WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

На правах рукописи

ПЕТРОВ Виктор Иванович

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА И ФОРМИРОВАНИЯ КАЧЕСТВА ИЗДЕЛИЙ ЦЕПНОГО ПРОИЗВОДСТВА ПРИ ПОЛУГОРЯЧЕМ ВЫДАВЛИВАНИИ

Специальность 05.03.05 – Технологии и машины обработки давлением

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Тула 2007

Работа выполнена на кафедре «Технологическая механика» в ГОУ ВПО «Тульский государственный университет»

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Лялин Виктор Михайлович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Калпин Юлий Григорьевич доктор технических наук, профессор Сосёнушкин Евгений Николаевич доктор технических наук, профессор Яковлев Сергей Сергеевич Ведущая организация - ФГУП «ГНПП «Сплав»

Защита состоится « 18 » декабря 2007 г. в 14 час. на заседании диссертационного совета Д 212.271.01 при ГОУ ВПО «Тульский государственный университет» (300600, г. Тула, ГСП, просп. Ленина, д. 92, 9-101)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО «Тульский государственный университет» Автореферат разослан « 1 » ноября 2007 г.

Ученый секретарь диссертационного совета А.Б.Орлов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Во многих отраслях машиностроения широко применяются цепные передачи и цепные устройства. Основным органом в них – приводным, тяговым – является цепь, в которой ответственными элементами изделия являются ролики и втулки, представляющие большую группу деталей цилиндрической формы. К ним предъявляются повышенные требования по механическим свойствам материала, точности изготовления и качеству поверхности. Поэтому для их производства используются углеродистые и легированные конструкционные стали, такие как 15, 50, 30ХН3А и другие.

Производство цилиндрических деталей традиционными методами (горячее и холодное выдавливание, механическая обработка на многошпиндельных токарных станках-автоматах) отличается высокой трудоемкостью, низкой производительностью технологического процесса и значительными отходами дорогостоящих углеродистых и легированных конструкционных сталей. При этом коэффициент использования металла составляет 0,3-0,5.

Одним из наиболее производительных и экономически целесообразных способов изготовления таких деталей является полугорячее выдавливание.

Применение процессов полугорячего выдавливания позволяет повысить пластичность сталей и сплавов (по сравнению с холодным выдавливанием) и на этой основе расширить номенклатуру обрабатываемых труднодеформируемых углеродистых и легированных конструкционных сталей. Процесс полугорячего выдавливания обеспечивает получение деталей по точности и качеству поверхности незначительно уступающих деталям, изготовляемым холодным выдавливанием, но при существенном снижении удельной силы. Кроме того, реализация рациональных термомеханических режимов пластического формоизменения и охлаждения деталей в едином технологическом цикле позволяет получить высокий комплекс механических характеристик материала изготовляемых деталей с улучшением эксплуатационных свойств изделия в целом. При этом резко сокращаются энергетические затраты, исключаются промежуточные операции отжига и нанесения упрочняющих покрытий.

В тоже время поиск путей совершенствования технологических процессов полугорячего выдавливания в условиях серийного производства открывает возможность использования горячекатаного пруткового материала в качестве экономичного вида проката для заготовок под обратное выдавливание.

Реализация этого прогрессивного метода в промышленность при изготовлении цилиндрических деталей осуществляется медленными темпами из-за ряда технических сложностей, связанных с обеспечением стойкости штампового инструмента, а также недостаточной изученностью процесса. Всё это требует проведения определенных теоретических исследований и экспериментальных работ, направленных на научное обоснование выбора основных термомеханических режимов полугорячего выдавливания заготовок из сталей 15, 50, 30ХН3А с учетом температурных условий работы штампового инструмента:

температуры обработки, предельной степени деформации за один ход дефор мирующего инструмента, силовых параметров, скорости деформирования, сопротивления деформированию.

При расчете технологических процессов с применением операции полугорячего выдавливания для оценки силовых параметров используются эмпирические зависимости (при различных упрощающих допущениях) из различных справочных материалов, а также результаты теоретических и экспериментальных исследований, в которых не в полной мере учитывается совокупность температурно-скоростных режимов выдавливания с обеспечением стойкости инструмента. Совершенно не изучены вопросы, связанные с выявлением зависимостей характеристик качества изготовляемых деталей от заданных условий деформирования и реальных свойств материала исходных заготовок.

Данных по стойкости инструмента и назначению штамповых материалов в условиях полугорячего выдавливания в литературе мало. Это объясняется сложностью процессов полугорячего выдавливания, а также отсутствием методов теоретического и экспериментального определения стойкости штампового инструмента во взаимосвязи с рациональными параметрами технологии, позволяющие на этапе проектирования конкретного технологического процесса использовать внутренние резервы повышения стойкости штампового инструмента, тем самым снизить расход дорогостоящей инструментальной стали. Кроме того, стойкость инструмента относится к числу основных показателей, определяющих возможность применения процесса и его экономичность.

