рис. 6а), распространение экспериментальной кривой упрочнения, полученной по результатам сжатия или растяжения до деформации 1-1,5, до больших величин пластической деформации приводит к тому, что напряжение текучести достигает предельного значения раньше, чем в реальном процессе. Так, в точке 22 насыщение по напряжению произошло через 31с после начала процесса деформирования (рис. 6а). В тоже время, при использовании для аппроксимации экспериментальной кривой упрочнения уравнения (7), напряжение текучести достигает предела в точке 22 через 45с после начала процесса деформирования (рис. 6а). Применение в расчетах процессов ОМД уравнения (6) приводит к завышению не только значения напряжения текучести (рис. 66), но и усилия деформирования. Расчетные значения усилий деформирования в конечный момент формоизменения, полученные в системе рБОЯМ, приведены в таблице 2. Усилие деформирования в конце хода испытательной машины составило 0.04 МН.

Таблица 2

Способ задания кривой упрочнения при моделировании Усилиедеформиро-вания, МН Относительная погрешность %

экспериментальная кривая упрочнения 0.0402 0.5

степенная функция - уравнением ( 6) 0.0428 6.54

экспоненциальная функция - уравнением (7) 0.0407 1.72

Сравнение опытных значений усилий с расчетными данными показывает, что наименьшую погрешность можно получить при аппроксимации кривой упрочнения уравнением (7).

Проведено исследование влияния размеров исходного образца на течение металла при РКУВ.

Для моделирования использовали образцы следующей длины: 30; 40; 50; 60; 70; 80; 120; 150; 200; 230 и 300 мм. Соотношение размеров 1/0 образцов составило, соответственно: 1,33; 1,77; 2,21; 2,66; 3,1; 3,54; 5,3; 6,65; 8,86; 10,19; 13,29. Моделирование выполняется так же, как и в предыдущем случае для одного цикла РКУВ.

На рис. 7 представлены трафики зависимости средней величины накопленной деформации от соотношения его размеров Ь/О образца. Анализ этих графиков показывает, что величина накопленной деформации при РКУВ зависит от соотношения размеров Ь/Б исходного образца. С увеличением величины Ь/О значение накопленной деформации уменьшается и стремится к некоторой постоянной величине, зависящей от геометрии канала и контактных условий. При малых значениях Ь/О значение накопленной деформации уменьшается.

По всей видимости, подобный характер изменения накопленной деформации может быть обусловлен следующим. На начальном участке зависимости, представленной на рис. 7, уменьшение накопленной деформации может быть связано, при прочих равных условиях, с влиянием концевых областей образца, в которых деформация распределяется неравномерно. Причем, чем меньше длина образца, тем меньше протяженность центральной области, в которой распределение деформации равномерное.

В случае если длина образца и наружный радиус R канала инструмента для РКУВ одинаковы или незначительно отличаются друг от друга, то ни одно из вертикальных сечений образца не успевает за время протекания процесса выйти полностью из очага деформации. Это приводит к уменьшению значения накопленной деформации по сечению образца после РКУВ по сравнению, например, с выдавливанием образца размером 20x20x60 мм (Ь/О = 2,66).

Максимальная длина образца будет определяться размерами входного и выходного канала инструмента, т.е. его габаритными размерами, а, следовательно, от этого будет зависеть и выбор необходимого для РКУВ технологического оборудования.

Сравнение величины накопленной деформации за один цикл выдавливания, полученной по результатам расчетов в рБОКМ и по методу координатной сетки, показывает, что во втором случае значение меньше. Расхождение составляет 1,6%. Это связано с тем, что при моделировании было принято допущение - контактное трение постоянно и не изменяется во время проведения РКУВ. В реальных условиях пленка смазывающего материала - полиэтилена разрушается, что приводит к уменьшению накопленной деформации.

2 4 6 8 10 12 Соотношение размеров образца ЬЛ)

Рис.7. График зависимости средней накопленной деформации от соотношения размеров исходного образца для РКУВ

Наружный радиус Я, мм

Рис.8. График зависимости накопленной деформации от угла канала ОР): а) образец 20x20x60 мм; б) образец 20x20x230 мм

Исследование влияния геометрии инструмента на течение материала проведено численно так же с помощью системы 9РОЯМ-2Б. Рассмотрено влияние двух параметров - внутреннего радиуса закругления г и наружного радиуса Я. При изменении радиуса Я адекватным образом меняется и величина угла Моделирование в обоих случаях проводилось для одного цикла РКУВ.

Из полученных по результатам моделирования данных (рис. 8) следует, что внутренний радиус закругления канала г не оказывает влияния на величину накопленной деформации при прочих равных условиях.

В теории РКУВ для определения накопленной деформации за один цикл используют одно из следующих уравнений:

■ уравнение Сегала е, = —¡= с1цФ,

■ уравнение Yiwahashi ^ =

■Гъ

Щ+2)+¥С°5е{|+?) • (9)

Как следует из результатов, представленных на рис. 8, уменьшение величины Я и, соответственно, приводит к уменьшению значения накопленной деформации в деформируемом объеме. Расчеты значения накопленной деформации по уравнению Y.Iwahashi дают обратную зависимость для величины е,. Расхождения в расчетных значениях связаны с тем, что формула Y.Iwahashi получена при условии деформирования образца в отсутствии контактного трения. При моделировании РКУВ в системе рБОЯМ трение учитывали.

Уравнение (8) представляет собой верхнюю оценку накопленной деформации при РКУВ. Это уравнение не учитывает влияние на значение накопленной деформации величины угла и контактного трения. Поэтому значение остается постоянным.

