Размещено на http://www.allbest.ru/

ДОНБАСЬКА ДЕРЖАВНА МАШИНОБУДІВНА АКАДЕМІЯ

Спеціальність 05.03.05 - процеси та машини обробки тиском

УДК 621.7.073;621.73.043;621.921.34

дисертації на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук

АВТОРЕФЕРАТ

РОЗВИТОК МЕТОДІВ РОЗРАХУНКУ ІНСТРУМЕНТУ ДЛЯ ХОЛОДНОГО ВИДАВЛЮВАННЯ І ГІДРОСТАТИЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ

СИНКОВ ВАДИМ ГРИГОРОВИЧ

КРАМАТОРСЬК - 2006

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана у Донецькому фізико-техничному інституті ім. О.О. Галкіна НАН України, Інституті фізики гірничих процесів НАН України, м.Донецьк.

Науковий консультант: Академік НАН України, доктор технічних наук, професор Лєбєдєв Анатолій Олексійович, Інститут проблем міцності НАН України, м.Київ, керівник лабораторії пластичності і міцності конструкційних матеріалів.

Офіційні опоненти: доктор технічних наук, професор Євстратов Віталій Олексійович, НТУ “Харківський політехнічний інститут”, м.Харків, професор кафедри “Обробка металів тиском”;

доктор технічних наук, професор Розенберг Олег Олександрович, Інститут надтвердих матеріалів ім. В.Н.Бакуля НАН України, м.Київ, завідувач відділу обробки металів різанням і деформуванням;

доктор технічних наук, професор Тарасов Олександр Федорович, Донбаська державна машинобудівна академія, м.Краматорськ, завідувач кафедри “Комп'ютерні інформаційні технології”.

Провідна установа: Вінницький національний технічний університет Міністерства освіти і науки України, кафедра “Технологія і автоматизація машинобудування”.

Захист відбудеться “22” червня 2006 р. о 10 годині на засіданні спеціалізованої ради Д12.105.01 Донбаської державної машинобудівної академії за адресою: 84313, м. Краматорськ, вул.Шкадінова,72.

З дисертацією можна ознайомитись у бібліотеці Донбаської державної машинонобудівної академії за адресою: 84313, м. Краматорск, вул.Шкадінова,72.

Автореферат розісланий “19” травня 2006 р.

Вчений секретар спеціалізованої вченої ради доцент, к.т.н. Ю.К. Доброносов

1. ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. Один з перспективних напрямків обробки матеріалів об'єднує групу технологій, в яких пластичне формозмінення проводять з накладанням тиску 2-3 ГПа. Прикладами є процеси холодного видавлювання з протитиском (гідроекструзія, гвинтова екструзія, закрита прошивка, пакетна гідроекструзія мікроволокон), а також гідростатична обробка матеріалів з накладанням магнітного поля. Ці технології дозволяють накопичувати інтенсивні пластичні деформації, що забезпечує унікальні механічні характеристики матеріалів, а також отримувати мікроволокна з металів і сплавів для виготовлення конструкційних і витратних композитів, проникних матеріалів для фільтрів і капілярного транспорту, тканих і нетканих матеріалів для захисту людей від поразки електричним струмом, електромагнітних випромінювань високої частоти, статичної електрики та інше.

Разом з тим, підвищення рівня робочих тисків вище 1-1,2 ГПа гальмується низькою міцністю елементів інструменту високого тиску, в тому числі камер високого тиску-матриць, гідростатів, затворів - з однієї сторони, і плунжерів, ковадл, ущільнювальних вузлів - з іншої сторони, їх високою матеріаломісткістю і вартістю, відсутністю сучасних експериментальних методик контролю напружено-деформованого і граничного станів (НДГС), адаптованих до умов холодного видавлювання металів, при якому епюра навантаження змінює свою форму на окремих стадіях процесу, навантаження розподілене на частині довжини поверхні робочого каналу інструменту, а його стінка має змінну товщину уздовж осі. Це потребує одержання надійної інформації про граничні умови на поверхнях інструменту, перевірки можливості застосування при розрахунках напружень і деформацій співвідношень Ляме, оскільки їх використання призводить до великих похибок, як у визначенні складальних параметрів камер, так і в оцінках їх граничного стану.

Cтворення надійних методик аналізу НДГС і проектування інструменту з розширеним діапазоном робочих тисків має важливе значення для розвитку науки і виробництва в Україні, тому що дозволяє реалізувати у народному господарстві якісно нові технології одержання матеріалів і виробів нової техніки на рівні кращих світових досягнень.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Робота виконана в рамках тематичних планів Донецького фізико-технічного інституту НАН України і Інституту фізики гірничих процесів НАН України за темами: “Исследование влияния конструктивных и технологических факторов на прочность и циклическую долговечность основных элементов аппаратуры высокого давления”(№ДР81061886); “Получение металлического волокна из нержавеющей стали для производства фильтровальных рукавов с антистатическим эффектом”(№ДР01860093696); “Получение композиционных материалов с использованием металлических волокон” (№ДР 01850074817); “Получение композиционных материалов с использованием металлических волокон из нержавеющих сталей”(№ДР 01870032728); “Разработка комбинированной технологии изготовления металлических волокон, фильтровальных, композиционных и тканых материалов, а также изделий из них со специальными физическими свойствами”(№ДР УА01013752Р); “Закономірності формування та еволюції наноструктурного стану твердих тіл”(№ДР0100U003850); “Исследование и разработка регенерируемого металловолокнового фильтроэлемента для противопылевых респираторов”(№ДР01950016116); “Дослідження фазового стану та кількості метану у викопному вугіллі для підвищення рівня безпеки праці” (№ДР0104U003806). Автор був відповідальним виконавцем вказаних робіт.

Мета і задачі дослідження. Метою роботи є підвищення стійкості інструменту і якості продукції, розширення її асортименту за рахунок створення нових технологій холодного видавлювання з протитиском і гідростатичної обробки суцільних і пористих матеріалів на основі експериментально-розрахункового аналізу напружено-деформованого і граничного станів елементів оснащення на різних етапах технологічних процесів.

Для досягнення мети поставлені наступні задачі:

1.Розробити експериментально-числові методи дослідження і розрахунку напружено-деформованого і граничного станів елементів інструменту зі змінною по висоті товщиною стінки, в яких розташування осередку деформації і контактні умови змінюються залежно від типу і стадії технологічного процесу; науково обгрунтувати умови і ефективність зміцнення камер оптимальним бандажуванням і стискуючим навантаженням, яке прикладене до їхніх торців.

