Технологічна механіка пластичного формоутворення обкочуванням вісесиметричних деталей

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Національний технічний університет України

"Київський політехнічний інститут"

Автореферат дисертації

на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Технологічна механіка пластичного ресурсозберігаючого формоутворення вісесиметричних деталей обкочуванням

Спеціальність 05.03.05 - Процеси та машини обробки тиском

Гожій Сергій Петрович

Київ - 2010

Загальна характеристика роботи

обкочування деталь руйнування штампування

Актуальність теми. Вітчизняне металообробне виробництво потребує впровадження сучасних ресурсозберігаючих технологічних процесів і обладнання, застосування яких суттєво впливає на зниження собівартості деталей і виробу в цілому, що гарантовано забезпечує ефективність і конкурентоспроможність підприємства в ринкових відносинах. До 20% деталей, що застосовуються в машинобудівній та інших металообробляючих галузях промисловості це вісесиметрчні деталі (тіла обертання) - кільця, бандажі, фланці, шестерні та ін. особливість їх виготовлення полягає в тому, що на стадії отримання проміжної заготовки та готової деталі, навіть в умовах крупносерійного та масового виробництва, застосовуються малоефективні технологічні процеси, які, в основному, базуються на гарячій обробці. Найбільша трудомісткість та витратність виникає при виготовлені деталей із значним відношенням діаметру до висоти та деталей з отвором.

Тенденції розвитку виробництва засвідчують, що ефективність виробництва зростає при застосуванні технологічних процесів з локальним осередком деформування, в тому числі штампування обкочуванням (ШО), яке має низку позитивних технологічних переваг перед традиційним: зменшене зусилля деформування; досягнення більшого ступеня деформування; високу якість деформованої структури та ін. Позитивним є і те, що, по-перше, застосування таких технологій не вимагає капіталовкладень більших за вкладення при традиційних процесах. По-друге, вітчизняне машинобудування має необхідний виробничий потенціал виготовлення інструменту, оснащення і обладнання. По-третє, є окремі базові розробки як технологічних процесів, так і обладнання.

Не зважаючи на позитивні ефекти і можливості зазначених методів заслуженого розповсюдження вони не зазнали. Причина такого стану вбачається в тому, що циклічне навантаження та наявність позаконтактних осередків деформування при ШО викликають невизначеність напружено-деформованого стану у відповідних зонах та його специфічний вплив на обрахунки технологічних параметрів обробки, в тому числі граничних деформацій заготовок з різними геометричними співвідношеннями. Також треба мати на увазі, що максимальна ефективність досягається при комплексному застосуванні методів локального деформування у всьому ланцюгу виробництва, а не при заміні окремих його етапів.

Ефект від ШО підвищується при переході на холодну обробку, але при цьому ще гостріше виникає питання граничного формоутворення. Але вирішальним є те, що застосування критеріїв пластичності та визначання за ними розмірів проміжної заготовки не дають реального результату, оскільки заготовку таких співвідношень отримати традиційними способами (зокрема відрубуванням) не можливо або неефективно. Виготовлення проміжної заготовки сприятливої геометрії можливо методами з рухомим осередком.

Актуальність теми дисертаційної роботи полягає в тому, що стан вітчизняного виробництва вимагає термінового впровадження сучасних ресурсозберігаючих технологічних процесів і обладнання з локалізованим осередком обробки та низки супроводжуючих технологій, застосування яких суттєво впливає на зниження собівартості деталей і виробу в цілому. І на цій підставі забезпечує конкурентоспроможність підприємства в ринкових відносинах.

В рамках зазначеного накопичений відповідний позитивний досвід застосування процесів та проектування обладнання з локалізованим осередком деформування. Питанням комплексного підходу до вирішення технологічних завдань виробництва вісесиметричних деталей присвячена запропонована робота.

В роботі розв'язана наукова-технічна проблема створення комплексу технологічних процесів, оснащення і обладнання та медик їх обрахунків для ефективного пластичного ресурсозберігаючого формоутворення вісесиметричних деталей обкочуванням, що забезпечує ефективність і конкурентоспроможність виробництва на стадіях від отримання ефективної проміжної заготовки до кінцевого виробу на підставі зменшення собівартості і досягнення достатньої продуктивності та відповідності до вимог експлуатації.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дослідження виконані у відповідності до наукових напрямів кафедри механіки пластичності матеріалів та ресурсозберігаючих процесів (МПМ та РП) механіко-машинобудівного інституту (ММІ) Національного технічного університету України «Київський політехнічний інститут» (НТУУ «КПІ»), держбюджетної теми №2025-Ф «Створення новітньої технології пластичного формоутворення при складному навантаженні в ізотермічних умовах відповідальних елементів конструкцій з евтектично зміцнених титанових сплавів» (№ Держреєстрації 0107U002086) 2007-2009 роки, а також держбюджетної теми №2219 «Розробка та впровадження нових фізичних рівнянь теорії пластичності для вирішення ефективних технологічних задач обробки металів тиском» (№ Держреєстрації 0197U009605) 1999-2002 роки.

Мета і завдання дослідження. Мета дисертації полягає в створенні комплексу технологічних засад ресурсозберігаючого виготовлення вісесиметричних деталей обкочуванням, які охоплюють весь ланцюг виробництва від отримання ефективної заготовки до готової деталі з мінімальним рівнем кінцевої обробки, що забезпечує ефективність і конкурентоспроможність виробництва на підставі зменшення собівартості і досягнення достатньої продуктивності та відповідності до вимог експлуатації.

Для досягнення мети вирішені наступні задачі:

Розроблена класифікація типових за формою вісесиметричних деталей для енергозберігаючого виготовлення із застосуванням ШО.

Розроблені моделі протікання пластичних деформацій при ШО різноманітних за геометричними параметрами деталей з врахуванням якісних фізичних явищ, що супроводжують відповідні процеси, та геометрії локалізованого осередку деформації, яка максимально наближена до реальної.

Проведений аналіз пошкоджень та руйнувань деталей при виконанні різноманітних операцій ШО, розроблена класифікація типових випадків руйнувань та розроблені технологічні заходи щодо їх запобігання.

Визначені закономірності циклового (за цикл обкочування) навантаження заготовки при ШО, визначені рекомендації щодо застосування критеріїв граничного деформування при обробці заготовок з різним співвідношенням розмірів.