Анализируя современный уровень технологий изготовления деталей цилиндрической формы серийного производства и вопросы обеспечения стойкости штампового инструмента необходимо отметить, что разработка новых технологий обработки труднодеформируемых материалов, улучшающие эксплуатационные характеристики изделий, методов расчета, позволяющих прогнозировать силовые параметры и формируемые характеристики качества, а также определять стойкость инструмента с учетом реальных свойств материала и режима термосилового нагружения, являются актуальными для машиностроения, позволяющими решить крупную научную проблему создания новых технологических процессов изготовления роликов и втулок цепей в условиях серийного производства при уменьшении трудоёмкости и снижении себестоимости их изготовления.

Диссертация выполнена в соответствии с научно-технической программой Министерства образования и науки Российской Федерации «Развитие научного потенциала высшей школы (2006-2008 гг.)» (проект № РНП 2.1.2.83«Создание научных основ формирования свойств изделий общего и специального назначения методами комбинированного термопластического деформирования материалов»), гранта Президента РФ (грант НШ № 4190.2006.8) на поддержку молодых российских ученых и ведущих научных школ и представляет собой научное обобщение результатов, полученных автором в 1973 – 2007 гг.

во время работы на кафедрах механики пластического формоизменения и технологической механики Тульского государственного университета, а также с рядом хоздоговорных работ с машиностроительными предприятиями страны (НИР № 72-101/5; 75-378; 81-051).

Цель работы: повышение эффективности цепного производства при изготовлении осесимметричных изделий из углеродистых и легированных конструкционных сталей на базе научного обеспечения разработки технологических основ стойкости штампового инструмента для полугорячего выдавливания роликов и втулок цепей, формирования заданных характеристик качества, повышения надежности эксплуатации изготовляемых изделий, уменьшения трудоёмкости изготовления, сокращения сроков подготовки производства новых изделий и рекомендаций их проектирования, реализуемых с использованием механики деформируемого твердого тела.

Для достижения указанной цели были сформулированы следующие задачи исследований:

1. Разработать научно обоснованные технологические решения обеспечения стойкости штампового инструмента и формирования качества изделий цепного производства при полугорячем выдавливании. Экспериментально определить механические свойства углеродистых и легированных конструкционных сталей 15, 50 и 30ХН3А в интервале температур полугорячей обработки в зависимости от температуры, степени и скорости деформации и в реальных условиях полугорячего обратного выдавливания стальных заготовок выявить размеры и форму очага пластической деформации.

2. Осуществить теоретическое исследование процесса полугорячего обратного выдавливания, в результате которого выявить влияние степени деформации, условий трения контактных поверхностей пуансона и заготовки на кинематику течения жесткопластического материала, и на базе принятого кинематически возможного поля скоростей течения материала методом верхней оценки определить силовое нагружение пуансона обратного выдавливания с учетом температурно-скоростной зависимости интенсивности напряжения в очаге пластической деформации.

3. Разработать теоретико-экспериментальный подход к прогнозированию стойкости наиболее нагруженного элемента штампового инструмента – пуансона, реализующий испытания модели натурного пуансона – образца-пуансона во взаимосвязи с основными технологическими параметрами процесса.

4. Создать методику экспериментальных исследований и провести испытания образцов-пуансонов, изготовленных из инструментальных сталей марок Р6М5, 4Х5МФС, 3Х3М3Ф. Изучить изменение циклической стойкости штампового инструмента в зависимости от силового нагружения и температурноскоростных условий испытания.

5. Экспериментально выявить закономерности влияния основных технологических параметров процесса на силовой режим инструмента и формирование характеристик качества изготовляемых изделий с разработкой математических моделей для расчёта их величин. Оценить минимально допустимую стойкость штампового инструмента исследуемого процесса с учетом температурноскоростных условий его работы и формируемых характеристик качества.

6. Реализовать научно обоснованные технологические решения и теоретико-экспериментальный подход к прогнозированию стойкости штампового инструмента в промышленности при разработке рекомендаций по расчету и проек тированию технологических процессов изготовления роликов и втулок цепного производства на кузнечно-прессовых машинах, а также в учебном процессе при выполнении курсовых и дипломных проектов студентами, магистерских и кандидатских диссертационных работ.

Методы исследования. Теоретические исследования процесса полугорячего обратного выдавливания выполнены с использованием основных положений механики деформируемого твердого тела и теории пластичности жесткопластического тела; анализ деформированного состояния заготовки в исследуемом процессе формоизменения осуществлен методом координатных сеток с получением кинематически возможного поля скоростей течения материала и основных соотношений мощности внешних и внутренних сил при заданных начальных и граничных условиях. При теоретическом прогнозировании стойкости штампового инструмента используется метод решения упруго-пластической задачи при сжатии тонкого диска.