В четвертой главе приведен пример использования разработанной мате. матической модели определения сопротивления материала пластической деформации для определения технологических параметров процесса холодного комбинированного выдавливания детали «Корпус». Решение задачи о комбинированном выдавливании детали «Корпус» выполнено численно в системе рРОЯМ-2Б. При этом использовали уравнение (7) для задания кривой упрочнения материала.

По действующей технологии, рассматриваемую деталь получают методом холодной объемной штамповки за 7 операций: 1) предварительная отрезка заготовки; 2) осадка на наружный диаметр 044 мм; 3) обратное выдавливание стакана (наметка) на наружный мм и внутренний мм, высота дна

14 мм; 4) обратное выдавливание стакана на наружный мм и внутренний

034,85 ММ, высота дна 8 мм; 5) комбинированное выдавливание; 6) прямое выдавливание; 7) окончательное формообразование.

Разработанный технологический процесс предусматривает штамповку детали «Корпус» за 6 операций: 1) предварительная отрезка заготовки; 2) осадка на наружный диаметр мм; 3) обратное выдавливание стакана (наметка) на наружный мм и внутренний мм, высота дна 14 мм; 4) обрат-

ное выдавливание стакана на наружный мм и внутренний мм,

высота дна 8 мм; 5) комбинированное выдавливание; 6) окончательное формообразование.

Форма инструмента на последней операции приведена на рис. 9. Величина радиуса = 11,72 мм, радиуса Я2 = 5 мм. По действующей технологии Я2 = . 1 мм, а вместо радиуса в конструкции пуансона были два скругления по 1 мм.

В обоих случаях после штамповки проводится механическая обработка. Введение изменения формы пуансона на последней операции приводит к изменению формы получаемой штамповкой детали и, соответственно, незначительному повышению трудоемкости последующей механической обработки.

Введенное в технологию штамповки усовершенствование позволит повысить надежность процесса за счет снижения величины контактного давления на инструмент на последней операции и величины накопленной деформации в сечении получаемой детали «Корпус». Максимальное значение накопленной деформации на последней операции, существующей технологии, достигает 6,25.

Рис. 9. Форма пуансона по предлагаемой технологии

По предлагаемой технологии значение деформации также на последней операции не превышает 4,045.

На рис. 10 представлены графики зависимости усилия деформирования от времени протекания процесса, полученные по результатам расчетов в системе дрОЯМ-2Б.

Рис.10. График технологического усилия: а) кривая упрочнения - экспериментальная; б) кривая упрочнения - аппроксимация уравнением (7)

Расчетные значения усилий деформирования в конечный момент формоизменения приведены в таблице 3. Опытное значение усилия деформирования на последней операции составило 1,50 МН.

Таблица 3

Способ задания кривой упрочнения при моделировании Усилие деформирования, МН Относительная погрешность^

экспериментальная кривая упрочнения 1,17 28,2

уравнение (7), кривая построена до деформации 12 1,61 6,83

Сравнение опытного значения усилия с расчетным показывает, что наименьшую погрешность можно получить при аппроксимации кривой упрочнения уравнением (7).

В свою очередь, это позволяет при разработке технологии холодной объемной штамповки более точно определить величину контактного давления на формообразующей поверхности рабочего инструмента, а, следовательно, и его стойкость.

В таблице 4 приводится сравнительная оценка контактного давления на рабочем инструменте - пуансоне для некоторых операций (операции 4-7, в соответствии с описанной выше технологией) рассматриваемого технологическо-

го процесса штамповки детали «Корпус». Расчет контактного давления выполнен с помощью системы QFORM.

Из сравнения результатов в таблице 4 следует, что если при разработке технологического процесса холодной объемной штамповки учитывать экспериментальную кривую упрочнения, построенную до деформации 1, то контактное давление на пуансоне не превышает критического значения, а именно = 2500 МПа. Исключение составляет последняя операция.

Таблица 4

Название операции Контактное давление на пуансоне, МПа

кривая упрочнения -экспериментальная кривая упрочнения - ап-проксимация(7)

4. обратное вылавливание 15743 1914,1

5. комбинированное выдавливание 1454,9 1758,9

6. прямое выдавливание 1955,4 2503,0

7. формообразование 2728,2 3842,6

В действительности, на последних двух операциях, контактное давление на пуансоне превышает критическое значение Рц,. Следовательно, стойкость инструмента на этих операциях будет ниже ожидаемой.

При реализации предлагаемого технологического процесса контактное давление на пуансоне на последней операции составит 2432,0 МПа, что не превышает критического значения

Таким образом, использование математической модели сопротивления • деформации в соответствии с уравнением (7) при выполнении расчетов технологических процессов холодной объемной штамповки на основе численных методов, например, метода конечных элементов, позволяет повысить надежность разрабатываемой технологии холодной объемной штамповки и, в частности, технологии штамповки детали «Корпус».

Усовершенствованный технологический процесс холодного выдавливания детали «Корпус» передан для внедрения в ООО НЦБ «ФОБОС».

Разработанная математическая модель напряжения текучести принята ООО «КванторФорм» к использованию в системе QFORM для определения величины сопротивления деформации при расчетах процессов холодной объемной штамповки.

Основные результаты и выводы

1. Изучение литературы и производственного опыта показало, что большие возможности совершенствования технологии объемной холодной штамповки дает комбинирование различных деформационных схем. Применение комбини-

рованного выдавливания для исключения повторного отжига за счёт одновременного оформления нескольких элементов поковки при минимальных деформациях и упрочнении почти не практикуется из-за отсутствия надёжных методов расчёта таких операций.