Отримані експериментальні данні, що: підтверджують особливості протікання процесу ШО при обробці заготовок з різним співвідношенням розмірів; дозволяють збудувати епюру розподілу питомих зусиль на контактній поверхні з врахуванням зони приставання; дають можливість оцінити граничні деформації при обробці заготовок з різним співвідношенням розмірів із розповсюджених конструкційних матеріалів.

Розроблена методика обчислення роботи на здолання сил тертя з врахуванням геометрії контакту максимально наближеного до реального з врахуванням зони приставання та проведено порівняння відповідних енергетичних витрат з традиційними технологічними процесами.

Створені способи отримання ефективної проміжної кільцевої заготовки та циліндричної відносно тонкої заготовки, що забезпечують обробку в межах до досягнення граничних деформацій і руйнування, проведена практична перевірка цих технологічних процесів.

Визначені ефективні технологічні параметри, створені нові способи обробки, оснащення та інструмент, які забезпечують протікання процесу ШО в умовах допустимих деформацій, запобігають пошкоджуваності і руйнуванню, та забезпечують геометричну точність виготовлення деталей.

Визначені можливості керування кінематичними характеристиками обладнання по ходу процесу для забезпечення проходження технологічної операції в межах її ефективних параметрів та проведений порівняльний аналіз таких можливостей.

Розроблена методика знаходження пружних деформацій активного інструменту та врахування цих деформації при обчислюванні енерго-силових параметрів процесу, врахування яких дало можливість на 9…11% скорегувати значення питомих зусиль.

Об'єкт дослідження. Процеси пластичного формоутворення обкочуванням вісесиметричних деталей.

Предмет дослідження. Закономірності силового навантаження і ефективного протікання деформацій при локальному формоутворенні ШО вісесиметричних деталей.

Методи дослідження. При вирішенні поставлених завдань застосовувались загальні методи теоретичних (складання рівнянь рівноваги та руху теоретичної механіки, чисельні методи математичного аналізу для розв'язання систем рівнянь, методу скінчених елементів, методів ліній ковзання та балансу робіт теорії обробки металів тиском і теорії пластичності та ін.), експериментально-розрахункових (подільних сіток, елементів феноменологічної теорії деформівності, вимірювання твердості та ін.) і експериментальних (натурного моделювання, тензометрії, мікроструктурного аналізу та ін.) досліджень.

Експериментальні дослідження проводились в лабораторіях та промислових умовах із застосуванням стандартних вимірювальних приладів та обладнання і спеціально спроектованих і виготовлених пристроїв і оснащення.

Наукова новизна отриманих результатів.

Вперше визначені і досліджені якісні і кількісні закономірності протікання пластичних деформацій у зразках з різним співвідношенням висоти (h) до діаметру (d) (1,25>h/d>0,25 - високий зразок, h/d?0,25 - тонкий), на підставі чого обґрунтовані ресурсозберігаючі технологічні можливості застосування та напрямки розвитку процесу штампування обкочуванням. Проведені підтверджуючі експериментальні дослідження. Розроблена класифікація типових за формою деталей, що можуть ефективно виготовлятись штампуванням обкочуванням.

Створені нові моделі деформацій і навантажень, які враховують як контактні, так і позаконтактні пластичні осередки при формоутворенні обкочуванням циліндричних, кільцевих і фланцевих деталей, досліджені межі фізичного існування моделей в залежності від геометричних співвідношень та стадії деформування, закономірності розвитку геометрії пластичних зон, в тому числі отримав розвиток моделі сталої фази осаджування тонкої циліндричної заготовки з врахування реальної геометрії контактного осередку деформації та зони приставання, що дало можливість на 5…20% уточнити кінематичні умови її існування та енергосилові параметри процесу. Розвинутий метод, алгоритм і програма розрахунку геометричних параметрів і напружень в контактному і позаконтактному осередках. На підставі особливостей протікання деформацій надані пояснення характерному руйнуванню зразків при виконанні операцій штампування обкочуванням.

Встановлені нові якісні і кількісні закономірності впливу кінематичних параметрів процесу на енергосилові та технологічні показники: встановлений вплив роботи на здолання сил тертя в балансі робіт, в тому числі визначені абсолютна і відносна складова роботи сил тертя та можливість її мінімального впливу на напружений стан в контактній зоні та підвищенні граничних деформацій; обґрунтовані і визначені допустимі границі ефективного коефіцієнту л (де: л - коефіцієнт співвідношення площ л=F_K/F; F_K - площа контакту з інструментом; F - площа торця) при обробці тонкої заготовки в межах 0,063?л?0,141, обробка при яких забезпечує мінімальні енерговитрати з максимальними технологічними показниками протікання процесу; запропонована і проаналізована технологічна робота обладнання з сталим коефіцієнтом л=const при обробці високих заготовок, за рахунок чого зроблений висновок про ефективність застосування штампування обкочуванням для обробки такого класу деталей..

Проаналізовані нові якісні особливості впливу послідовностей зміни напружено-деформованого стану в контактному і позаконтактному осередках з відповідними значеннями показника з (де: з - коефіцієнт жорсткості напруженого стану), які мають місце при пластичному формоутворенні як високої, так і тонкої заготовки за цикл обкочування, що пояснює експериментально визначене уповільнення зростання твердості та підвищення граничних деформацій в порівнянні з традиційними процесами. Розроблені рекомендації щодо врахування шляху деформування в інженерних залежностях визначення граничних деформацій.

Вперше введений і теоретично визначений критерій кінематичних умов виникнення скручувальник пластичних деформацій при пластичному формоутворенні обкочуванням

(де: Q - кут нахилу прикладення рівнодіючої технологічного зусилля), що визначає умови до поєднання позитивних технологічних якостей двох видів обробки: штампування обкочуванням та штампування крученням. Проведений технологічний аналіз доцільності протікання процесу з наявністю або без наявності скручування.

Вперше запропонована і змодельована можливість відокремлення від прутка відносно тонких циліндричних заготовок (h/d>0,25) обкочувальною силовою дією, що дає можливість отримання ефективної заготовки з мінімальним рівнім наступного пластичного формоутворення. Проведений аналіз та експериментально досліджені особливості отримання ефективної кільцевої заготовки. Визначені нові можливості розширення технологічних властивостей штампування обкочуванням шляхом керування кінематичними характеристиками та поєднання з іншими технологічними способами. Розроблені відповідні ефективні способи реалізації.