2.Розробити математичні моделі холодного видавлювання прутків з протитиском гідроекстузією і за рівноканальними технологіями, гідроекструзією пористих пакетів з дротяних елементів в оболонці, а також гідростатичної обробки матеріалів з накладанням магнітного поля, за допомогою яких дослідити силові параметри і раціональні, з точки зору міцності камер, силові режими зазначених процесів.

3.Науково обгрунтувати, розробити і застосувати перспективні конструктивні схеми інструменту і штампових блоків для реалізації технологій холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів з накладанням магнітного поля.

4.Розробити методики проектування інструменту з незмінною та змінною товщиною стінки, виготовити і випробувати інструмент в дослідних, дослідно-промислових і промислових технологіях холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів при підвищених тисках.

Об'єкт дослідження. Інструмент і технології холодного видавлювання прутків з протитиском і гідростатичної обробки матеріалів з накладанням магнітного поля.

Предмет дослідження. Механізм формування напружено-деформованого і граничного станів елементів інструменту, що вісесиметрично навантажені на частині довжини робочої поверхні і силові процеси холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів.

Методи дослідження. В основу теоретичних досліджень були покладені методи математичної і прикладної теоріі пружності, пластичності, опору матеріалів. Для дослідження процесів пружного , пружно-пластичного і пластичного деформування використані аналітичні, чисельні та експериментально-розрахункові методи. Експериментальні дослідження проводилися у виробничих і лабораторних умовах із застосуванням традиційного устаткування, спеціально виготовленого оснащення та інструментів, на натурних зразках і моделях.

Наукова новизна одержаних результатів.

1.Набули дальшого розвитку методи розрахунку напружено-деформованого і граничного станів головних елементів інструменту для холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів, в тому числі, з урахуванням специфіки розподілу зусиль по довжині елементу та їх перерозподілу накладанням стискуючого навантаження за торцями камери; для вузлів зі змінною товщиною стінки запропоновані співвідношення, що поєднують максимальне колове напруження з середньою товстостінністю в зоні навантаження, довжиною ділянки навантаження і відстанню до неї від торця камери.

2. Вперше, для широкого кола застосованих конструкційних матеріалів при різних технологічних режимах холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів, визначена оптимальна траєкторія навантаження камер в координатах “робочий тиск Р1 - тиск бандажування Р2”; що дозволяє у 2-3 рази підвищити граничний тиск в інструменті порівняно з використанням тиску бандажування, що відповідає початку пластичності на поверхні робочого каналу при складанні.

3. Вперше запропонована математична модель холодного видавлювання пакета дротяних елементів, в якій умова пластичності ізотропного пористого тіла узагальнена на випадок ортотропного пакета дротяних елементів в ізотропній оболонці, що дозволило встановити немонотонність залежності контактного напруження між заготовкою і матрицею уздовж осередку деформації, визначити максимальне значення цього напруження і встановити положення небезпечного перерізу в інструменті.

4. Вперше, на підставі числового моделювання методом скінчених елементів, для інструменту холодного видавлювання і гідростатичної обробки матеріалів запропоновано нове співвідношення між окружними напруженнями на його внутрішній та зовнішній поверхнях.

Практичне значення одержаних результатів полягає в підвищені стійкості і зниженні металоємкості інструменту, розширенні асортименту і поліпшенні фізико-механічних характеристик матеріалів за рахунок використання експериментально-числових методів розрахунку НДГС, впровадження нових конструкцій інструменту і штампових блоків, підвищення ефекту пластифікації.

Реалізовані нові технології виготовлення мікроволокон з діаметром 5-10 мкм з титану та корозійностійкої сталі для компонентів твердофазного ракетного палива, регенеруємих фільтрувальних матеріалів і тканин, що захищають від статичної електрики, а також заготовок ріжучого інструменту з підвищеною в 1,5-3 рази зносостійкістю і матеріалів з ультра дрібнокристалічним зерном.

Основні розробки захищені 10 авторськими свідоцтвами СРСР і 1 патентом України. Результати роботи пройшли випробування і впровадження в лабораторних умовах Донецького фізико-технічного інституту НАН України (Акт застосування розробок камер високого тиску з парамагнітних матеріалів та інструмента для холодного видавлювання в 1978-2001 р.р. від 25.05.2005 р.), в Інституті надтвердих матеріалів НАН України (Акт про виконання робіт за договором №639 від 05.12.1984 г.), в Інституті фізики гірничих процесів НАН України (Акт використання камер високого тиску в 2002-2005 р.р. від 19.05.2005 р), в дослідно-промислових і промислових умовах інноваційної компанії “Сінтра” м. Донецьк, (Акт використання винаходів і розробок при виконанні НДДКР “Розробка дослідного зразка регенеруємого металоволокнового фільтроелемента МВФЕ-1, ТУ У 13534938.003-97 і підготовка виробництва до серійного випуску” від 19.12.1998 г), на НВО “Краситель”, м.Рубіжне (Акт використання тканев'язаних фільтрувальних рукавів з лавсану з доданням металевих волокон від 23.11.1985 р. з розрахунком економічного ефекту від 18.11.1986 р. і від 29.01.1987 р), в Організації п/с В - 8413, м. Дзержинськ (Довідки про застосування роботи “Отримання композиційних матеріалів з застосуванням металевих волокон” за 1985-1989 р.р.), на підприємстві п/с А-1450, м. Москва (Акт впровадження в виробництво технологічних процесів і приладів для гідроекструзії заготовок круглого перерізу для ріжучого інструменту від 28.10.1978 р.).

Особистий внесок здобувача. В дисертаційній роботі не використані ідеї співавторів публікацій. Всі принципові теоретичні і експериментальні результати одержані автором самостійно. При виконанні досліджень, результати яких опубліковані в співавторстві, автором здійснені розробки основних теоретичних положень, математичних моделей по розрахунку напружено-деформованого і граничного станів в небезпечних зонах деформування заготовок і інструменту. Автор брав участь в проведенні промислових експериментів і впроваджені розробок у виробництво. Частка участі автора в реальній економії від впровадження розробок складає 545 тис.крб.(в цінах 1990 р.) і 55 тис.грн. (в цінах 1998 р.).

