Файл: Пластическое деформирование металлов [сборник статей]..pdf

10 J 5, мм

Содержание епнифали, %

Рис. 5. Коэффициент пластического трения для различных смазок Рис. 6 . Зависимость критической толщины смазочного слоя от состава смазки

смазки наибольший. Смазка, содержащая 90% канифоли, очень вязкая и практически не деформируется, когда образец начал уже деформироваться. Таким образом, коэффициент пластического трения для смазки, содержащей 90% канифоли, имеет почти такое же большое значение, как и для смазки, содержащей 10% кани­ фоли.

Формула (9) замечательна тем, что она дает возможность увя­

1, чем больше значение этого коэффициента, тем лучше чистота поверхности. Задаваясь величиной С = Sp/S, по формуле (7) определяем необходимое усилие Q. Затем с заданной величиной С = Sp/S по формуле (9) определяем значение коэффициента пластического трения.

Значения коэффициента пластического трения для различных защитно-смазочных покрытий, подсчитанные по указанным форму­ лам, приведены в табл. 2.

Определение эффективности защитно-смазочных покрытий. Смазочные свойства характеризуются в основном следующими параметрами:

1)чистотой поверхности отштампованной детали;

2)критической толщиной смазочного слоя;

3)величиной усилия деформирования;

4)коэффициентом пластического трения.

Влияние смазки на процесс деформирования является весьма сложным, поэтому нельзя характеризовать смазку каким-то одним параметром. Каждый из перечисленных параметров характеризует одну из сторон смазочных свойств. Для оценки смазочных свойств требуется учитывать всю совокупность перечисленных пара-

116

метров. Например, для достижения наименьшего усилия при де­

Например, на рис. 1 показаны свинцовые образцы, обжатые со смазкой, содержащей 20 и 80% канифоли. Для первого из них удельное усилие является максимальным при наилучшей чистоте поверхности. Для второго удельное усилие минимальное, но чистота поверхности очень плохая. Для улучшения чистоты по­ верхности изделия (параметр 1 и 2) требуется увеличить усилие деформирования, параметр 3, при этом соответственно увеличи­ вается коэффициент пластического трения, параметр 4. Чистота поверхности определяется площадью пластического контакта изде­ лия и инструмента. Увеличение площади пластического контакта и уменьшение" толщины критического слоя улучшает чистоту поверхности и одновременно увеличивает коэффициент пластичен ского трения и усилие деформирования.

Для конкретного технологического процесса осадки круглой свинцовой заготовки с использованием смазок с различным про­ центным содержанием канифоли и масла параметр 1 определяется по рис. 4, параметр 2 определяется по рис. 6, параметр 3 определя­ ется по рис. 2, параметр 4 определяется по рис. 5.

Используя эти графики, можно выбрать такую смазку, пара­ метры которой являются оптимальными для данного техноло­ гического процесса.

Аналогичные расчеты производятся для процессов горячей штамповки с применением стеклосмазок, которые моделируются в лабораторных условиях.

Результаты производственных испытаний показаны в таблицах

ина графиках, приведенных выше.

Л И Т Е Р А Т У Р А

1.В. П. Звороно. Технология и нормативы холодного прессования продол­ говатых стальных изделий.— Сб. «Обработка металлов давлением». М.,. Изд-во АН СССР, 1958.

2.А. Д. Томленое. О вязкопластическом контакте в процессах формообра­

зования металлов.— Кузнечно-штамповочное производство, 1973, № 3.

3.А. Д . Томленое. Определение параметров смазочного слоя в процессах пластического формообразования металлов.— Сб. «Расчеты процессов пластического течения металлов». М., «Наука», 1973.

4.А. Д. Томленое. Теория пластического деформирования металлов. М., «Металлургия», 1972.

5.З.Зибель. Обработка металлов в пластическом состоянии. М., «Металлургиздат», 1934.