Достовірність основних наукових положень і висновків забезпечується адекватністю фізичної суті задач та їх відповідним математичним описом, співставленням знайдених рішень з відомими аналітичними і чисельними розв'язками, з результатами рішень, що одержані альтернативними методами, та з проведеними експериментальними дослідженнями.

Практичне значення роботи полягає в тому, що на підставі проведених наукових досліджень та експериментальних результатів створені методики технологічних розрахунків та ресурсозберігаючі технологічні процеси виготовлення вісесиметричних, в тому числі і кільцевих деталей, на всіх етапах виробництва від початкової заготовки до кінцевої обробки з максимальною ефективністю протікання процесів із локалізованим осередком деформації.

Результати виконаних досліджень запропоновані до впровадження:

- у вигляді методик технологічних розрахунків, спроектованих технологічних процесів та штампового оснащення виготовлення деталей теплообмінників на ВАТ «Прожектор» м. Малин;

- у вигляді методик технологічних розрахунків, спроектованих технологічних процесів, штампового оснащення та обладнання виготовлення деталей фланців трубопроводів на ВАТ «Завод сантехнічних заготовок» м. київ;

- у вигляді типового технологічного процесу та методик обчислень технологічних та енерго-силових параметрів виготовлення вісесиметричних деталей із зварної заготовки шляхом об'ємного формоутворення ШО та рекомендацій щодо проектування спеціалізованого обладнання і оснащення на ДП "Івченко-Прогрес";

- у вигляді впроваджень в навчальний процес кафедри МПМ та РП ММІ НТУУ «КПІ» в навчальних програмах курсів «Ковальсько-штампувальне обладнання», «Спеціальний розділ ковальсько-штампувального обладнання» та «Автоматизація і роботизація ковальсько-штампувального виробництва».

Апробація результатів дисертації. Матеріали дисертації доповідались на наступних наукових конференціях: Міжнародна науково-технічна конференція присвячена 100 річчю механіко-машинобудівного і 50 річчю зварювального факультетів, м. Київ, 25-28 травня 1998 року; ІІІ Міжнародна науково-технічна конференція «Прогресивна техніка і технологія - 2002», м. Севастополь, 24-28 червня 2002 року; Четверта Міжнародна науково-технічна конференція «Нові технології, методи обробки та зміцнення деталей енергетичних установок», Україна, Запоріжжя-Алушта, 25-30 вересня 2006 року; VІІІ Міжнародна науково-технічна конференція «Прогресивна техніка і технологія - 2007», м. Київ-Севастополь, 19-22 червня 2007 року; ІХ Міжнародна науково-технічна конференція «Прогресивна техніка і технологія - 2008» присвячена 110-річчю НТУУ «КПІ» та 110-річчю Механіко-машинобудівного інституту НТУУ «КПІ», м. Київ, 20-24 травня 2008 року; ХV Міжнародна науково-технічна конференція «Машинобудування і техносфера ХХІ сторіччя», м. Донецьк-Севастополь, 15-20 вересня 2008 року. 9-й міжнародний симпозіум українських інженерів-механіків у Львові, м. Львів, 20-22 травня 2009 року.

Доповідь та обговорення закінченої дисертаційної роботи проводились: - на науковому семінарі спеціалізованої вченої ради Д 26.002.01 НТУУ «КПІ» 08 квітня 2010 р.; - на науковому семінарі спеціалізованої вченої ради Д 12.105.01 Донбаської машинобудівної академії 20 листопада 2009 р.

Публікації. Результати досліджень, технологічні та конструкторські розробки за темою дисертації відображені в 35 публікаціях, з яких в авторефераті наведений список з 31 основної:

21 стаття в провідних фахових журналах України і колишнього СРСР [1-21] (7 з яких без співавторів [19,22-25,29,31]);

2 публікації в працях міжнародних науково-технічних конференцій [30,31];

3 авторські свідоцтва СРСР на винахід [22-24];

5 патентів України на корисну модель [25-29] (4 з яких на спосіб виготовлення [25-28]).

Особистий вклад автора. Основні наукові результати дисертаційної роботи отримані автором самостійно. Із результатів робіт, що виконані в співавторстві з іншими дослідниками, використані ті, що отримані особисто здобувачем.

Структура і обсяг роботи. Робота складається із вступу, восьми розділів, висновків і супроводжується додатками. Повний обсяг (без додатків) становить 305 сторінок. Окрім основного тексту дисертація містить 119 рисунків (87 сторінки), 7 таблиць (5 сторінок) та список літературних джерел з 185 найменувань (18 сторінок).

Основний зміст дисертації

У вступі до дисертації обґрунтована актуальність проблеми, сформульована мета роботи та шляхи її вирішення, наукова новизна, практичне значення та інші загальні характеристики роботи.

Перший розділ присвячено критичному аналізу стану рівня виготовлення вісесиметричних деталей, зокрема кільцевих та визначенню перспективних і ефективних напрямів виробництва.

Машинобудування в масовій кількості використовує вісесиметричні деталі різноманітної конструкції типу кільце, бандаж, фланець, шестерня та ін. Річна потреба металообробних підприємств, в тому числі і України, в деталях такого сортаменту коливається в значних межах і може досягати десятків мільйонів штук, а потреба в кільцевих заготовках фланців, бандажів, кілець підприємств хімічного машинобудування Російської Федерації складає на рік - 1865,2 тис. шт. (57,3 тис. т).

Під поняттям ресурсозберігаючого процесу виготовлення вісесиметричних деталей в першу чергу розуміють види обробки в яких забезпечуються: - зменшення витрат металу за рахунок зменшення припусків на подальшу обробку та максимальне наближення форми заготовки до готової деталі; - економія енерговитрат за рахунок використання напівгарячого та холодного штампування; - зменшення витрат на обладнання та інструмент за рахунок використання нових технологічних схем та раціональних конструкцій; - створення автоматизованих комплексів і обладнання на базі нових технічних і технологічних рішень.