Апробація результатів дисертації. Основні результати дисертації доповідались і обговорювались на наукових конференціях, семінарах, науково-технічних нарадах організацій, з якими виконувались спільні роботи по реалізації проектів обробки матеріалів тиском, серед них:

міжнародні конференції “Высокие давления в науке и технике”: X, м..Амстердам, 1985 р.; XI, м.Київ, 1987 р.; Х11, м.Падерборн, 1989 р.; ХШ, м.Бангалор, 1991 р.; Верещагінська (меморіальна), м.Троіцьк, 1989 р.; міжнародні конференції “Механизация и автоматизация процессов обработки давлением”, м. Готвальдов, 1981 р.; “Обработка высокими параметрами - нетрадиционные технологии”, м.Братислава, 1978 р. і 1985 р.; міжнародна конференція “Актуальные проблемы пластической обработки металлов”, м.Варна, 1990 р.; міжнародні конференції “Гидростатическая обработка материалов”, м.Донецьк, 1979, 1981, 1985, 2000, 2002 р.р., м.Москва, 1983 р. , м.Мінськ, 1987 р.; всесоюзні конференції і семінари: “Технология и средства производства заготовок деталей машин”, м.Свердловськ, 1983 р.; “Прогнозирование управления качеством металлоизделий, полученных ОМД”, м.Абакан, 1983 р.; “Методы механики сплошной среды”, м.Київ, 1990р; “Прогрессивные технологические процессы в машиностроении”, м.Луцк, 1989 р.; “Удосконалення процесів і устаткування обробки тиском в металургії і машинобудуванні”, м.Краматорськ , 2002 р., 2004 р.

Публікації. Основні результати досліджень опубліковані в 27 статтях у наукових журналах і 14 статтях у збірках наукових праць, з них 41 робота в 40 виданнях зареєстрованих ВАК України, 10 авторських свідоцтвах і 1 патенті України.

Структура і об'єм роботи. Дисертація складається з вступу, 8 розділів і додатку. Обсяг роботи 316 сторінок, із них 250 сторінок основного тексту та 17 сторінок, що містять виключно і таблиці, 10 таблиць, список використаних літературних джерел з 251 найменування на 25 сторінках і додаток на 24 сторінках.

2. ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі обгрунтовується актуальність наукової проблеми, сформульована мета роботи і шляхи її досягнення, показано зв'язок роботи з науковими програмами, планами і темами. Дана характеристика наукової новизни і практичного значення одержаних результатів, а також їх впровадження.

У першому розділі проведений огляд методів аналізу напружено-деформованого і граничного станів (НДГС) інструменту для холодного видавлювання і гідростатичної обробки

матеріалів. Цей інструмент часто називають камерами високого тиску (КВТ). Відмічено, що наукові основи методів розрахунку КВТ з незмінною по довжині товщиною стінки і навантажених по всій довжині робочого каналу гідростатичним тиском створені в роботах Ж. Ляме, О.В. Гадоліна, М.М. Беляєва, М.Ф. Дроздова, Г.О. Смирнова-Аляєва, О. А. Іллюшина.

Розвитку методів зміцнення КВТ сприяли роботи П. Бриджмена, Ф. Банді, Р.В. Мільвицького, С.Д. Пономарьова, М.Д. Тарабасова, С.С. Секояна, Л.Ю. Максімова, В.О. Мишуніна, М.М. Малиніна, В.О. Євстратова, О.О. Ганаго, О.О. Розенберга, В.П. Д'ячука, Л.Л. Роганова, О.Ф. Тарасова, О.В.Боримського, Г.П.Гажи, Т.Девідсона, У.Прагера, В.Пірсона та інші.

Створенню сучасних теорій міцності матеріалів і використання їх для розрахунку конструкцій в умовах складного напруженого стану і широкого діапазону температур присвячені роботи Г.С. Писаренка, А.О. Лєбєдєва, М.В. Новікова, В.Л. Колмогорова та інші.

Розвитку математичних моделей холодного видавлювання матеріалів, удосконаленню технологій та інструменту високого тиску сприяли роботи М.В. Сторожева, І.Л. Перліна, Б.І. Береснєва, Г.Д. Деля, І.С. Алієва, В.З. Спусканюка, В.А. Огороднікова, В.І. Левітаса, М.Б. Штерна, В.М. Сегала, Я.Ю. Бейгельзімера, О.М. Лаптєва, І.О. Сивака, У. Джонсона та інші.

Для зміцнення інструменту високого тиску використовуються два шляхи: підвищення фізико-механічних характеристик конструкційних матеріалів і зменшення градієнтів напружень в елементах КВТ при робочому навантаженні. Найбільш ефективний другий шлях, який реалізується в камерах за допомогою методів скріплення (створення в камері сприятливої схеми залишкових напружень попереднім пружним деформуванням її елементів) і автоскріплення (шляхом попереднього пружно-пластичного деформування).

Аналіз опублікованих робіт дозволяє зробити висновок, що за основу методик розрахунку КВТ для видавлювання матеріалів покладена модель Ляме, згідно з якою припускається, що товщина стінки камери m=D/d (D,d-зовнішний і внутрішний діаметр камери) незмінна за її довжиною, а робоче гідростатичне навантаження прикладене по всій довжині робочого каналу. Неодноразово робились спроби об'єднати використання окремих прийомів зміцнення шарів КВТ. Наприклад, пропонували внутрішній шар виготовити з матеріалу, який чинить значний опір при стиску, а зовнішні шари намотати стрічкою, або частину з них сегментувати. Однак, через низьку пластичність внутрішнього шару і жорсткі умови до характеру деформування шарів підтримки (відхил від лінійного закону деформування бандажної системи приводить до появи пластичних деформацій внутрішнього шару та його руйнування) такі схеми не були реалізовані. Позитивного результату вдалось досягти тільки при використанні оригінального способу складання крихкого внутрішнього шару із зовнішнім, що пройшов автоскріплення і стабілізацію залишкових напружень термообробкою під навантаженням.

Задача ускладнюється у випадку, коли елементи камери мають змінну товстостінність уздовж осі (матриці, штампи, ковадла, плунжери), або коли вони навантажені на частині своєї довжини (матриці, гідростати). В цьому разі використання співвідношень Ляме для оцінки напруженого стану товстостінної труби призводить до великих помилок як у визначенні геометричних і складальних параметрів камер, так і в оцінках граничного стану конструкції. Більшість схем оснастки для реалізації процесів холодного видавлювання або гідростатичної обробки мають епюру навантажень, яка відрізняється від моделі Ляме. Відомо, що висота зони контакту заготовки і матриці при видавлюванні менша за висоту інструменту, а висота стовпа рідини, що передає тиск на заготовку менша, ніж довжина контейнера. Розміщення зони навантаження відносно торців камери, вочевидь, може впливати на її НДГС, який стає залежним, принаймні, від двох координат r і z.

