ности разностей главных напряжений разностям главных дефор маций
|
g j |
g» |
__ |
Oj 0Д |
__ |
CJJ — ((Tj + |
CTg)/2 |
|
8J — е3 |
~ |
eg — е , |
~ |
ех — (еа + |
ез)/2 ’ |
но ех + |
е2 + е3 = |
0 |
и, |
следовательно, |
|
|
|
e i — |
(е 8 - ( - е а ) /2 |
= Зех/2. |
|
Итак, |
можно |
записать: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
qa Ч*О» \ . |
|
|
|
|
|
|
2 |
/ ’ |
|
|
|
|
|
|
g» + g» \ |
|
|
|
|
|
|
2 |
;• |
В нашем конкретном случае в силу равенств (14.16) получаем:
ei — 8э — (3/2 — Л) ех; е2 — е3 = 2Лех
и, принимая <х3 = |
0, |
равенства |
(14.16) |
принимают вид: |
<*1 — <?з = ^1= ( 1 + |
J ( g i |
—- - у —); |
а* - |
а8 - |
^ — j А (ох - |
. |
Подставляя второе из этих выражений в правую часть известного равенства
g<
получаем после очевидных алгебраических преобразований
откуда
|
|
_ |
_ ga ~Ь g» _ |
V 1 |
g< |
4 Л |
а/ 3 |
’ |
|
|
|
2 |
+ |
тогда выражение |
(14.18) принимает вид |
|
|
|
/т |
|
1-4-2Д/3 |
(То Œ |
г |
4Л/3 |
|
|
|
(Т /) |
----------— (Т/. |
° l ~ ÿ T + ï& fr |
|
/1+4Л*/3 |
откуда при о3 = |
|
О |
|
|
|
|
|
|
о |
, |
+ |
(Т4 + |
_— |
_ L g +i |
+ 2 |
Л q » |
----- Ôi |
а‘ |
V 1 + 4Д*/3 * |
Эта величина может уже заметно отличаться от единицы (простое растяжение) в зависимости от изменения А, во всяком случае
|
|
|
|
|
|
|
заметно больше, |
чем |
отношение |
определяемое равенством |
(14.17). |
Ориентировочно |
_ |
зависимость |
параметров а) |
П и ег/8! от А может быть |
|
представлена |
графиком |
|
(рис. 79). Для |
построения |
|
этого графика |
использова |
|
лась |
зависимость |
отноше |
|
ния |
е<ф/е,р от |
показателя |
|
жесткости Я схемы напря |
|
женного |
состояния. Дан |
|
ная |
зависимость |
также |
|
представлена |
на |
рис. |
79. |
|
Заг“1ен" я |
- |
б т а г |
0 |
la |
зависимости |
от А полу |
|
чены |
делением |
значений |
|
TL |
|
отношения |
в»Ф |
_ |
|
|
I' |
|
на |
|
|
|
In (/7*0) |
ех |
|
J - l |
I I |
|
значения |
отношения |
|
|
е<Ф |
Таким образом, по |
Рис. 78. Исходный (а) и разорванный (б) пло |
wtp |
|
|
|
|
|
|
|
значению числа А мы по |
ские образцы |
с нанесенной сеткой |
лучаем |
интенсивность |
|
|
|
|
деформации, |
|
которая |
|
|
|
|
имела бы |
место |
в зоне |
|
|
|
|
шейки |
при разрыве |
об |
|
|
|
|
разца |
круглого сечения |
|
|
|
|
по |
данным |
измерения |
|
|
|
|
искаженных |
деформа |
|
|
|
|
цией ячеек сетки, пред |
|
|
|
|
варительно |
нанесенной |
|
|
|
|
на |
поверхность плоско |
|
|
|
|
го образца того же ме |
|
|
|
|
талла, |
фактически под |
|
|
|
|
вергнутого |
испытанию |
|
|
|
|
на растяжение. |
|
|
Bip |
|
|
|
Для |
получения вто |
|
|
|
рой |
координаты точки |
Рис. 79. Графики зависимости П, zrfti от пара |
R на кривой |
зависимо |
метра |
А и зависимость |
е^ф/е^р от П |
сти |
а(—е„ т. е. коорди |
|
зависимость, |
предложенную |
наты Ор, используем |
эмпирическую |
М. И. Прудниковым, связывающую предельно-прочную пластич ность ер с показателем схемы напряженного состояния Я,
Подставляя в эту зависимость полученные вышеуказанным мето дом значения Я и ер, находим ер, скорректированную для слу чая плоского образца. Подставив это значение в общеизвестную формулу
находим |
¥ ш = |
1 — е 8р и Fm = F0 (1 — |
откуда, зная |
значение |
усилия |
разрыва плоского образца, снятое с машинной |
Рис. 80. График зависи мости а /—е/ для стали 18ЮА
” 0 0,2 Qfi 0,6 08 iO 12 /,4 f,6 0 Bè
кривой, получаем вторую координату точки R на кривой о,-—ег
Ор = Рр/Fш.
Таким образом, в результате использования данной методики мы получили все необходимые координаты для построения кривой о(—зг круглого образца по результатам испытания образца плоского сечения.
На рис. 80 представлены для сравнения кривые —е* для стали марки 18ЮА, полученные на основании испытания круглых образцов (/) и испытания плоских образцов, но рассчитанных по общепринятой (3) и предложенной (2) методике.