Найбільш поширеними на сьогоднішній день методами промислового виготовлення вісесиметричних кільцевих деталей є: - гаряче штампування з суцільної заготовки з прошиванням або вирубуванням центрального отвору; - гаряче відкрите і закрите та холодне штампування з трубчастої заготовки попередньо відокремленої від труби; - гаряче подовжнє прокатування прошитої або трубчастої заготовки; - гаряче та холодне торцеве розкочування. Методи, що базуються на гарячому формоутворенні, мають тенденцію переходу на холодне штампування з притаманними перевагами і недоліками. Використання кільцевої заготовки дає очевидні технологічні переваги об'ємного деформування, але виникають технологічні проблеми: низька продуктивність операцій відокремлювання від труби, значні втрати металу (до 12%). Вартість труби 1,4-1,7 рази вища за сортовий суцільний прокат. Узагальнюючи викладене вище можна зробити висновок, що найбільш ефективним є застосування технологій локальної обробки в холодному стані з використанням раціональної заготовки.

Одним з методів локального деформування, що має найбільш широкі технологічні можливості при виготовленні деталей з великим співвідношенням розмірів у плані до висоти і високі економічні показники, є ШО. Особливості протікання ШО визначають, що цей процес ресурсозберігаючий, причому в комплексному розумінні.

На підставі зазначеного, можна виділити характерні конструктивні риси деталей, які ефективно виготовляти ШО (див. рис.1).

Дослідження процесів локального деформування та обладнання провели Агєєв О.П., Алієв І.С., Бабушкін Р.А., Богоявленський К.М., Ковальов В.Д., Корякін М.О., Кривда Л.Т., Кривов Г.О., Матвійчук В.А., Огородніков В.А., Пшенишнюк О.С., Роганов Л.Л., Сивак І.О., Сілічев О.М., Шамарін Ю.Є., а також закордонні науковці Apleton F., Hawkyard J.B., Hirai Y., Jonson W., Kubayashy M., Kubo K., Marciniak Z., Nakane N. та ін.

Проведені теоретичні і експериментальні дослідження присвячені вирішенню конкретних науково-технічних та технологічно-конструкторських проблем і не розглядають питань комплексного застосування локальних методів деформування, що не дає максимального ефекту від їх реалізації. Циклове навантаження та наявність позаконтактних осередків деформування при ШО викликають невизначеність напружено-деформованого стану у відповідних зонах та його впливу на обрахунки технологічних параметрів обробки, в тому числі граничних деформацій заготовок з різними геометричними співвідношеннями. Широке впровадження ШО гальмується недостатньою кількістю технологічних схем його ефективного використання, в тому числі і при комплексному застосуванні, що розширило б технологічні можливості процесу та забезпечило стабільність і економічність його застосування, а також відсутністю доступного технологічного обладнання.

Рис.1. Класифікація типових деталей, що можуть виготовлятись ШО.

Другий розділ присвячений дослідженню випадків руйнування деталей під час ШО. Не зважаючи на переваги процесу його застосування викликає технологічні ускладнення, що пов'язані з невизначеністю меж граничного деформування.

Специфічне силове та циклове навантаження при локальному деформуванні викликає нетипове, в порівнянні з звичайними операціями, руйнування зразків.

Аналіз та виявлення причин руйнувань зразків при локалізованому навантаженні, яке притаманне більшості технологічних операцій або етапів ШО, показав, що вони відбуваються за типовими для пластичної обробки закономірностями.

Під час аналізу виду руйнування, механічних властивостей матеріалу та напружено-дефомованого стану з'ясовано, що типовими видами руйнування при ШО є: - руйнування центральної частини заготовки при локалізованому стисканні; - симетричне руйнування в центральній частині заготовки; - асиметричне руйнування в центральній частині заготовки (див. рис.2,а); - руйнування периферійної частини заготовки при локалізованому стисканні (див. рис.2,б); - руйнування за особливими точками при локалізованому стисканні (див. рис.2,в); - сполучене руйнування при локалізованому стисканні (див. рис.2,г).

Перелічені випадки дозволяють вважати їх типовими і на підставі загальних рис, що їх характеризують, розробити класифікацію типів руйнування при виконанні технологічних операцій ШО (див. рис. 3) за ознаками: - схемою протікання руйнування (зрізанням, відриванням); - геометричним розташуванням на зразку; - причиною; - проявом у вигляді зміни форми, виявлення тріщин таі відокремлення.

Загальна особливість всіх випадків - відсутність руйнування відриванням. винятком є сполучений тип руйнування, коли присутні характерні риси руйнування відриванням і зрізанням, причому первісним було руйнування відриванням, яке на другій стадії перейшло в зрізання (див. зразок на рис 2,г).



Третій розділ присвячений експериментальним дослідженням процесу.

При виконанні холодного об'ємного деформування ШО найбільш поширеною операцією, яка є складовою більшості технологічних процесів, є осаджування. В ряді випадків операцію висаджування можна також розглядати як осаджування із затиснутою основою.

Досліди з осаджування обкатуванням проводились на серійному гідравлічному пресі моделі Д2428 номінальним зусиллям 630 кН (63 тс). Прес має розташований в робочому просторі блок БШО-30/280 та можливість регулювання швидкості робочого ходу в межах 0...25·10^-3м/с, що дозволяє регулювати узагальненим технологічним параметром .

Високими заготовками вважаємо зразки з відношенням початкової висоти (h_o) до початкового діаметру (d_o) h_o/d_o?1,25. Заготовки з більшим співвідношенням втрачають стійкість із-за ексцентричного прикладання технологічного зусилля.

Рис.3. Класифікація типових видів руйнування при ШО.

Визначення особливостей деформацій у високих заготовках проводилось шляхом осаджування циліндричних зразків з розмірами d_o = 28 мм h_o = 30 мм (h_o/d_o?1,1) із сталей: Сталь 10, Сталь20, Сталь 45 ГОСТ 1050-80 в відпаленому стані на 30%, 50%, 65% висотної деформації та до досягнення руйнування. Проводився підрахунок кількості циклів навантаження до виникнення зовнішніх ознак руйнування.

Такі ж досліди проводились з висаджування на зразках з таких же сталей та відповідного розміру.

Для тонких (низьких) заготовках співвідношення висоти до діаметру не перевищує h_o/d_o?0,25. При заданих співвідношеннях заготовки та кінематичних параметрах обробки можна вважати, що напружений стан в локалізованому осередку деформації по висоті буде близьким до рівномірного.