2. Из анализа состояния вопроса следует, что одним из важных показателей, определяющим эффективность холодной объемной штамповки, является сопротивление металла или сплава пластической деформации. Для его изучения можно применять как простейшие механические испытания, так и равнока-нальное угловое выдавливание (РКУВ). Однако существующие методы построения кривых упрочнения металлов и сплавов при комнатной температуре обладают недостатком. Они не позволяют построить кривую упрочнения при большой пластической деформации (более 2).

3. Анализ литературных данных по исследованию РКУВ показывает, что авторами не проводится выбор математической модели сопротивления деформации, описывающей поведение деформирования в холодном состоянии металла до больших значений деформации. Так же отсутствуют данные по рекомендации о выборе размеров образцов для проведения исследования по РКУВ.

4. Разработана методика построения кривых упрочнения металла и сплавов при деформировании до значений накопленной деформации более 2. Она предусматривает построение кривой упрочнения по результатам испытания материала равноканальным угловым выдавливанием и последующей осадкой.

5. Выбрана математическая модель напряжения текучести при большой пластической деформации при комнатной температуре. Результаты экспериментальных и теоретических исследований показали, что для определения сопротивления металла холодной деформации лучше использовать экспоненциальную зависимость напряжения от величины накопленной деформации. Предложенная экспоненциальная зависимость сопротивления деформации принята ООО «КванторФорм» к использованию в системе QFORM для определения величины сопротивления деформации при расчетах процессов холодной объемной штамповки.

6. Показана возможность определения фактора трения при помощи системы QFORM, используя результаты экспериментов по осадке кольцевых образцов из алюминиевых сплавов АД 1, АМц и углеродистой стали 10.

7. Проведен макро- и микроструктурный анализ сплава АД1, подвергнутого РКУВ. Результаты проведенных исследований по изучению микроструктуры

сплава АД 1 показали, что на первых этапах РКУВ микроструктура состоит из параллельных полос субзерен. С увеличением количества циклов РКУВ субзерна превращаются в зерна с разделенными границами. Размер зерна в среднем уменьшается с 10 мкм до 5 мкм.

8. Получены рекомендации по выбору оптимальных условий проведения процесса РКУВ. Исследовано влияние размеров исходного образца, влияние геометрии канала инструмента на течение металла при РКУВ.

9. Проведено численное исследование комбинированного выдавливания и дана оценка точности определения технологического усилия выдавливания при использовании различных способов задания кривой упрочнения. Показано, что применение при расчете технологических параметров технологии холодного выдавливания надежной математической модели напряжения текучести позволяет повысить надежность процесса.

10. С использованием результатов проведенного исследования усовершенствован технологический процесс холодной объемной штамповки детали "Корпус" из углеродистой стали 10. При этом число переходов штамповки сократилось от 7 до 6 по сравнению с существующей технологией. Кроме этого повысилась стойкость штампового инструмента. Технология обеспечивает получение деталей высокого качества с меньшей трудоемкостью. Усовершенствованная технология принята ООО НЦБ «ФОБОС» к промышленному внедрению.

Основные результаты исследований отражены в следующих работах:

1. Гневашев Д.А., Петров М.А., Петров П.А. Исследование трения при холодной деформации алюминиевых сплавов. // Теория и технология процессов пластической деформации-2004. Международная научно-техническая конференция. Москва, 26-27 октября 2004 г. М.: МиГПРЯШТ-МИСиС, 2004, с. 182 -183.

2. Гневашев Д.А., Петров П.А., Филиппов Ю.К, Перфилов В.И. Моделирование выдавливания осисемметричной детали с помощью системы QFORM 2Б/3Б. // Заготовительные производства в машиностроении (кузнечно-штамповочное, литейное и другие производства), №12,2003, с. 26-28.

3. Гневашев Д.А., Петров П.А., Филиппов Ю.К. Построения кривых упрочнения при больших величинах деформации сплава АМц. // Известия ТулГУ. Серия. Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением. Тула: ТулГУ, вып. 2,2004, с.64-69.

4. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Гневашев Д.А. Методика построения кривых упрочнения при больших величинах деформации. // Приоритеты развития отечественного автотракторостроения и подготовки кадров: тезисы докладов на XXXIX международной научно-технической конференции ААИ, секция «Машины и технологии обработки металлов давлением». 25-26 сентября 2002г. М.: МГТУ «МАМИ», 2002, с. 13-15.

5. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Гневашев Д.А., Петров П.А. Методика построения кривых упрочнения при больших величинах деформации сплава АД 1. // Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением. Сборник научных трудов. Тула: ТулГУ, 2003, с. 19-24.

6. Петров П.А., Стебунов С.А., Гневашев Д.А., Петров М.А. Исследование трения при холодной деформации алюминиевого сплава АМц. // Кузнеч-но-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. (в печати)

Отпечатано в ООО «Компания Спутник+» ПД № 1-00007 от 25.06.2000 г. Подписано в печать 12.01.2005 Тираж 80 экз. Усл. печ. л. 1,56

Печать авторефератов 730-47-74,778-45-60

' ;

é i i к /

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. Состояние вопроса

1.1. Исследование процессов прямого, обратного и комбинированного выдавливания

1.2. Кривые упрочнения и способы их построения

1.3. Исследование процесса равноканального углового выдавливания (РКУВ)

1.4. Математическое моделирование процессов выдавливания

1.5. Цель и задачи работы ^

Глава 2. Исследование кривой упрочнения при больших деформациях

2.1. Методика построения кривой упрочнения при больших величинах деформации по результатам испытаний материала РКУВ и осадкой

2.1.1. Материал, оборудование и аппаратура для проведения экспериментов по РКУВ

2.1.2. Обработка результатов эксперимента для определения накопленной деформации по методу координатной сетки

2.2. Обработка результатов экспериментов и построение кривых упрочнения

2.2.1. Результаты экспериментов и кривые упрочнения сплавов АД1 и АМц, построенные по результатам осадки цилиндрических образцов