Для аналітичного обчислювання задачі О. Лурьє запропонував використовувати функцію напружень Лява, а рішення підбирати за допомогою поліномів. Однак, при використанні цього шляху задовольнити граничним умовам в КВТ і отримати співвідношення, які зручні для розрахунків дуже важко (Г. Шапіро), особливо, якщо ділянка навантаження розташована від торця камери менш, ніж на 0,7D (D- зовнішній діаметр камери). Оцінки, які роблені з використанням приблизних методів (С. Пономарьов та ін.) для камери великої довжини (LD, m=2 и = =hН/D=0…1, =h0/D=0, де ,- приведена довжина ділянки рівномірно розподіленого навантаження і її відстань до торця камери), показали, що при =0,3-0,6 максимальне колове напруження може на 10% перевищувати його величину, що отримана за моделлю Ляме.

Для циліндра скінченої довжини метод О. Крилова, яким аналізували НДС балки на пружній основі, модифікований Л. Гольманом і Л. Максімовим шляхом введення у вираз для угину і моменту, що угинає, коефіцієнтів циліндричної форми вузла. Величина максимального колового напруження, яку обчислювали таким чином, перевищує ту, що отримували за моделлю Ляме, на 50%; також має місце якісне розходження розподілу цієї компоненти з результатами за Шапіро і Пономарьовим. Результати аналізу НДГС матриць для видавлювання, що навантажені на частині довжини робочого каналу, нам не відомі.

Проведений аналіз існуючих методів розрахунку КВТ дозволив визначити мету і задачі дослідження.

В другому розділі викладено розроблені методики аналізу НДГС матриць для видавлювання матеріалів, в основу яких покладений метод скінчених елементів (МСЕ) і методику уточнення НДС поверхневого шару робочого каналу. Використано МСЕ у формі методу переміщень, а його тестування здійснено шляхом порівняння з аналітичним рішенням для напружень в товстостінному циліндрі, що навантажений внутрішнім тиском відповідно до моделі Ляме. Розходження результатів порівнянь у перерізах, що віддалені від торцевих зон, не перевищувало 0,1%; розходження радіального напруження і прикладеного тиску в торцевих зонах складало 8-12%. Для декількох варіантів навантаження циліндру, що були лінійно залежні, отримані напруження були зв'язані однаковими лінійними співвідношеннями з точністю до останньої значимої цифри. Розрахункова схема моделі матриці, що використовується далі приведена на рис.1. Розміри моделей були близькими до розмірів реальних матриць (d1=2R=22мм, d2=4R=44 мм, d3=8R=88мм, hк=1,1R?12мм, H=6,6R?72мм, =10, h0=H-zА). При навантаженні моделі на ділянці, що складає половину висоти матриці, розходження напружень в перерізі через середину ділянки навантаження складає 30% при тиску зсередини, та 50% -при тиску зовні. В перерізах за торцями розходження складає 200-300%, що виключає використання формул Ляме для розрахунку компонент НДС в цих зонах. Обчислення за допомогою МСЕ переміщень, а потім за їх допомогою напружень веде, як відомо, до похибок у визначенні напруженого стану поверхні робочого каналу вузла, який треба визначати особливо точно, бо там зароджуються осередки руйнування. Для вирішення лінійно-пружних задач запропонована методика, що використовує елементарні навантаження. Розглянемо (рис.2) достатньо малу ділянку поверхні робочого каналу у формі прямокутника, для якого введемо локальну декартову систему координат і запишемо компоненти тензорів напружень і деформацій. Вісь Z спрямуємо нормально до поверхні прямокутника, вісі X i Y-паралельно до його сторін. Обчислення за МСЕ переміщень U,V,W усіх вершин прямокутника від навантажень, які прикладені до поверхні моделі, за допомогою співвідношень теорії пружності дають можливість визначити компоненти деформації x, y, xy в тчк.А:

.

Напруження z, xz, yz відомі з граничних умов, а невідомі компоненти-z, xz, yz, y, x, xy- обчислюють вирішенням системи 6 рівнянь узагальненого закону Гука. Якщо для поверхні, яка досліджувалась, ввести локальну систему координат NO1L , то її вісі будуть головними при вивченні напружень і деформацій, а розрахункові вирази можна отримати із узагальненого закону Гука:

де Е і - константи пружності. За допомогою викладеної методики визначили напруження в 20 точках, що рівномірно розподілені (від верху до низу) уздовж конічної поверхні моделі. Обчислення виконувалось п'ять разів для п'яти варіантів розподілу навантаження, кожне з яких зображене тиском одиничної інтенсивності. Ділянки навантаження мають однакову довжину в одну п'яту довжини конічної частини моделі, нумерується зверху (1) до низу (5); ми їх назвали елементарними. Напруження від об'єднання ділянок навантаження визначені за допомогою суперпозиції одиничних полів. Для торцевих вариантів розміщення елементарних навантажень положення максимальних значень колових напружень співпадають з ділянками прикладення навантажень, для усіх інших - знаходяться поблизу від цих ділянок і утворюють з двох боків локальні максимуми, що перевищують максимальні значення напружень всередені ділянки на 25-75%. Поздовжні напруження L в межах ділянки навантаження для усіх елементарних вариантів - стискуючі, а максимальне їх значення (за алгебраїчною величиною) спостерігається за межами ділянки навантаження. Залежність граничного тиску, нормованого по границі текучості матеріалу (Р/s) від приведеної довжини ділянки навантаження =hн/H, що розміщена у товстій (1) або тонкій (6) частині конуса матриці, приведена на рис.3. Відстань ділянки від тонкого торця моделі- h0; оцінки граничного тиску за моделями Ляме (крива 2 - m=4; крива 3 - m=2) і Максимова (hн/Н=0,54; крива 4-m=3,33; крива 5-m=2). Звертає увагу істотність різниці оцінок Р/s в моделях, що мають незмінну і змінну товщину стінки, особливо при малій довжині ділянки навантаження, а також перевага розміщення ділянки навантаження біля товстого торця матриці. Це досягається стартовою формою заготовки, що забезпечує її контакт з матрицею в зоні, яка містить калібр.

Важливе значення мають встановлені МСЕ закономірності співвідношень колових напружень уф1/уф2 на поверхні робочого каналу і на зовнішній поверхні моделі. При довжині ділянки навантаження hH0,6 H з похибкою не більше 10% має місце співвідношення Ляме: 1 / 2 =(m2i +1)/2; а при hH 0,6 H - краще використовувати співвідношення:

1/2 = 0,86(m2i -2,88 mi +4,35),

де mi-коефіцієнт товщини стінки в текучому перерізі моделі. Це дозволяє обчислювати напружений стан поверхні робочого каналу за допомогою тензометрії зовнішньої поверхні матриці.