Визначення особливостей деформацій у тонких заготовках проводилось шляхом осаджування циліндричних зразків з розмірами: - d_o=28мм h_o=7,0мм, h_o/d_o=0,25; - d_o=28 мм h_o=4,2 мм, h_o/d_o=0,15. Досліди проводились з осадження фіксовано на 50% висотної деформації та до досягнення руйнування з встановленням моменту появи зовнішніх ознак руйнування. Проводився підрахунок кількості циклів обкатування.

Маємо наступні якісні ефекти експериментальних досліджень. Для високої заготовки: - набуття типової грибоподібної форми, що свідчить про протікання деформацій в зоні контакту з активним інструментом та відсутністю деформацій в зоні контакту з нерухомим інструментом, що свідчить про нерівномірність деформації по висоті; - форма і розміри "шляпки" практично не залежать від матеріалу заготовки та умов змащення; - висота "шляпки" залежить від кінематичних параметрів обкатування, узагальненим з яких є коефіцієнт л; - гранична ступінь деформації залежить від попереднього співвідношення розмірів заготовки і в порівнянні з традиційною осадкою для високих зразків на 15-20% вища; - результати формозміни для осаджування та висаджування при тих же геометричних співвідношеннях практично співпадають; - при проходженні співвідношення розмірів h/d=0,25 подальша формозміна відповідає особливостям тонкої заготовки.

Для тонкої заготовки: - викривлення твірної бічної поверхні незначне, в межах 5%, яке спадає із зменшенням h/d, що свідчить про рівномірність деформацій по висоті заготовки; - чим заготовка має менше співвідношення h_o/d_o тим більшу граничну деформацію до руйнування вона сприймає; - для досліджуваних матеріалів після набуття значень h_o/d_o?0,1 типовим видом руйнування є центральне (див. рис.2,б). Загальним висновком є те, що деформування високих і тонких заготовок має суттєві відмінності.

Для проведення експериментальних досліджень розподілу контактних напружень при ШО використовувалась спеціалізована експериментально-дослідницька установка, яка складається з: - механічної частини; - комплексу вимірювальної і реєструючої апаратури.

Осьове технологічне навантаження створював серійний гідропрес моделі Д2428. На столі пресу змонтована вихідна частини механізму обкочувального руху. В конструкції експериментальної установки передбачено регулювання кінематичних параметрів процесу: швидкості вертикального робочого ходу (х), частоти обкатування (n) та кута нахилу осі активного інструменту (г).

Комплекс вимірювальної і реєструючої апаратури призначений для реєстрації величин: загального технологічного зусилля деформування; моменту обкатування; питомих зусиль на контактній поверхні; кутових і вертикальних переміщень активного інструменту.

Досліди проводились на свинцевих термооброблених зразках з вихідними розмірами d_о=100мм; h_о=40мм. Осаджування проводилось до кінцевих розмірів d_к=200мм; h_к=10мм. При цьому заміри параметрів процесу проводились для різних відношень d_u/h_u, висотна ступінь деформації відповідає: при d_u /h_u=10 е_z=60%; при d_u /h_u=15 е_z=70%; при d_u /h_u=20 е_z=75%.

Одним з результатів є визначення середніх та розподіл питомих зусиль на контакті. Порівняння результатів теоретичних та експериментальних досліджень показало, що їх максимальна різниця для енергосилових параметрів не перевершує 10%.

За результатами експериментальних досліджень розподілу контактних напружень побудовані відповідні епюри, які показані на рис.4.

На підставі розподілу питомих зусиль можна збудувати спрощену об'ємну епюру контактних питомих зусиль (див рис.5,а) та обчислити значення середнього питомого зусилля р_ср=(2,2...2,5)у_s (де: у_s - межа пластичності), яке має інтервал максимальних питомих зусиль р_мах=(2,5...3,7)у_s, або використовуючи апроксимовану функцію .

Враховуючи зону приставання, асиметричність її розташування та реальну геометрію осередку деформації можна збудувати об'ємну епюру і отримати вираз для знаходження максимальних контактних напружень, який відповідає експериментальним даним .

Четвертий розділ присвячений розробці геометричних моделей осередків деформацій і їх аналізу. Протікання деформацій викликаних дією активного інструменту в циліндричних зразках з різним співвідношенням діаметру до висоти суттєво відрізняється. Тому виникає необхідність в розробці моделей протікання деформацій, що відповідають конкретним геометричним співвідношенням зразка, а також в визначенні меж існування тієї чи іншої моделі.

Деформації в високій заготовці характеризуються тим, що вони нерівномірні по висоті.

За умови деяких наближень моделювання деформації в високий заготовці можна звести до випадку миттєвого вдавлювання жорсткого штампу в півпростір та відтворити деформації збудувавши відповідне поле ліній ковзання (див. рис.6,а). При подачах до S=0,5мм/об радіуси кривизни контактної дуги інструменту без суттєвих погрішностей можна замінити прямою і збудувати лінії ковзання до неї за умови відсутності впливу тертя.

На рис.6,а надано модель будови ліній ковзання, яка спирається на модель Прандтля. Жорсткість недеформованої зони, що охоплює локалізовану область неабсолютна, як має місце у випадку вдавлювання в напівпростір, але достатня, щоб вважати її миттєво незмінною. Напружений стан під контактною зоною вважаємо плоским, тобто рівномірним і симетричним в тангенціальному напряму та рівномірним в радіальному напрямі відповідно до розмірів тангенціальної дуги контакту і глибини осередку деформації.

Тоді середні питомі зусилля в цій зоні визначаються

(де: у^*_s=1,155·у_s ; у_s=2K; K - стала пластичності).

Розглянуту модель можна застосовувати для опису напружень в центральній частині локалізованого осередку (зона І на рис. 6,в). Периферійна частина має вільну бічну поверхню (зона ІІ на рис. 6,в). Середнє питоме зусилля в зоні ІІ

.

Зважаючи на те, що експериментальні середні питомі зусилля в залежності від коефіцієнту (л) та співвідношення (d/h) досягають p_CP?(2,2…2,5)у_S можна зробити висновок, що площі осередку контакту, які охоплюються зоною І та зоною ІІ співвідносяться як 8:2. В такому разі

.