2.2.2. Результаты экспериментов и кривая упрочнения стали 10, построенная по результатам осадки цилиндрических образцов

2.3. Выбор вида аппроксимации экспериментальных кривых упрочнения

2.4. Исследование трения при холодной деформации стали и алюминиевых сплавов АД1, АМц

2.5. Влияние трения на величину накопленной деформации при РКУВ

2.6. Исследование макро- и микроструктуры образцов из алюминиевого сплава АД1 после РКУВ

2.7. Анализ полученных результатов %

Глава 3. Численное моделирование процесса равноканального углового выдавливания

3.1. Гипотезы, основные допущения, принятые при моделировании РКУВ

3.2. Выбор аппроксимации кривой упрочнения при численном моделировании

3.3. Исследование влияния размеров исходного образца на течение металла при РКУВ

3.4. Исследование влияния геометрии канала инструмента на течение металла при РКУВ

3.4.1. Влияние внутреннего радиуса

3.4.2. Влияние наружного радиуса (угла)

Глава 4. Использование результатов исследований при решении практической задачи обработки металлов давлением

4.1. Действующий технологический процесс изготовления детали «Корпус»

4.2. Гипотезы, основные допущения, принятые при моделировании комбинированного выдавливания

4.3. Влияние способа задания кривой упрочнения на точность определения технологического усилия при конечно-элементном моделировании

4.4. Усовершенствование технологического процесса холодной объемной штамповки детали «Корпус» Основные результаты и выводы Список использованной литературы

Повышение точности и качества заготовок - одна из основных задач современной технологии машиностроения. Наиболее полно эта задача реализуется при использовании процессов, базирующихся на холодной пластической деформации. К числу таких процессов относятся процессы холодной объемной штамповки (осадка, прямое, обратное, комбинированное выдавливание, прошивка и т.д.).

При холодной объёмной штамповке (ХОШ) достигается: деформационное упрочение, отсутствие надрезов, направленность волокон вдоль конфигурации штампованной заготовки, улучшение микрогеометрии (по сравнению с обработкой резанием, литьём и горячей штамповкой), увеличение коэффициента использования металла (по сравнению с литьём и горячей штамповкой-на 30% и более, по сравнению с обработкой резанием - в 2-3 раза). В среднем коэффициент использования металла составляет - 0,9-0,93. Значительно снижаются трудоёмкость и станкоёмкость. Процессы характеризуются высоким уровнем механизации и автоматизации, значительно опережая процессы литья и горячей штамповки. Применение многопозиционных штамповочных автоматов, а также установка на прессы многопозиционных штампов-автоматов обеспечивает повышение производительности в 5-10 раз и более по сравнению с современными автоматами для обработки резанием эквивалентных деталей. При холодной деформации металлов и сплавов возможно получение мелкозернистой структуры по сравнению с их структурой до деформации.

Холодная объёмная штамповка обладает и рядом недостатков. Главным из которых является высокое сопротивление пластической деформации и пониженная пластичность большинства металлов при комнатной температуре. Высокое сопротивление пластической деформации, а следовательно и низкая пластичность, связаны с деформационным упрочнением.

За время деформирования при комнатной температуре упрочнение в материале происходит полностью. При этом считается, что процессы разупрочнения (возврат, рекристаллизация) не происходят. Традиционно считается, что в условиях холодной деформации сопротивление деформации зависит только от величины накопленной деформации и может быть описано как функция одной переменной, а именно величины накопленной деформации. Графическое представление этой зависимости называется кривой упрочнения.

Все энергосиловые параметры любого процесса холодной объемной штамповки определяются расчетным способом с точностью до величины сопротивления деформации. Точность расчетов зависит от достоверности определения сопротивления деформации. Расчеты обычно выполняют на основе одной из принятых в теории пластичности моделей деформированного твердого тела. Существующие математические модели сопротивления материалов пластической деформации при комнатной температуре хорошо исследованы до значений деформации 1-1.5, что связано с ограничениями и недостатками существующих стандартных методов построения кривых упрочнения. Для больших значений накопленной деформации данные для напряжения течения отсутствуют или имеют не систематизированный характер.

Одним из распространенных процессов холодной объёмной штамповки является комбинированное выдавливание. Данный процесс может быть успешно применён для изготовления изделий типа «стакан» с различным профилем как внутренней, так и наружной поверхностей. В частности, холодным комбинированным выдавливанием можно получать деталь «Корпус», применяемую в нефтедобывающей промышленности.

Как известно деталь «Корпус» изготавливают либо резанием на металлообрабатывающих станках, либо холодной объемной штамповкой. Недостатками первого способа изготовления является следующее:

1) низкий коэффициент использования металла;

2) высокая трудоемкость осуществления технологических операций;

3) низкая точность получаемых деталей;

4) низкие механические характеристики получаемых деталей.

Недостатками второго способа изготовления является:

1) большое количество операций штамповки, т.е. высокая трудоемкость осуществления технологического процесса;

2) низкая стойкость штампового инструмента на отдельных операция штамповки.

В настоящее работе поставлена задача разработки технологии получения детали «Корпус», основанной, также как и в существующей технологии, на процессе комбинированного выдавливания. Предлагаемая технология должна устранить недостатки, присущие обоим способам изготовления данной детали. Решение этой задачи требует создания надежной математической модели, описывающих поведение металла в условиях холодной деформации и как можно более точно отвечающих реальной картине.

Основной проблемой анализа операций холодной объёмной штамповки является определение технологического усилия деформирования в зависимости от вида напряжённо - деформированного состояния, значения деформации, формы профиля рабочего инструмента, условий на контакте заготовки с инструментом, а также изучение напряжённого состояния.