Ниже приведены координаты построения кривых а,—е* для круглого и плоского образцов из стали марки 18ЮА, рассчитан
ные по общепринятой методике, |
а также |
координаты |
точек В |
и R кривой о,—е< для плоского образца из той же марки стали, |
рассчитанные по предлагаемой методике: |
|
|
|
|
|
Координаты |
для круглого образца |
|
|
°1 |
30,23 |
33,74 |
40,15 |
43,32 |
46,16 |
47,99 |
49,53 |
84,13 |
0 , 0 2 0 |
0,0299 |
0,0590 0,0870 |
0,1144 |
0,1411 |
0,170 |
1,360 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Oi |
26,70 |
34,17 |
38,95 |
41,48 |
43,05 |
43,98 |
65,96 |
|
Si |
0,0127 |
0,0370 |
0,0699 |
0,1018 |
0,1328 |
0,1568 |
1,7218 |
|
Из графика следует, что ко |
Координаты точек В и R |
|
ординаты |
точек |
R у |
кривых 2 |
кривой |
а /—8 / для |
плоского образца |
|
и 3 по оси |
деформации (интен |
|
|
|
|
|
сивность деформации к моменту |
|
48,12 |
94,60 |
|
разрушения) превышают тако |
|
|
|
|
|
вые для кривой /. По-видимому, |
Si |
0,1620 |
1,850 |
|
если рассматривать процесс раз |
|
|
|
|
|
|
рушения |
плоского образца |
на |
|
|
|
|
|
всех его стадиях, |
то начало |
разрушения, происходящего в цен |
тральной зоне плоского образца, должно благоприятствовать продолжению деформации растяжения его двух крайних участков (боковых).
Из графика также следует, что координаты точки R по оси на пряжений у кривой 2 достаточно близки к таковым у кривой 1 по сравнению с координатами кривой 3, что в данном случае объяс няется учетом влияния отличия схемы напряженного состояния при разрушении у соответственно круглых и плоских (кривая 2) образцов.
9. Поверочные экспериментальные исследования установления границы устойчивой стадии растяжения
в условиях различного температурно-скоростного режима испытаний
Несмотря на современное развитие технологии горячей и полугорячей обработки металлов давлением, вопросы влияния темпе ратурно-скоростных факторов на способность металлов выявлять деформацию и сопротивляться ей, выбора оптимального численного выражения для этих и ряда других характеристик остаются еще и сейчас недостаточно изученными. В частности, не до конца раз работана регламентация методики испытаний механических свойств в целях их сопоставимости для металлов разных марок при раз личных технологических режимах и способах обработки резуль тативных данных. Достаточно сказать, что даже в регламенти рованных ГОСТами (например, ГОСТ 9651—73) режимах и спо собах горячих испытаний механических свойств металлов скорость деформирования ставится в зависимость от расчетной длины об разцов в широких (до двух-трех порядков) пределах изме нения.
Вместе с тем, несмотря на ряд преимуществ обработки метал лов в горячем или полугорячем состоянии, как то: снижение по
12 Г. А. Смирнов-Аляев |
337 |
сравнению с холодной обработкой потребных усилий формоизме нения (сниженная упрочняемость металлов); возможность приня тия постоянным значения интенсивности напряженного состоя ния во всем объеме обрабатываемой детали (о* = const) и др., — горячая обработка металлов обладает рядом недостатков. К ним относится значительное влияние с повышением температуры обработки скорости деформирования на способность как сопро тивляться, так и выявлять деформацию. Отсюда вытекает значи тельное усложнение в постановке испытаний механических свойств металлов в горячем состоянии, показатели сопротивляемости ко торых выводятся в зависимости от нескольких аргументов (темпе ратуры, скорости растяжения и степени деформирования). Так, расчленение процесса растяжения при холодном деформировании на две фазы, фиксируемое точкой В на диаграмме at — et (см. раз дел третий, гл. 6), приобретает при горячем деформировании иное физико-механическое содержание. Значительно усложняется, далее, задача установления влияния скорости растяжения во второй фазе сосредоточенной деформации в одном сечении образца, наличия таких факторов, как структурные изменения в поверхностных слоях нагретой детали (окалинообразование, обезуглероживание), фактор трения и др.
В литературе по технологии горячей обработки металлов давле нием, механике материалов и металловедению был обнародован ряд способов преодоления перечисленных особенностей горячего деформирования t7, 1, 2, 29]. В частности, в технологии горячей обработки металлов давлением была предложена методика расчета сопротивляемости металлов пластическому формоизменению — его предела прочности. Выведенная в 1963 г. В. И. Зюзиным [25] формула о = k7kB-kgOo.ji включает величины: о0.д — среднее, или базисное, значение сопротивления деформации, принимаемое при Т = 1000° С; е = 0,1; ед = 10 с-1; kTkj,, kt — термомеха нические коэффициенты (температурный, степенной и скоростной).
Значительный шаг в развитии расчетов рассмотренного типа был сделан в 1975—76 гг. Н. И. Глушаковым с использованием методики экспериментальных исследований СМПД. Обратимся к изложению положений, лежащих в основе его исследований.
Из вышеперечисленных особенностей горячей обработки ме талла фиксация точкой В диаграммы at — et расчленения процесса растяжения на две стадии представляет исключительный интерес не только в металловедческом плане, но и как физико-механичес кая характеристика обрабатываемости металла в целом. Для кон статации данного утверждения была разработана следующая ме тодика обработки результатов испытаний металлов растяжением
вгорячем состоянии.
1.Установление размеров испытуемых образцов, их количе ства и разметки. Принимались образцы из предварительно тер мообработанного металла диаметром d0 = 5 мм и расчетной дли