В роботі запропонована методика експериментально-числового визначення НДС у зоні контакту матриці і заготовки з використанням тензометрії вільних дільниць зовнішньої поверхні. Якщо через 1, 2, … , n-1, n позначити нормальні і, зсуваючи напруження на ділянках контакту, так що на кожній ділянці допустити ці навантаження незмінними, а через 1, 2,…, m - показання тензодатчиків, число яких m?n, то за принципом суперпозиції випливає, що величини пов'язані між собою і з невідомими навантаженнями системою n- лінійних рівнянь:

Коефіцієнти системи рівнянь (4) визначаються розрахунком за допомогою метода елементарних навантажень. Якщо встановити j = 1, а k = 0 (де k - любе, k j), то i = aij. Таким чином, розрахунок МСЕ поля переміщень від елементарного навантаження дозволяє визначити відповідний стовпчик коефіцієнтів, обчислення всіх варіантів елементарних навантажень - усю матрицю aij, а тензометрія - реальний розподіл напружень у контактних зонах інструменту. Рішення системи (4) виконується методом найменших квадратів, оскільки показання тензодатчиків i можна розглядати як результати окремих вимірів.

,

В роботі запропонований спосіб визначення оптимального натягу в бандажованих матрицях, які армовані твердими сплавами. Спосіб заснований на використанні форми граничної поверхні міцності вузла по пластичності або руйнуванню. В найпростішому випадку є два фактори навантаження - тиск бандажування Р2 і робоче навантаження Р1. Гранична поверхня в цьому випадку відповідає лінії, яка задається рівнянням:

е (Р 1,Р 2) = s,

де е (Р 1,Р 2) -функція максимального еквівалентного напруження, s - границя текучості при розтяганні матеріалу матриці. Крива за (5) є лінією рівня функції еквівалентного напруження. В лінійному випадку еквівалентне напруження за будь-яким з критеріїв міцності є лінійно залежна функція за своїми аргументами Р1 і Р2:

е (kР 1,kР 2) = ks (Р 1,Р 2),

де k - довільна невід'ємна константа. Ця властивість значно спрощує процедуру побудови граничної кривої (5), тому що за величиною еквівалентного напруження е для любої пари значень P1 и Р 2, граничні тиски P2г и P1г можна знайти із співвідношень:

P2.г = кP2; P1.г = кP1; k=s / е (P1 , P2).

Тому для побудови граничної кривої (5) достатньо один раз обчислити за допомогою МСЕ значення е вздовж лінії, кут нахилу якої до вісі Р2 : =arc tg (P1 / P 2). Потім за допомогою співвідношень (7) одержати точку (P1г, P2г) граничної лінії при конкретному i. Якщо давати куту послідовні значення в діапазоні 0 - 90°, можна побудувати всю граничну криву. Залежність оптимальних параметрів бандажування від геометрії філь'єри і фізико-механічних характеристик її матеріалу обчислювали із співвідношень:

де K11=(m112+1) / (m112-1); K12=(m122+1) / (m122-1); m11, m12 - коефіцієнти товстостінності філь'єри в перерізах тонкого і товстого торців осередку деформації; К1=Р11/P1 , К2=Р21/P2, L=Р1L/P1 - коефіцієнти, які обчислені за допомогою компонент матриці впливу; опт=6550, Р11 , Р21, Р1L-колові і аксіальні напруження від навантажень Р1 и Р2, =р /c, р ,c - механічні характеристики матеріалу при розтяганні і стиску .

Проведена оцінка впливу на НДС камер навантаження стиску т, що прикладене до торців. Встановлено, що ефект зміцнення характеризується високим градієнтом уздовж осі, а його максимальне ( 50%т) значення для матриць нижче такого ж значення для камер з незмінною товщиною стінки ( 65%т). Тому цей захід можна використовувати для розвантаження тонкого торця матриці і довантаження зони біля калібру.

В третьому розділі викладені розроблені експериментальні методики дослідження НДГС матриць для видавлювання матеріалів, що навантажені на частині довжини поверхні робочого каналу за технологічними схемами волочіння і гідроекструзії. Оскільки на зовнішній поверхні матриці має місце плоский напружений стан, всі компоненти його можна знайти за двома компонентами тензора деформації - колової і аксіальної z :

Таким чином, для визначення НДС в точці зовнішньої поверхні матриці достатньо двох тензодатчиків, що орієнтовані паралельно осі вузла і перпендикулярно до неї. Розміри моделей відповідали реальним розмірам матриць для холодного видавлювання (зовнішній діаметр 40-80мм, висота 40-66мм, діаметр калібру 8-20мм, висота калібру 5-11мм, кут конуса 2б=20°). Рівень граничного тиску в робочих каналах моделей визначався діапазоном до 150МПа, що викликало на робочій поверхні еквівалентне напруження, яке не перевищувало границю текучості матеріалу моделі. Для підвищення сигналу частина моделей виготовлялась із зміцненої старінням берилієвої бронзи. На рис.4 представлені схеми пристроїв навантаження моделей матриці на обраній ділянці довжини робочого каналу за схемами “волочіння”(а) і “гідроекструзія” (б). Модель матриці 1 з заготовкою 2, месдозою 3, контейнером 4 і оправкою (плунжером) 5 встановлювалась на пресі і навантажувалась розрахунковою силою, що фіксувалась гвинтовою парою. Після витягання пристрою з пресу фіксувалося залишкове осьове зусилля і контактне напруження на поверхні сполуки матриці із заготовкою.

Розподіл навантаження уздовж зони контакту матриці із заготовкою прийнятий рівномірним, а його інтенсивність Рк обчислювалась за співвідношенням:

РК =4 F / (D2-d2)(1+f ctg ),

де F - осьова сила, яка фіксувалась месдозою; D, d -максимальний і мінімальний діаметр сполуки заготовки з матрицею; f, - коефіцієнт тертя в сполуці і кут нахилу твірної робочого каналу матриці відповідно.

Значення 2 і z2, а також обчислені за (9) і (3) напруження внутрішньої поверхні моделі 1 за варіантом навантаження на ділянці 1 (z=55-66мм) тиском Рк= 100 МПа приведені на рис.5; обчислення напружень на поверхні робочого каналу порівняно з результатами, що отримані МСЕ. Має місце деяке розходження величин напружень, що одержані тензометрією і MСЕ. В зоні ділянки навантаження розходження складає 15% у тому місці, де числовий метод прогнозує стрибок напруження 25% в перерізах, що лежать на відстані 3 мм один від одного. При однаковій приведеній висоті ділянки навантаження =hн/H=0,167 найбільша 1 відповідає першому варіанту, а найменша - п'ятому; їх різниця складає 2,4 рази (2,28 у MСЕ). Ділянки навантаження, що займають середнє положення, мають майже однакове найбільше головне напруження. Збільшення висоти ділянки навантаження у два рази (=0,33) підвищує найбільші значення 1, причому найбільше зростання (у 2 рази) спостерігається при навантаженні ділянки 4+5.