При рассмотрении этих вопросов необходимо учитывать поведение материала при текущих условиях деформирования, т.е. использовать какую-либо модель сопротивления деформации.

Известно, что в реальных процессах ОМД величина накопленной деформации в отдельных элементах очага деформации может превышать значение ек=1-1,5. Применение при теоретическом анализе таких процессов моделей сопротивления деформации, разработанных для условий нагружения до деформации £к, приводит к ошибкам в расчете технологических параметров процесса (усилия, стойкости инструмента и пр.).

Создание новой технологии холодной объёмной штамповки или усовершенствование существующей требует подробного изучения поведения материалов в рассматриваемых условиях деформирования. Это, в свою очередь, позволит создать надежную математическую модель определения, как сопротивления деформации, так и технологических параметров процесса, а также повысить надежность технологии ХОШ и качество получаемых изделий.

Поэтому в качестве одной из задач работы является создание надёжной методики построения кривой упрочнения при больших величинах деформации.

Таким образом, целью диссертации является совершенствование технологии холодного выдавливания на основе математической модели определения напряжения текучести материала при большой пластической деформации.

Научная новизна работы заключается в разработке и обосновании методики построения кривых упрочнения при больших величинах деформации по результатам испытания материала равноканальным угловым выдавливанием (РКУВ) и осадкой, а также математической модели определения сопротивления материала большой пластической деформации при комнатной температуре.

Практическая ценность работы состоит в методике определения деформирующих усилий операций холодной объёмной штамповки, в частности комбинированного выдавливания; создании деталей повышенной надёжности и технологии их изготовления. Помимо этого получены рекомендации по выбору оптимальных условий проведения процесса РКУВ.

В первой главе дан обзор литературных источников, связанных с изучаемыми вопросами: способы построения кривых упрочнения и идеализация деформируемого тела при холодной деформации; исследование процессов прямого, обратного, комбинированного выдавливания и равноканального углового выдавливания; существующие подходы к моделированию процессов холодного выдавливания. В заключение 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 по результатам комбинированных испытаний металла равноканальным угловым результатам комбинированных испытаний металла равноканальным угловым выдавливанием и осадкой. При обработке результатов экспериментов был использован аппарат математической статистики. Экспериментально обоснован выбор математической модели, описывающей поведение холоднодеформиро-ванного металла при больших деформациях. Проведён экспериментальный анализ трения при холодной деформации алюминиевых сплавов АД1 и АМЦ и углеродистой стали 10. На основе проведенных исследований уточнены контактные условия при деформировании указанных выше материалов.

В третьей главе на основе полученных результатов теоретических и экспериментальных исследований проведено численное решение задачи о равно-канальном угловом выдавливании (РКУВ). На основе результатов численного моделирования получены рекомендации по выбору размеров исходной заготовки для проведения равноканального углового выдавливания.

В четвёртой главе показана возможность использования результатов экспериментальных исследований при решении практической задачи обработки металлов давлением о комбинированном выдавливании изделия типа "стакан" в конечно-элементной системе QFORM. Результаты численного моделирования технологического процесса данной детали позволили внести изменения в существующую технологию, влияющие как на качество получаемых изделий, так и на надежность самого процесса.

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

Основные результаты и выводы

1. Изучение литературы и производственного опыта показало, что большие возможности совершенствования технологии объемной холодной штамповки дает комбинирование различных деформационных схем. Применение комбинированного выдавливания для исключения повторного отжига за счёт одновременного оформления нескольких элементов поковки при минимальных деформациях и упрочнении почти не практикуется из-за отсутствия надёжных методов расчёта таких операций.

2. Из анализа состояния вопроса следует, что одним из важных показателей, определяющим эффективность холодной объемной штамповки, является сопротивление металла или сплава пластической деформации. Для его изучения можно применять как простейшие механические испытания, так и равноканальное угловое выдавливание (РКУВ). Однако существующие методы построения кривых упрочнения металлов и сплавов при комнатной температуре обладают недостатком. Они не позволяют построить кривую упрочнения при большой пластической деформации (более 2).

3. Анализ литературных данных по исследованию РКУВ показывает, что авторами не проводится выбор математической модели сопротивления деформации, описывающей поведение деформирования в холодном состоянии металла до больших значений деформации. Так же отсутствуют данные по рекомендации о выборе размеров образцов для проведения исследования по РКУВ.

4. Разработана методика построения кривых упрочнения металла и сплавов при деформировании до значений накопленной деформации более 2. Она предусматривает построение кривой упрочнения по результатам испытания материала равноканальным угловым выдавливанием и последующей осадкой.

5. Выбрана математическая модель напряжения текучести при большой пластической деформации при комнатной температуре. Результаты экспериментальных и теоретических исследований показали, что для определения сопротивления металла холодной деформации лучше использовать экспоненциальную зависимость напряжения от величины накопленной деформации. Предложенная экспоненциальная зависимость сопротивления деформации принята ООО «КванторФорм» к использованию в системе QFORM для определения величины сопротивления деформации при расчетах процессов холодной объемной штамповки.

6. Показана возможность определения фактора трения при помощи системы QFORM, используя результаты экспериментов по осадке кольцевых образцов из алюминиевых сплавов АД 1, АМц и углеродистой стали 10.

7. Проведен макро- и микроструктурный анализ сплава АД1, подвергнутого РКУВ. Результаты проведенных исследований по изучению микроструктуры сплава АД 1 показали, что на первых этапах РКУВ микроструктура состоит из параллельных полос субзерен. С увеличением количества циклов РКУВ субзерна превращаются в зерна с разделенными границами. Размер зерна в среднем уменьшается с 10 мкм до 5 мкм.