Маємо задовільне співвідношення теоретичних та експериментальних результатів. Зона ІІ, яка має вільну бічну поверхню, є найбільш вразливою до периферійного руйнування. Запобігти руйнуванню в цій зоні можна шляхом керування геометричними розмірами осередку деформації, зокрема коефіцієнтом л. Взагалі, керувати відносними розмірами локалізованого осередку під час проходження процесу складно, що дає підстави до поспішного висновку щодо неефективності ШО при обробці високих заготовок. Запобігти цьому, зокрема, можна використанням гідравлічного приводу з поступовим підвищенням швидкості робочого ходу або наявністю спеціальних механізмів, що забезпечують рівномірне значення коефіцієнту л під час всієї технологічної операції.

При певних кінематичних параметрах протікання процесу ШО (зокрема: швидкості осьового переміщення - х [м/с], частоти обкочувальних рухів n [с^-1] та осьової подачі на оборот S [м/об], які визначають значення коефіцієнту л) при обробці високих зразків виникають додаткові скручувальні деформації. Порівняння моменту обкочування з моментом, що може викликати пластичні деформації, дає можливість визначити критерій виникнення скручувальних пластичних деформацій

, (1)

де: Q - кут нахилу прикладення рівнодіючої технологічного зусилля (див. рис. 6,а).

Співвідношення (1) можна розглядати з різних сторін. З однієї, якщо наявність деформацій скручування не доречна, наприклад при формуванні конструктивних елементів на бічній і торцевій поверхні у вигляду ребер, то необхідно дотримуватись обмеження (1). З другої, можливо поєднати два технологічні процеси - штампування обкатуванням та штампування із скручуванням із отриманням сукупних переваг обох процесів.

Обробка тонкої циліндричної заготовки розділяється на дві фази: початкову та сталу. Будова моделі деформацій початкової фази заснована на тому, що в початковий момент деформування існує контакт між активним інструментом і заготовкою по всій поверхні геометричного перетину. Період повного контакту недовготривалий, але в випадках застосування раціональної заготовки, яка за розмірами максимально наближена до готової деталі і не потребує значних деформацій, деформування відбувається саме в цій фазі і за такої схеми.

В якості локального осередку деформацій запропонований осередок, що максимально наближений до реального та визначається локалізованою плямою контакту, яка утворена чотирма елементами (див. рис.7,а), позиція І: 1 - реальною прямою АВ; 2 - радіусною частиною ВС радіусу П (де: П - параметр процесу ШО); 3 - радіусною частиною СD, що відображає передній фронт плями контакту радіусом R+П (де: R - поточний радіус заготовки); 4 - зовнішнім контуром частиною DА радіусом R. Геометрія плями описується трьома геометричними величинами: П, R та вписаним в неї сектором з кутом при вершині 2б. На рис.7,а також відображено реальний осередок, контур якого вирахуваний аналітично (позиція ІІ) та контур у вигляді рівновеликого за площею сектора з кутом при вершині 2б' (позиція ІІІ).

Застосування обґрунтованих спрощень дозволяють збудувати модель деформацій, скласти рівняння рівноваги та визначити геометричні зони напруженого стану і деформацій на межі осередку деформацій та в позаконтактних областях.

Сталою фазою вважаємо період осаджування, коли утворилась центральна лунка і в центральній зоні відсутній контакт між активним інструментом і заготовкою.

Досвід технологічних розрахунків з використанням обчислень за відомими моделями показав, що має місце систематична похибка при визначенні технологічних і енергосилових параметрів штампування обкатуванням.

Локалізований осередок деформування для цього випадку замінюємо максимально наближеною до реального та рівновеликою за площиною плямою, яка утворена чотирма елементами (див. рис.7,б, позиція ІІ): 1 - реальною прямою межею DF; 2 - радіусною частиною FF' радіуса П+а (де: а - радіус спряження); 3 - радіусною частиною F'D'; 4 - співпадаючою з зовнішнім контуром частиною D'D. Геометрія плями описується чотирма геометричними величинами: П, П+а, R та вписаним в неї сектором з кутом про вершині 2б .



Рис.7. Будова локалізованого осередку деформацій при осаджуванні тонкої заготовки: а - перехідна фаза; б - стала фаза.

Запропонована геометрія контакту максимально наближена до реальної На рис. 7,б надана аналітично розрахована геометрична пляма контакту (позиція І) та пляма (позиція ІІ) побудована з допущенням, що передній фронт контакту описаний дугою радіуса (R). При л=0,1 площі контурів відрізняються на 3,7%. Використання реального контуру плями контакту суттєво впливає на граничні параметри існування моделі, дає можливості до врахування розподілу питомих зусиль на пружні деформації інструменту та якісних ефектів протікання процесу.

Перелічені припущення дозволяють вважати деформації в контактній та позаконтактній частині заготовки плоскими, розглядати деталь як жорстко-пластичне тіло та використовувати при будові поля ліній ковзання загальні принципи теорії пластичності (див. рис.8,а). Пластичний вигин в позаконтактній зоні виникає і розвивається під дією моменту, який викликаний тангенціальною течією металу з приконтактного осередку деформації.

Всі будови на рис.8,а визначаються трьома геометричними параметрами: a, h, m. Для їх знаходження скористаємось: - умовою рівності нулю головного вектора напружень по осі О₁О₂; - умовою рівноваги позаконтактної частини заготовки, тобто рівністю моменту, що викликаний напруженнями в перерізі О₁О₂, до моменту, який створений тангенціальною течією металу в локалізованому осередку деформації; - умовою рівності нулю тангенціальних напружень в визначеному циліндричному перерізі локалізованого осередку.

Перелічені умови мають вигляд системи:

(2)

де:

е_ц^* - тангенціальна деформація у визначеному перерізі с=m;

е_ц - усереднена тангенціальна деформація. Інші позначення відповідають рис.8,а.

Після перетворень (2) маємо систему трансцендентних рівнянь відносно невідомих a, h, m, для розв'язання якої застосовувалась розвинута методика.

На рис.8,б надано залежність геометричних розмірів осередку пластичної деформації a, h, m від коефіцієнту (л) для заготовок радіусів R=10мм; R=50мм; R=100мм; R=150мм.

В запропонованій моделі коефіцієнт л змінюється від 0,063 до 0,141, в відомих раніше моделях він змінюється від 0,079 до 0,148. Що уточнює геометричні параметри локалізованого осередку на 5…20%.