Навантаження ділянки 1+2 призводить до зростання найбільшого значення 1 проти навантаження ділянки 1 на 40 %, а проти навантаження ділянки 4+5 - на 50%. При навантаженні ділянки 3+4+5 (=0,5) найбільше 1 нижче, ніж у варіанті 1+2 і приблизно відповідає варіанту 1.

Навантаження моделі по всій висоті конусної частини (=0,83) призводить до невеликого зростання 1 (10%) проти варіанту 1+2. По всій зоні навантаження має місце добра відповідність значень максимальних колових напружень, що отримані тензометрією і MСЕ. Залежність максимального колового напруження 1 від відстані ділянки навантаження до тонкого торця =h0 / H при поступовому зростанні ділянки навантаження в діапазоні значень = 0,133-0,833 можна записати кубічним поліномом:

1 / P1=1,35-1,85+3,712 - 4,723.

Вимірювання тертя при гідростатичному навантаженні проводили шляхом запису деформації зовнішньої поверхні матриці в функції тиску рідини Ррід, а потім порівнювали тиск на етапі розвантаження Pр и навантаження Pн при однакових деформаціях. Коефіцієнт тертя fгід визначався за співвідношенням: f гід = (Pн-Pр) tg / (Pн+Pр); він коливався в межах f гід = 0,04-0,06. Контактне напруження визначалось за співвідношенням (10), в якому сила навантаження F замінена тиском Ррід. Величина контактного напруження може відрізнятися від тиску; при значеннях співвідношення D2 / d2 5 контактне напруження більше ніж тиск у камері.

Деформація від взаємодії заготовки і матриці обчислювалась таким чином. Із деформації зовнішньої поверхні при тиску Pрід і контактному тиску заготовки на матрицю Pк треба відняти деформацію, що відповідає навантаженню тільки гідростатичним тиском, який прикладався до всього робочого каналу матриці (ця деформація вимірювалась попереду при навантаженні конусної частини матриці гідростатичним тиском). Потім та доля деформації, що залишилась нормувалась за різницею (Pк-Pгід) і при множенні на Pк давала величину деформації тільки від взаємодії моделі із заготовкою з.

Порівняння (Рис.4) значень деформацій (а)і напружень(б) зовнішньої і робочої поверхні моделі, що навантажена на ділянках 4+5 за схемами волочіння і гідроекструзії контактним напруженням 100МПа вказує на деяке розходження деформацій (а) в перерізах hi/Н=0,5-0,6 пов'язане, очевидно, з розходженням параметрів h0/H=0,5 і 0,563, а також з тим, що при гідроекструзії обидва торця моделі стиснені плитами, а при волочінні-тільки один з торців її контактує з месдозою. Звертають увагу найбільш жорсткі умови роботи матриці при гідроекструзії у випадку коли висота навантаження матриці мала. Параметр Рк/Ррід при малих подовженнях R=1,5-2 може сягати значних величин, що при відносно малому тиску на плунжері (1-1,2 ГПа) веде до значного контактного тиску на матрицю (2-2,3ГПа).

Розроблена експериментальна методика оцінки граничного контактного напруження в матриці за появою пластичності, або за раннім етапом руйнування. При навантаженні і розвантажені матриці у рамках пружності запис сили, що діє на конусний пуансон в функції деформації зовнішньої поверхні має замкнутий характер; його початок і кінець співпадають. У моменті, коли наступає пластичність одного з елементів матриці, гістерезисна петля залишається незамкнутою, а величина дрейфу нуля запису відповідає залишковій деформації зовнішньої стінки в коловому напрямі. На початку руйнування в петлі запису фіксується одне чи декілька скидань навантаження, що складають 5-10% від зусилля запресовки. Особливо це має місце при навантажені бандажованих матриць, які армовані філь'єрами з твердого сплаву. Огляд у косому освітленні торця філь'єри після появлення скидань навантаження виявив, що вони відповідають виникненню радіальних тріщин, довжина яких сягає 1-5 мм. Залежно від натягу, з яким філь'єра пресується в бандаж, фіксуються скидання навантаження, пластичність, або те й друге. Ці явища дають змогу судити про граничний стан матриці при вибраному режимі навантаження.

Четвертий розділ присвячений аналізу силових режимів холодного видавлювання матеріалів при рівноканальному формозміненні, а саме порівнянню енерговитрат і робочих тисків під час рівноканального кутового пресування (РККП), гвинтової екструзії (ГвЕ) і реверсивної закритої прошивки (РЗП) (рис.7). Схеми РККП і РЗП належать до безградієнтних, ГвЕ -до градієнтних.

Енергетичні витрати на деформування одиниці об'єму заготовки W при використанні схем РККП і ГвЕ:

W=Wh+Wi h+Wf,

де Wh , Wih - енергія однорідної та неоднорідної деформації відповідно; Wf - енергія переборення сил контактного тертя. Для схеми РККП: WhWi h , WhWf :

де s() - опір деформації; T - границя текучості ідеально пластичного матеріалу; e - накопичена деформація. Для схеми гвинтової екструзії: Wh=0, Wi h Wf :

Wih=2уфemax / 3.

Таким чином енергетичні витрати при гвинтовій екструзії (градієнтне видавлювання) у 1,5 рази нижче, ніж при рівноканальному кутовому пресуванні (безградієнтне видавлювання). З іншого боку при РККП і ГвЕ перехрещення каналів або їх гвинтова форма веде до високої концентрації напружень в інструменті, що обмежує допустимий рівень середнього тиску на пуансоні на рівні 1,2ГПа, хоч і дозволяє в деяких пластичних матеріалах накопичувати великі деформації за рахунок багаторазового видавлювання.

Коло матеріалів, в яких можуть бути накопичені деформації е 10 або звужується до пластичних металів (алюміній, мідь), або деформації, що отримані за один цикл обмежуються величинами е=0,4-1, або ведуть обробку з нагрівом до температури віще 0,3 від температури плавлення.