8. Получены рекомендации по выбору оптимальных условий проведения процесса РКУВ. Исследовано влияние размеров исходного образца, влияние геометрии канала инструмента на течение металла при РКУВ.

9. Проведено численное исследование комбинированного выдавливания и дана оценка точности определения технологического усилия выдавливания при использовании различных способов задания кривой упрочнения. Показано, что применение при расчете технологических параметров технологии холодного выдавливания надежной математической модели напряжения текучести позволяет повысить надежность процесса.

10. С использованием результатов проведенного исследования усовершенствован технологический процесс холодной объемной штамповки детали "Корпус" из углеродистой стали 10. При этом число переходов штамповки сократилось от 7 до 6 по сравнению с существующей технологией. Кроме этого повысилась стойкость штампового инструмента. Технология обеспечивает получение деталей высокого качества с меньшей трудоемкостью. Усовершенствованная технология принята ООО НЦБ «ФОБОС» к промышленному внедрению.

1. Авицур Б., Бишоп Е.Д., Хан В.Ч. Анализ начальной стадии процесса ударного прессования методом верхней оценки. //Конструирование и технология машиностроения. Пер. с англ. М.: Мир,1972, №4, с. 24-32.

2. Авицур Б., Хан Я., Мори М. Анализ комбинированного прямого обратного прессования. // Конструирование и технология машиностроения. Пер. с англ. М.: Мир, 1974, № 4, с. 54-61.

3. Алтан Т., Боулджер Ф. Сопротивление деформации металлов и его применение при расчетов процесса обработки металлов давлением. // Конструирование и технология машиностроения. Пер. с англ. М.: Мир, 1973, №4, с. 107-120.

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

5. Богатов А.А. и др. Исследование пластичности металлов под гидростатическим давлением. // Физика металлов и металловедение. т.45, вып. 5.1978, с. 1089-1094.

6. Богатов А.А., Смирнов С.В., Колмогоров В. Л. Изучение особенностей деформируемости металлов при многооперационной холодной деформации с промежуточными отжигами. // Известия вузов. Черная металлургия. 1979, № 12, с. 43-46.

7. Бриджмен П.В. Исследования больших пластических деформаций и разрыва. Пер. с англ. М.: Изд-во иностр. лит., 1955.444 с.

8. Валиев Р.З., Коржиков А.В., Мулюков P.P. // Mater. Science and Engineering, A168,1993, с. 141 (на английском).

9. Воронцов A.JI. Деформированное состояние в условиях нестационарного пластического течения. // Машины и технология машиностроения обработки металлов давлением. Труды МВТУ. 1980, № 335.

10. Гневашев Д.А., Петров П.А., Филиппов Ю.К. Построения кривых упрочнения при больших величинах деформации сплава АМЦ. // Известия ТулГУ. Серия. Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением. Тула: ТулГУ, вып. 2, 2004, с.64-69.

11. Головин В.А., Митькин А.Н., Резников А.Г. Технология холодной штамповки выдавливанием. М.: Машиностроение, 1970, с. 152.

12. Головин В.А., Букин-Батырев И.К. Рекомендации по выбору стали // Холодная объемная штамповка: Справочник. М. Машгиз, 1973, с 7-28.

13. Гордиенко JI.K. Субструктурное упрочнение металлов и сплавов. М: Наука, 1973,160 с.

14. Грудев А.П., Зильберг Ю.В., Тилик В.Т. Трение и смазки при обработке металлов давлением: справочник. М.: Металлургия, 1982, 312 с.

15. Губкин С. И. Деформируемость металлов. М.: Металлургиздат, 1953, 200 с.

16. Губкин С. И. Диаграмма схем механических состояний. // Известия АН СССР. Отделение технических наук . 1950, № 8, с. 1165-1182.

17. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов. Т. 2. Физико-химическая теория пластичности. М.: Металлургиздат, 1961, 416 с.

18. Гун Г.Я., Полухин П.И., Полухин В.П., Прудковский Б.А. Пластическое формоизменение металлов. М. Металлургия, 1968, 416 с.

19. Гун Г.Я. Теоретические основы обработки металлов давлением. (Теория пластичности), Учебник для ВУЗов. М.: Металлургия, 1980, 456 с.

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

21. Дмитриев А.М., Воронцов A.JL, Аппроксимация кривых упрочнения металлов. // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. №6, 2002, с. 16-21.

22. Дуглас Д., Алтан Т. Определение сопротивления деформации металлов при различных скоростях деформации и температурах. // Конструирование и технология машиностроения. № 1,1975, с. 71-81.

23. Зибель Э. Обработка металлов в пластическом состоянии. Перевод с нем. М.: ОНТИ, 1934, 197 с.

24. Ильюшин А.А. Пластичность. Основы общей математической теории. М.: Из-во АН СССР, 1963, 271 с.

25. Калпин Ю.Г., Елисеев Г.В. Определение коэффициента трения при горячей изотермической осадке. //Известия ВУЗов. Машиностроение. №5,1976, с. 157-160.

26. Карпов С.В., Вражкин А.С. Анализ кривых текучести среднеуглероди-стых сталей при температурах горячей деформации. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. №6, 2001, с. 20-23.

27. Колмогоров В.Л. Напряжение, деформация, разрушение. М.: Металлургия, 1970, 230 с.

28. Колмогоров В.Л. Некоторые актуальные задачи теории обработки металлов давлением. М.: ВИЛС, 1979,124 с.

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

30. Кроха В.Л. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации. М.: Машиностроение, 1980,157 с.

31. Леванов А.Н., Колмогоров В.Л., Буркин С.П., Картак Б.Р., Ашпур Ю.В., Спасский Ю.И. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1976, 416 с.