6* 117

в. в . ПОПОВ

0*НАПРЯЖЕНЯ0-ДЕФ0РМИР0ВАНН0М СОСТОЯНИИ ПРИ РЕДУЦИРОВАНИИ

Обычно исследование процесса редуцирования сводится к опре­ делению верхней оценки усилий деформирования кинематическим методом. Как показано в работе [1], конечное формоизменение круглого прутка может быть получено последовательными пере­ ходами плоской деформации. Это дает возможность для расчета усилий осесимметричного редуцирования применить ноля линий скольжения плоской деформации.

Однако для исследования локальных явлений, в частности причин возможных дефектов, необходимо построение полей на­ пряжений и скоростей на основе теории осесимметричного пла­ стического течения. В настоящей работе применена теория осе­ симметричного течения идеального жестко-пластического тела при условии пластичности Треска—Сен-Венана и ассоциированном законе течения. Использован пластический режим, соответствую­ щий ребру призмы Треска в пространстве главных напряжений.

Состояние материала при осесимметричном редуцировании характеризуется в цилиндрической системе координат (г, 0, z),

в пространстве главных напряжений (ох, а2, сг3), пластическое течение описывается дифференциальными уравнениями в частных производных гиперболического типа [2, 3]. Характеристики этих уравнений совпадают с направлениями максимальных касатель­ ных напряжений в меридиональной плоскости и определяются уравнениями

1(1 )

где а — угол между положительными направлениями оси г и характеристики \ первого семейства, отсчитываемый против ча­ совой стрелки. Характеристики первого | и второго ц семейства ортогональны и образуют первую систему криволинейных коор­ динат.

Дифференциальные соотношения для напряжений при условии

118

Компоненты напряжения в цилиндрических координатах свя­ заны с функциями р и а уравнениями

где

v^ — vT-cos a -f- vz sin a, v%— vzcos a — vrsin a — компоненты вектора скорости в направлениях характеристик.

Ассоциированный с ребром призмы Треска закон течения вы­ полняется, если справедливо неравенство [3]

При выполнении условия (5) диссипативная функция неотрица­ тельна [4].

Рассматриваемая задача является статически неопределимой и граничные условия для нее смешанные. Для построения реше­ ния применим численный метод решения задач осесимметричной деформации со смешанными граничными условиями [5].

Пусть на поверхности конической матрицы (рис. 1) известны контактные касательные напряжения хк к. Давление р на контуре матрицы представим в виде непрерывной вместе с первой производной функции р (s), где s — длина дуги контура матрицы, отсчитываемая от точки 20. Задача становится статически опре­ делимой. По уравнениям (1), (2) вычислим характеристики и функ­ ции р, а в областях 20—11—02, решая задачу Коши. Затем най­ дем характеристики и функции р, а в областях 20—11—10, 02— 11—01 (вырожденная задача Гурса) и в области 10—11—01—00 (задача Гурса). Углы в особых точках 20 и 02 определяются из условия пересечения оси симметрии характеристиками под уг­ лом 45°.

Скорость v0 жесткой области справа от характеристики 02—

Вдоль этих характеристик скорости при переходе из жесткой области в пластическую непрерывны, так как характеристики лересекакл ось симметрии [6]. Непрерывность скоростей на жестко­

119

ция задана числовыми значениями. Следуя работе [5], находим численное решение методом градиента (скорейшего спуска). Рас­ четы проводились на ЭВМ «Минск-32» по программе, написанной на алгоритмическом языке АКИ. Вычисления показали, что погрешность А = 1 • 10~2 решения операторного уравнения (7) достигается после двух-трех приближений. Начальные значения при этом задавали постоянными во всех точках матрицы.

На рис. 2 представлены линии равного модуля скорости и ли­ нии тока, показано распределение накопленной деформации в пластической области и деформированном прутке для процесса, характеризуемого параметрами R = 0,24, ф = 15°, хк = 0.

Вследствие непрерывности поля скоростей линии тока — глад­ кие кривые, не имеющие угловых точек. Наибольшее изменение скоростей как по величине, так и по направлению происходит в окрестности угловых точек профиля матрицы. Резкое увеличение модуля скорости происходит также в окрестности особой точки на оси симметрии. В некоторых точках пластической области, прилегающей к матрице, имело место нарушение неравенства (5)

120