При обробці кільцевих заготовок також можна виділити два якісних випадки деформування, що аналогічні до випадків високої і тонкої заготовки.

Для тонкої кільцевої заготовки в залежності від співвідношень зовнішнього та внутрішнього діаметра, що характеризують відносний розмір локального осередку в радіальному напрямі, і коефіцієнту л, який характеризує відносний розмір локального осередку в тангенціальному напрямі, можливі три варіанти розподілу на зони деформацій: перехідний варіант (див. рис.9,а); два варіанти з внутрішньою межею напрямів деформацій - поперек радіусу (див. рис.9,б) та вздовж радіусу (див. рис.9,в).

Пластичний вигин в позаконтактній зоні також виникає і розвивається під дією моменту, який викликаний тангенціальною течією металу з приконтактного осередку деформації. Заготовка розділена на жорсткі та пластичні зони. При r/(R-r)>5В (де: В - товщина заготовки; R, r - зовнішній та внутрішній радіуси) нейтральна поверхня співпадає з центральною. При такому співвідношенні напружений стан в місті вигину близький до лінійного.

Порівнявши згинаючий момент позаконтактної зони з моментом викликаним тангенціальною течією з локалізованого осередку отримаємо вираз для середнього питомого стискаючого осередок зусилля .

Видно, що р_СТ не залежить від геометричних розмірів кільцевої заготовки та має менші значення в порівнянні з обробкою суцільної циліндричної деталі. Використовуючи підходи викладені вище можна змоделювати варіанти розподілу на зони деформування при осаджуванні кільцевої заготовки з внутрішньою та зовнішньою оправкою.

П'ятий розділ присвячений аналізу можливостей визначення і підвищення граничних деформацій. При розробці технологічних процесів холодного штампування обкочуванням осесиметричних деталей виникає питання щодо визначення граничних пластичних деформацій та відсутності руйнування. Вирішення цієї проблеми набуває особливої актуальності, оскільки найбільшу ефективність процес має при холодній обробці.

Пластичність (як можливість набуття певних пластичних деформацій без зовнішніх ознак руйнування) залежіть від багатьох факторів, серед яких, окрім природних властивостей самого матеріалу, основними є термомеханічні параметри: температура, швидкості деформування, схема напружено-деформованого стану та ін. Для холодної обробки тиском схема напруженого стану - один з найважливіших факторів, що визначає пластичні здатності матеріалу.

В розвиток питання визначення критичних деформації та запобігання пошкоджуваності та руйнування значний вклад внести Алієв І.С., Бабичков В.А., Бобир М.І., Губкин С.І., Дель Г.Д., Зайков М.А., Ильюшин А.А., Колмогоров В.Л., Лабутин А.А., Лєбєдєв А.О., Матвійчук В.А., Михалевич В.М., Огородніков В.А., Писаренко Г.С., Сивак И.О., Смирнов-Аляєв Г.А., Штерн М.Б., Фридман Я.Б. та ін.

Застосування критеріїв Колмогорова В.Л., Матвійчука В.А., Огороднікова В.А. та ін. для визначення граничних деформацій при ШО показали, що адаптований до умов торцевого обкочування інженерна залежність Огороднікова В.А. дає допустимий збіг розрахованих граничних деформацій з експериментальними результатами при осаджуванні високих зразків. Порівняння експериментальних результатів з осаджування тонких циліндричних зразків показує, що розрахований максимальний розмір діаметру деталі має занижені значення. В першу чергу це пов'язане з тим, що напружений стан і протікання деформацій в осередку деформації тонкої заготовки відрізняється від обробки обкочуванням високого циліндру і трубчастої заготовки. Інженерна залежність Матвійчука В.А. заснована на двохетапній схемі деформування і його застосування експериментально підтверджується при деформуванні трубчастої і високої заготовки. Вразливим місцем є периферійна зона, для якої при осаджуванні високого зразка коефіцієнт жорсткості може досягати з=-1 і змінюватись до з=0…1 в прилеглій пластичній зоні. Слід зауважити, що за наявності скручувальних деформацій виникають умови, які вже не можна характеризувати як двохетапне деформування.

За умови обертального руху активного інструменту з такою ж циклічністю буде повторюватись картина навантаження. Тому кожна точка об'єму заготовки буде циклічно потрапляти у відповідні напружено-деформовані зони.

Можна спрогнозувати декілька варіантів циклового (за один цикл обкочування) навантаження заготовки, що відтворюються у відповідності до запропонованих моделей. При зміні моделі змінюється і якісні, і кількісні показники циклового навантаження.

При обробці високої заготовки переважною є модель запропонована на рис.6, за якою радіальна течія із контактної зони мінімальна. Сумарні радіальні деформації є результатом переважної тангенціальної течії із контактного осередку в поєднанні з позаконтактним вигином.

При обробці високої заготовки з постійною швидкістю, згідно із моделлю протікання пластичних деформацій, висота осередку деформацій становить ?0,7 довжини дуги контакту. При обробці з постійною швидкістю в початковий момент коефіцієнт л має максимальні значення і в цей момент утворюється пластичний осередок максимальної висоти. Згодом коефіцієнт л зменшується, відповідно, зменшується і глибина пластичного осередку. Поточна висота осередку як правило вписується в початкову висоту і так далі (див. рис.10,а,б). Деформування за такою схемою є найбільш ненебезпечним оскільки викликає найбільш нерівномірні деформації по висоті.

При розгляді циклового навантаження високої заготовки тіло заготовки можна розділити на недеформовані і деформовані області (контактну і позаконтактну). В деформованій області можна виділити (див. рис.10,в): - три зони в радіальному напряму (І,ІІ,ІІІ); - п'ять зон по висоті (1,2,3,4,5).

При осаджуванні тонкої циліндричної заготовки можна виділити п'ять зон в радіальному напряму. Кожна зона характеризується циклічною зміною відповідного напружено-деформованого стану. Зміна зони, яка залежить від радіусу, призводить до зміни виду напружено-деформованого стану в ній, і, відповідно, зміни напряму дій головних напружень.