32. Макушок Е.М., Калиновская Т.В., Белый А.В. Массоперенос в процессах трения. Минск: Наука и техника, 1978, 272 с.

33. Можейко Ю.П., Розенталь Н.К. Гидравлическое устройство для выдавливания металлических деталей. А.С. № 184589.

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

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

36. Оленин JI.Д. Научное обоснование и разработка энергосберегающих процессов холодного выдавливания высокоточных деталей сложной формы с глубокими полостями. Диссертация на соискание ученой степени докт.техн. наук. М.: 1999.

37. Охрименко Я.М., и др. Объемный эффект активного трения. // Цветные металлы. № 5,1977, с. 13-18.

38. Охрименко Я.М., Бережной В.Л. Прессование с активным действием сил трения. // Кузнечно-штамповочное производство. № 1, 1968, с. 1213.

39. Петров П.А., Стебунов С.А., Гневашев Д.А., Петров М.А. Исследование трения при холодной деформации алюминиевого сплава АМЦ. // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. (в печати).

40. Полухин П.И., Гун Г.Я., Галкин A.M. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. Справочник. М.: Металлургия, 1976, 448 с.

41. Ренне И.П. Плоское нестационарное течение жестко-пластического тела. Технология машиностроения. Тула: ТПИ, 1968, вып. 5.

42. Ренне И.П. и др. Неравномерность деформации при плоском пластическом течении. Тула: ТПИ, 1971.

43. Ренне И.П., Подливаев Ю.В. Исследование технологических возможностей закрытой прошивки высокопрочных алюминиевых сплавов. // Кузнечно-штамповочное производство. № 5, 1976, с. 9-12.

44. Руководство пользователя QFORM, версия 2.2. М.: КванторСофт 2000.

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

46. Сегал В.М., Резников В.И., Дробышевский А.Е., Копылов В.И. Пластическая обработка металлов простым сдвигом. // Металлы. № 1, 1981, с. 115-123.

47. Сегал В.М., Резников В.И., Копылов В.И. Механика пластического деформирования металлов простым сдвигом. М.: 1989. (Деп. в ВИНИТИ № 4599-В89).

48. Способ изготовления осесимметричных изделий. Патент 1069250А РФ, МКИ B21J5/00.

49. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1977,424 с.

50. Тарновский И.Я. Формоизменение при пластической обработке металлов. М.: Металлургиздат, 1954, 534 с.

51. Унксов Е.П., Сафаров Ю.С. Экспериментальные исследования контактных напряжений при прессовании в плоском контейнере. В сб. Повышение прочности и долговечности машин. М.: ЦНИИТМАШ, 1969, 110, с. 22-45.

52. Утяшев Ф.З., Еникеев Ф.Ю., Латыш В.В. // Ann.Chim. №21, 1996, с. 379.

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. Фридман Я.Б., Зилова Т.К. и др. Изучение пластической деформации и разрушения методом накатанных сеток. М.: Оборонгиз, 1962, 188 с.

55. Хан В.Ч., Авицур Б., Бишоп Е.Д. Анализ конечной стадии процесса высокоскоростного обратного выдавливания. // Конструирование и технология машиностроения. Труды Американского общества инженеров-механиков. Пер. с анг. М.: Мир, 1973, № 3, с. 188-196.

56. Чудаков П.Д. Нестационарное пластическое течение изотропно упрачненого материала. // Исследование в области пластичности и ОМД. Труды ТЛИ. Тула: ТПИ, 1974, №2, с 34-41.

57. Чудаков П.Д., Коробкин В.Д. Обратное осесимметричное выдавливание упрочняющегося материала. // Прогрессивные технологические процессы обработки давлением. М.: Машиностроение, 1971, с. 8-14.

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

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

60. Яшаев С.Ш. Основы дифференцированного выдавливания. // Кузнеч-но-штамповочное производство. 1979, № 9, с. 4-6.

61. Alkorta J., Sevillano J.G. A comparison of FEM and upper-bound type analysis of equal-channel angular pressing (ECAP). // Journal of Materials Processing Technology. Vol. 141, 2003, pp. 313-318.

62. Berbon P.B., Lee S., Furukawa M., Horita Z., Nemoto M., Tsenev N.K., Valiev R.Z., Langdon T.G. Developing Superplastic properties in an aluminium alloy through severe plastic deformation. // Materials Science and Engineering. A272, 1999, pp.63-72.

63. Bowlen J.R., Gholinia A., Roberts S.M., Prangnell P.B. Analysis of billet deformation behavior in equal-channel angular extrusion. // Materials Science and Engineering. A287, 2000, pp. 87-99.

64. Cold forming and extrusion // Engineering. 1978, vol. 218, № 9, pp. 85-89.

65. Cui H., Dissertation Ph.D., Department of Mechanical Engineering, Texas A&M University, College Station TX, 1996.

66. Delo D.P., Semiatin S.L. Finite element modelling of nonisothermal equal-channel angular extrusion. // Metallurgical and Material Transaction A, Vol.30A, 1999, pp. 1391-1402.

67. Duan X., Sheppard T. Simulation of substructural strengthening in hot flat rolling. // Journal of Materials Processing Technology. Vol. 125-126, 2002, p.179-187.

68. Faltus I. Tvareni za studena sa hiediska metallurgie // Yutniccke listey. № 3, 1982,. pp. 183-188.

69. Furukawa M., Horita Z., Nemoto M., Valiev R.Z., Langdon T.G. Micro-hardness Measurements and the Hall-Petch Relationship in an Al-Mg Alloywith Submicrometer Grain Size. // Acta Mater., Vol.44, 1996, pp.46194629.

70. Goforth R.E., Hartwig K.T, Cornwell L.R, in Investigations and Applications of Severe Plastic Deformation. Dordrecht, The Netherlands: Kluwer, 2000.