В роботі запропонована нова схема накопичення деформацій - реверсивна закрита прошивка (РЗП) з протитиском, що забезпечує відсутність каналів з гвинтовою поверхнею, або таких, які перехрещуються. Але ця схема забезпечує можливість повороту та реверса потоку деформації. В першому напівциклі обробки на столі преса 1 розміщують плиту 2 з штампом 3, опорою 4, заготовкою 5 та пуансоном 6. Пристрій протитиску 8 змонтовано на плиті 9. Рухом повзуна преса 10 виконують закриту прошивку заготовки 5 пуансоном 6. Заготовка приймає форму стакану. На його верхній торець діє протитиск, який створює пристрій 8. Залежно від рівня протитиску він може утворюватися каліброваними шайбами, гідроциліндром або мультиплікатором. Для відновлення первісної форми заготовки на верхній торець заготовки-стакану 5 розміщують порожнистий пуансон 7, а пристрій протитиску 8 переставляють з торця заготовки на верхній торець центрального пуансону 6 (рис.7б). Потім рухом повзуна преса виконують цикл реверсування - перетворення стакана в заготовку первісної форми (другий напівцикл).

Після відновлення первісної форми заготовка перевертається дном доверху і обидва цикли повторюються. При товщині дна стакана, що дорівнює радіусу пуансона 6, пластична зона досягає верхнього торця опори 4 і при подальшому зменшенні дна стакана 5 деформацією охоплюється вся застійна зона.

Експериментальне вивчення можливостей схеми богатоциклової деформації при РЗП зроблено на циліндричних заготовках (шd2=30мм, Н=10-30мм) з міді та вторинного алюмінію. Закрита прошивка виконувалась пуансоном шd1=21мм на глибині h=5-20мм. Максимальне нормальне осьове напруження на пуансоні уz =2,1ГПа - для заготовки з міді, і уz =1,6ГПа - для вторинного алюмінію при протитиску 100-400 МПа, що створювався каліброваними шайбами. Величину тиску видавлювання Р/уs при РЗП оцінювали за методом балансу робіт, який був узагальнений на випадок накладання протитиску q/уs:



де =1-1,155; k1-k6-коефіцієнти при компонентах тиску р1-р6, р1-доля сили осідання зони під пуансоном 6 (зона 1); p2- витрати на деформацію кільцевої зони навкруг зони осідання (зона 2); p3-витрати на переборювання тертя зони 2 і стінки стакана (зона 3) по матриці; p4-зсув по циліндричній поверхні розриву між зонами 2 і 1; р5-переборювання тертя між торцем пуансона і зоною 1, а також зсуву по поверхні розриву між зоною 1 і застійною зоною (зона 4); p6-виконання зсуву по кільцевих поверхнях розриву між зоною 2 і зонами 3 і 4; q-протитиск. При оптимальному співвідношенні параметрів d/D=0,7 і h/d =0,322; =1,1 коефіцієнти мають такі значення: k1=1, k2=1,2, k3=0,45, k4=0,63, k5=0,52, k6=0,35. В разі відсутності протитиску p/s=4,5.

При значеннях h/d =0,29; q=0,5s обчислений параметр p/s дорівнював 5, а визначений експериментально-4,15.

Таким чином, при однаковій накопиченій за один цикл деформації, середнє навантаження на пуансоні при РЗП приблизно в два рази перевищує аналогічну величину при гвинтовій екструзії. У зв'язку з цим граничний стан пристроїв для гвинтової екструзії визначається міцністю матриці, а пристроїв для закритої прошивки-міцністю плунжера.

У п'ятому розділі наведені основні результати досліджень технології і інструменту для виготовлення металевих мікроволокон пакетною гідроекструзією дротяних елементів. Наша технологічна схема відрізняється від раніше відомих тим, що розділяючий шар міді, який раніше наносили на дротяні елементи електролітичним шляхом, замінили термостійкою речовиною, яку легко видаляти з поверхні волокон мийними засобами.

Розроблена математична модель процесу гідроекструзії дротяних елементів в оболонці. В моделі прийняті такі позначення і припущення (рис.8): 0 - відносна щільність пакета до видавлювання, 1s -границя текучості матеріалу дротяних елементів, 2s-границя текучості матеріалу оболонки, тертя між оболонкою і матрицею-кулонівське, матеріал оболонки- нестискаємий, компоненти напружень, деформацій і щільність пакета залежать тільки від координати x і не залежать від відстані до осі Ох, пакет - ортотропне уздовж осі Ох пористе тіло, поверхня пластичності якого при зміні масштабу уздовж осі Ох перетворюється в поверхню пластичності ізотропного пористого тіла:

2 / () + 2 / () =2 2 1s / 3,

де - кульова компонента тензора напружень; - інтенсивність девіатора напружень; () =23 / 3(1-); ()=2. При осьовій симетрії, коли головна вісь тензора напружень направлена уздовж осі пакету, а 2 =3=q, умова пластичності (16) приймає вигляд:

де 1 - осьове напруження у пакеті. Умова пластичності оболонки відповідає критерію Треска-Сен-Венана:

2 - q = 2s,

де 2 і q - осьова і радіальна компоненти тензора напружень в оболонці. Запровадимо зважене середнє для заготовки значення осьової компоненти тензора напружень:

де r и - поточні радіуси пакета дротяних елементів і заготовки. Очевидно, що на вході в осередок деформації= - р , де р -тиск рідини у камері, а на виході з нього=0.

Диференціальне рівняння, що задовольняє :

(d/d )(2)=2q(1+f ctg ).

Рівняння для межи розділу пакету дротяних елементів з оболонкою:

r = k.

Диференційне рівняння зміни щільності пакету :

Система з диференційно-алгебраїчних рівнянь (17)-(22) являє собою математичну модель гідроекструзії пакетної заготовки. Разом з межовими умовами на вході в осередок деформації (=0, =0, і на виході з осередку - (=к, =к, система дозволяє вирішити поставлену задачу за допомогою обчислювальних методів. На рис.9 приведена залежність характеристик НДС уздовж осередку деформації: пористості пакету =1-, , 1 , 2 , q . Величина нормована на початковий радіус заготовки 0, а характеристики напруженого стану - на 1s. В розрахунках прийнято, що 0=20%; =0,05; =200; 2s/1s =0,5; r0/0=0,9; к/0=0,57. Аналіз результатів вказує, що пористість пакету швидко зменшується вже у першій чверті висоти осередку деформації, а на виході з нього не перевищує 1%. Пористість пакету, яка розрахована по мікрофотографії перерізу екструдату, складала 0,8%. Оболонка на виході з матриці виявилась стислою, а елементи пакету - розтягнутими. Це пояснює дефекти екструдатів, що виникають: розрив ниток в пакеті і гофри на оболонці. Розроблена модель дозволяє прогнозувати і попереджати появу таких дефектів. Так при наближенні відношень r0/0 і 2s/1s до 1 ступень розтягнення дротяних елементів в пакеті і подовжній стиск оболонки зменшуються. Експериментальні дослідження підтвердили вказані закономірності.