В центральній зоні 1 радіусу b-П-a (див. рис.11,а), яка межує з точками А, Б, А' (поз.1) протягом всього циклу обкочування напружений стан близький до лінійного розтягування. Епюра середніх напружень у_ц зображена на рис.11,в. Зона 2 - кільцева і її периферією є відрізки В'-В, Л'-Л (поз.2). В ній схема напруженого стану - плоске стискання: напруження у_Z виникають між В'-В і дорівнюються у_ZСР?2у_S, у_цСР?у_S. Напруження у_ц по розгортці цієї зони змінюють знак: на ділянці В'-В - стискання, на Л'-Л - розтягування. На ділянках Л-В' та В-Л' пластичні деформації відсутні. Зона 3 обмежена кільцем з зовнішнім радіусом, що проходить по точці 0₂ (поз.3). Умови напруженого стану в контактному осередку відповідають попередній зоні. Позаконтактна зона характерна тим, що в 0₂ напруження у_ц змінюють знак, оскільки 0₂ належить нейтральній лінії. Тобто тангенціальні напруження у_ц в зоні2 - розтягування, в зоні3 - стискання (див. рис.11,в).

Наступні зони 3, 4 зберігають якісну картину циклічної зміни напруженого стану (поз.3,4). Кількісні зміни стосуються того, що питома довжина контактної частини падає, а позаконтактної - зростає. За зоною 4 присутня периферійна пластична зона 5, в якій у_ц мають знак розтягування.

Особливістю обробки тонкої циліндричної заготовки також є наявність контактної і позаконтактної зон, які характеризуються різними напруженими станами. За умови певних припущень і спрощень контактна зона характеризується однойменним стиснутим плоским напруженим станом в вертикальній площині, а позаконтактна - лінійним в горизонтальній, причому її центральна ділянка - розтягнута, а периферійна - стиснута.

При осаджуванні тонкої кільцевої заготовки можна виділити внутрішню (поз.1 рис.11,б) і зовнішню (поз.5) границю, нейтральну лінію (поз.3) та дві кільцеві зони (поз.2,4), які вона розділяє. Для тонкої заготовки вважаємо, що напружений стан по висоті заготовки рівномірний. В цьому випадку також має місце зміна виду напруженого стану та напряму дій головних напружень.



Експериментально підрахована кількість циклів обкочування при осаджуванні до руйнування високих циліндричних деталей із розповсюджених конструктивних матеріалів. Одним з важливих параметрів обробки є геометрична характеристика осередку деформації, яку можна задати коефіцієнтом л . У всіх випадках експерименти проводились з постійною подачею S і, відповідно, змінним коефіцієнтом л .

Циклове навантаження, коли за цикл обкочування чергуються різні схеми напруженого стану, підвищує значення граничних деформацій, що підтверджується уповільненим зростанням твердості. Загалом - кількість циклів навантаження повинно бути мінімальною.

За умови мінімального та максимального впливу сил тертя можна досягти більшого ступеня деформації за рахунок створення напруженого стану наближеного до рівномірного стискання. Створення рівномірного навантаження при осаджувані теоретично можливе при малих d/h, але при такому деформуванні втрачається стійкість заготовки. деформування за традиційними методами при великих значеннях d/h практично не застосовується із-за зростання питомого зусилля. Зокрема при осаджуванні з м=0,1 (де: м - коефіцієнт тертя) при d/h?12…17 відношення ч=А_Т/А?50% (де: ч - відносний коефіцієнт; А_Т - робота на здолання сил тертя; А - загальна робота витрачена на технологічну операцію). Бажаним є створення передумов, які скеровують в межі підвищеної можливості деформування.

Використовуючи загальну методику визначення роботи сил тертя А_Т при штампуванні обкочуванням можна записати, що

(3)

де: Х, Y, Z - проекція сили тертя, що діє по поверхні dF, на осі координат;

U_X ,U_Y,U_Z - проекції переміщень.

На рис.12.а зображена пляма контактної поверхні. Виходячи с того, що при осадці обкочуванням форма перетину заготовки не змінюється, то не змінною буде і форма плями. В такому випадку течія металу в виділеному осередку буде проходити по найкоротшим нормалям до периметру. Розіб'ємо пляму контакту ОMN площинами розділу течії металу на трикутник ОО₁N і сектори ОО₁M та О₁MN, а також виділяємо контактну загальмовану зону О₁KL (зона приставання), що відповідає результатам експериментів. Радіальні проекції сил тертя та граничні умови трикутника ОО₁N і сектора ОО₁M симетричні. Дотичні напруження на контактній поверхні (окрім зони присипання) вважаємо постійними.

Просумувавши роботу сил тертя в області трикутника ОО₁M, сектора О₁MN та зони ОО₁М з врахуванням нижньої контактної поверхні маємо повну миттєву роботу контактних сил тертя

 (4)

Геометричне відображення (4) представлене на рис. 12,б та в, на яких видно, що робота сил тертя та питоме зусилля зростає у відповідності до коефіцієнту л, який заданий в межах існування моделі осаджування тонкої заготовки від л=0,063 до л=0,141.

З рівняння балансу робіт, яке складене з врахуванням виразу (4) для знаходження роботи контактних сил тертя, визначене теоретичне питоме зусилля на контактній поверхні

. (5)

При значенні коефіцієнту контактного тертя м=0,1 та ефективному коефіцієнті л_Е=0,1 (5) має вигляд

. (6)

На рис.13,а побудовані залежності р_СР=F(л) для різних d/h. Для підтвердження отриманих даних для випадку d/h=10 нанесені експериментальні значення р_СРЕ /у_S .

В (5) можна виділити складову частку питомого зусилля р_СР^ТР із р_СР , що відповідає частині витрат на подолання контактних сил тертя. Загальна робота при осаджуванні обкочуванням, як і при традиційному осаджуванні, лінійно залежить від р_СР , а робота сил тертя лінійно залежить від р_СР^ТР. Тому для визначення співвідношення робіт контактних сил тертя і роботи деформування достатньо порівняти співвідношення відповідних часток р_СР^ТР та р_СР . Порівняльний аналіз будемо проводити з загальною роботою традиційного осаджування, тобто з А_О , тоді ч=А_Т/А_О=р_СР^ТР/р_СР^О. Залежності відносних коефіцієнтів для звичайного осаджування ч=р_СРО^ТР/р_СР^О та осаджування при ШО ч=р_СР^ТР/р_СР^О від співвідношення d/h та коефіцієнту л надані на рис.13,б.

...