71. Horita Z., Fujinami Т., Langdon T.G. The potential for scaling ECAP: effect of sample size on grain refinement and mechanical properties. // Materials Science and Engineering. A318, 2001, pp. 34-41.

72. Horita Z., Fujinami Т., Nemoto M., Langdon T.G. Improvement of Mechanical Properties for A1 Alloys Using Equal-Channel Angular Pressing. // J. .Mat. Prog. Techn. Vol.117, 2001, p.288-292.

73. Horita Z., Smith D., Nemoto M., Valiev R.Z., Langdon T.G. Observations of Grain Boundary Structure in Submicrometer-Grained Cu and Ni Using High-Resolution Electron Microscopy. // Journal of Materials Research. Vol.13,1998, pp.446-450.

74. Iwahashi Y., Horita Z., Nemoto M., Langdon T.G. An investigation of mi-crostructural evolution during equal-channel angular pressing. // Acta Mater. Vol.45, No.11,1997, pp. 4733-4741.

75. Iwahashi Y., Horita Z., Nemoto M., Langdon T.G. The process of grain refinement in equal-channel angular pressing. // Acta Mater. Vol. 46, No. 9, 1998, pp.3317-3331.

76. Iwahashi Y., Wang J., Horita Z., Nemoto M., Langdon T.G. Principle of equal-channel angular pressing for the processing of ultra-fine grained materials. // Scripta Materialia. Vol. 35, No. 2, 1996, pp. 143-146.

77. Kamachi M., Furukawa M., Horita Z., Langdon T.G. A model investigation of the shearing characteristics in equal-channel angular pressing. // Materials Science and Engineering. A347, 2003, pp. 223-230.

78. Kim H.S. Finite element analysis of equal channel angular pressing using a round corner die. // Materials Science and Engineering. A315, 2001, pp. 122-128.

79. Kim H.S., Hong S.H., Seo M.H. Effects of strain hardenability and strain rate sensitivity on the plastic flow and deformation homogeneity during equal-channel angular pressing. // J. Mater. Res. Vol.16, No.3, 2001, pp. 856-864.

80. Kim H.S., Seo M.H., Hong S.H. Finite element analysis of equal-channel angular pressing of strain rate sensitive metals. // Journal of Materials Processing Technology. Vol.l30-131, 2002, pp. 497-503.

81. Kim H.S., Seo M.H., Hong S.H. On the die corner gap formation in equal-channel angular pressing. // Materials Science and Engineering. A291, 2000, pp. 86-90.

82. Krallics G., Lenard J.G. Manufacturing of ultra fine grained materials by severe plastic deformation (state of art). // Proceedings of International Cold Forming Group annual conference. Helsinki, 2002.

83. Krallics G., Szeles Z., Malgyn D. Finite element simulation of multi-pass equal-channel angular pressing. // Materials Science Forum. Trans. Tech. Publications, Vol.414-415, 2003, pp.439-444.

84. Lioyd Т., Kopecki E. Cold Extrusion of steel. // J. Iron Age, No.4, August, 1953, pp. 273-279.

85. Matsuki K., Horita Z., Aida Т., Langdon T.G. Estimating the equivalent Strain in equal-channel angular pressing. // Scripta Mater. Vol.44, 2001, pp.575-579.

86. Oh S.J., Kang S.B. Analysis of billet deformation during equal-channel angular pressing. // Materials Science and Engineering. A343, 2003, pp. 107115.

87. Oscarson A., Ekstron H. // Materials Science and Engineering: A. Vol.168, 1993.

88. Patlan V., Vinogradov A., Higashi K., Kitagawa K. Overview of fatigue properties of fine grain 5056 Al-Mg alloy processed by equal-channel angular pressing. // Materials Science and Engineering: A. Vol.300, Issue 1-2, 2001, pp.171-182.

89. Prangnell P.B., Harris C., Roberts S.M. Finite element modelling of equal channel angular extrusion. // Scripta Materialia. Vol.37, Issue 7, 1997, pp. 983-989.

90. Semiatin S.L., Delo D.P., Shell E.B. The effect of material properties and tooling design on deformation and fracture during equal-channel angular extrusion. // Acta Mater. Vol.48, 2000, pp. 1841-1851.

91. Shin Dong Hyuk, Kim Woo-Jin, Choo Wung Yong. Grain refinement of a commercial 0.15%C steel by equal-channel angular pressing. // Scripta Materialia. Vol.41, No.3,1999, pp.259-262.

92. Suh J.Y., Kim H.S., Park J.W., Chang J.Y. Finite element analysis of material flow in equal-channel angular pressing. // Scripta Mater. Vol.44, 2001, pp.677-681.

93. Результаты теоретических и экспериментальных исследований, выполненных Гневашевым Д.А., применяются при чтении лекций по курсу «Теория обработки металлов давлением», а также при выполнении дипломных проектов.

94. Настоящий акт утвержден на заседании кафедры «КиОД» (протокол №11 от 12 октября 2004г.)

95. Председатель комиссии: зав. каф., к.т.н., проф. Члены комиссии: д.т.н., проф.к.т.н., доц.1. Перфилов В.И./1. Калпин Ю.Г./1. E-ma I: info@qform3d.com1. КВАНТОР

96. ФОРМ А/я 39,119 049 Москва, Россия Тел./факс +7 095 232 26 91

97. Акт внедрения результатов исследования упрочнения при больших пластических деформациях

98. Проф., д.т. Доц., к.т.н Ассистентот МГТУ <

99. Филиппов Ю.К./ /Петров П.А./ /Гневашев Д. А./от ООО «КванторФорм»1. Стебунов С. А./