Крива розподілу контактного напруження уздовж осередку деформації (рис.9, крива 2) дозволила встановити, що її максимум перевищує в 1,5 рази границю текучості матеріалу дроту, він зсунутий на 10-20% висоти осередку деформації від входу в нього. На виході з осередку деформації контактне напруження знаходиться на рівні 0,9 1s, незважаючи на те, що =p=0. Таким чином, при проектуванні матриць для пакетної гідроекструзії епюру навантаження можна схематизувати трапецією, довжина основи якої - висота осередку деформації, висота на вході і виході - у1s , а найбільша висота може на 15-20% перевищувати аналогічну величину, обчислену за відношенням (10).

Силовий режим гідроекструзії мікроволокон з титану ВТ1-0 і з корозійностійкої сталі 03Х18Н9Т-ВИ визначали з регресійних рівнянь:

P=150 +600 ln (МПа) - для титану ВТ1-0;

P=32,4+1365 ln (МПа) - для сталі 03Х18Н9Т-ВИ.

Аналіз (23) показав, що для отримання якісних волокон і збереження стаціонарності процесу видавлювання необхідно обмежувати тиск рідини (Р1,4 ГПа). Дослідження режимів технології стальних волокон проводили за двома експериментальними маршрутами:

525,5 мм за 5 технологічних переходів з разовими подовженнями = 2,1-3;

525,5мм за 6 технологічних переходів з разовими подовженнями = 1,6-2,7. Максимальні значення подовжень призначались у першому переході, в якому через остаточну пористість пакету після редукції ( = 20-25%) фактичне подовження дротяних елементів на 20 - 30% нижче, ніж визначене за зовнішнім діаметром пакету. Таке корегування дозволило обмежити максимальні тиски в першому маршруті на рівні 1,4 ГПа, а в другому-1,2 ГПа. Тим більше, що через вплив масштабного ефекту і збільшення тертя при спільній роботі деформування на заключних переходах навіть при витяжці = 2 тиск сягає 1,2 ГПа. З урахуванням концентрації напружень в матриці при навантаженні її заготовкою на частині висоти максимальні напруження на заключних переходах мають можливість досягати 2 ГПа. З іншого боку, на початкових переходах зафіксований тиск на прес-штемпелі нижчий від розрахункового.

Основне обладнання процесу-установка гідроекструзії вертикального типу до промислових гідропресів із зусиллям 250-630 т.с., яка оснащена контейнерами високого тиску з робочою порожниною, діаметр якої 30-80 мм і комплектом матриць, в яких застосована стаціонарна і змінна підтримки. Інструмент дозволяє деформувати пакетні заготовки з діаметром до 78 мм і довжиною до 250 мм. Для перемотки дротяної заготовки 50-200 мкм з катушок в бухти потрібних розмірів, подальшого нанесення розділяючої композиції, для виправлення і різання дроту 1-2 мм, вилучення оболонки після заключного переходу кожного маршруту розроблені і використані пристрої на базі відомих або оригінальних рішень.

Шостий розділ присвячений розробці і дослідженню нових схем інструменту для холодної гідроекструзії заготовок з протитиском. Відомо, що додаткове підвищення тиску формозмінення зміщує діапазон робочих тисків до зони 2-3 ГПа, в якій конструкційні матеріали елементів інструменту працюють в стані циклічного переобтяження. В роботі зроблений аналіз схем і способів створення і регулювання протитиску, досліджено їх вплив на величину робочого тиску і його співвідношення з величиною протитиску, а також на граничний стан інструменту.

Роботи проведені на експериментальному пристрої, конструкція якого передбачає одночасне створення робочого тиску і протитиску одним гідропресом. Деформуючий блок пристрою складається з трьох вузлів: робочої камери, бандажованої матриці і камери протитиску. Всі вузли виконані за двошаровою схемою з бандажами, що пройшли автоскріплення. Товстостінність камер m = 5, діаметр порожнини обох камер d1 = 18 мм, довжина робочих каналів L1=160-200 мм., діаметр калібру філь'єри (шляхом її зміни) 5-10 мм. Прилад монтувався на гідропресі П479 (1 МН). Необхідний протитиск встановлювався рухомим упором. При досягненні тиску екструзії заготовка видавлювалась в камеру протитиску.

Якщо протитиск не регулюється, його величина зростає пропорційно до об'єму екструдату. Аналіз зростання протитиску проведено за співвідношенням Тейта:

q=b expln( q0 /b)+1 exp(V3 /aV0 )-1,

де q= q1-q0 ; V0,q0-початковий об'єм і протитиск в камері протитиску; V3 - об'єм заготовки; q1-протитиск після екструзії заготовки; a і b-константи. Встановлено, що приріст протитиску q можна суттєво знизити, якщо об'єм камери протитиску буде на два порядки перевищувати об'єм екструдату. Але це не завжди можна зробити.

Тиск в робочій камері можна записати через його складові частини:

P = P0 + P1 + P2 + q1,

де P0-тиск, що витрачається на формозмінення матеріалу (P0= lnR, -опір матеріалу деформуванню; R-коефіцієнт подовження); P1-тиск, що витрачається на деформацію зсуву (, -кут ухилу твірної лінії воронки матриці); P2 - тиск, що витрачений на переборення сил тертя між заготовкою и матрицею:



де f і - коефіцієнти тертя і Пуассона відповідно; H,d- висота і діаметр калібру. Підставили вирази для складових P до (25), виконали перетворення та отримали:

,

Для випадку гідроекструзії з протитиском заготовки з сталі Р6М5: q1 = , R = 2, = 10, H/d=0,5, f = 0,1, = 0,3: P/ = 2,79. При q1 = 0, P/ = 1,42.

Таким чином, навіть без урахування змін, що відбуваються в рідині, яка передає тиск, приріст робочого тиску від прикладання протитиску приблизно наближається до останнього.

Після повної екструзії заготовки до камери протитиску, тиск з різних боків матриці зрівнюється, а його величину Pв можна оцінити за співвідношенням:

Pв = b(P/b)+1V1 / Vq/b+1V0 / V -1,

де V = V1 + V0; V1 , V0- початкові об'єми рідини в робочому контейнері і камері протитиску відповідно. Розрахунок камери протитиску необхідно вести з урахуванням цього співвідношення. В наших експериментах максимальне значення Рв =1,25 ГПа зафіксовано при P=1,9 ГПа, q=0,8ГПа (деформування прутків сталі 9ХС з ступенем деформації 45%). Ці результати вказують на те, що при q 1ГПа контактний тиск на поверхні робочого каналу матриці може бути більшим за 3 ГПа. Нами запропоновані нові конструктивні схеми пристроїв, які дозволяють підтримувати протитиск на постійному рівні під час всього процесу видавлювання.

...