Экспериментальные исследования выполнены с использованием современных испытательных машин (универсальные испытательные машины Р-5 и ГМС-50; механический копер), кузнечно-прессовых машин (кривошипный пресс модели К2130Б, пресс-автомат модели А1223), методов тензометрирования и регистрирующей аппаратуры; обработка опытных данных осуществлялась с применением методов математической статистики и теории планирования эксперимента; измерение рациональных интервалов изменения технологических параметров, которые обеспечивали получение необходимых характеристик качества поковок цилиндрических деталей, производилось с помощью высокоточных измерительных приборов и специальных приспособлений.

Основные научные результаты:

1. Разработан научно обоснованный подход к прогнозированию стойкости штампового инструмента и формированию качества изделий цепного производства при полугорячем выдавливании, выразившемся в определении механических характеристик сталей 15, 50 и 30ХН3А в интервале температур полугорячего выдавливания и использовании метода верхней оценки для расчета силового нагружения инструмента, отличающегося от известных более точным определением формы и размеров очага пластической деформации, выявленного по результатам экспериментальных исследований, выполненных в условиях реального процесса полугорячего обратного выдавливания.

2. Выполнено теоретическое исследование процесса полугорячего обратного выдавливания при изготовлении роликов и втулок цепей на основе жесткопластического течения с привлечением уравнений механики деформируемого твердого тела, учитывающие совокупность влияния степени деформации, условий трения контактных поверхностей инструмента и заготовки, и позволяющие прогнозировать силовые параметры, формирование характеристик качества изготовляемых деталей и стойкость штампового инструмента.

3. Предложен теоретико-экспериментальный подход к прогнозированию стойкости наиболее нагруженного элемента штампового инструмента – пуансона, позволяющий при решении задачи о сжатии тонкого приконтактного слоя рабочей части инструмента определить его циклическую стойкость по условию образования разгарной трещины, включая его реализацию при испытании универсального образца-пуансона (геометрически подобная модель натурного пуансона) на термомеханическую усталость на специально разработанной экспериментальной установке в условиях максимально приближенных к условиям эксплуатации пуансонов обратного выдавливания с исследованием влияния основных технологических параметров процесса (температура, удельная сила и частота хода кузнечно-прессовой машины) на стойкость инструмента.

4. Разработана математическая модель прогнозирования стойкости штампового инструмента, изготовленного из сталей Р6М5, 4Х5МФС, 3Х3М3Ф, позволяющая определять циклическую стойкость пуансонов для изготовления роликов и втулок цепей в зависимости от изменения силового режима и температурно-скоростных параметров процесса полугорячего выдавливания.

5. Осуществлено экспериментальное исследование процесса полугорячего обратного выдавливания с изучением влияния технологических параметров, геометрических размеров заготовки и формы рабочей части инструмента, степени деформации, условий трения контактных поверхностей инструмента и заготовки на изменение силового режима пластического формоизменения при изготовлении роликов и втулок цепей.

6. Разработаны математические модели характеристик качества цилиндрических деталей (твердость, разностенность и шероховатость поверхности), изготовляемых из легированной конструкционной стали 30ХН3А, с использованием метода математической статистики и теории планирования эксперимента, позволяющие выявить закономерности формирования характеристик качества изделий с учетом комплексного влияния основных технологических факторов (температура, степень деформации, геометрические размеры заготовки и форма рабочей части инструмента).

7. Получено экспериментальное подтверждение возможности получения комплекса механических свойств деталей (ролики приводных цепей шага 25,мм; 31,75 мм; 38,1 мм; 50,8 мм), изготовляемых из легированной конструкционной стали 30ХН3А полугорячим выдавливанием на опытно-промышленной установке, основанное на применении рационального термомеханического режима пластического формоизменения и условий охлаждения.

8. Предложены научно обоснованные рекомендации по расчету и проектированию технологических процессов изготовления роликов приводных цепей (шаг 25,4 мм; 31,75 мм; 38,1 мм; 50,8 мм) из стали 30ХН3А, роликов и втулок тяговых цепей (шаг 160 мм; 200 мм; 400 мм) из сталей 15 и 50, направленные на обеспечение стойкости инструмента, формирование заданных характеристик качества деталей, выполнение эксплуатационных требований готового изделия ответственного назначения, а также снижение трудоемкости их изготовления.

9. Разработаны конструкции опытно-промышленной установки, нагревательных устройств, штампов и инструмента на уровне изобратений.

Научная новизна:

- на базе соотношений механики деформируемого твердого тела получено решение задачи полугорячего обратного выдавливания с привлечением экспе риментально выявленного кинематически возможного поля скоростей течения материала в приложении к прогнозированию стойкости инструмента;

- разработан теоретико-экспериментальный подход к прогнозированию циклической стойкости наиболее нагруженного элемента штампового инструмента – пуансона и методика его реализации, отличающиеся применением универсального образца-пуансона в качестве модели натурного пуансона для испытаний с учетом влияния основных параметров рационального режима полугорячего выдавливания при изготовлении роликов и втулок цепей;

- выявлены закономерности изменения стойкости штампового инструмента, силовых параметров процесса и формирования характеристик качества деталей, отличающиеся комплексным учетом влияния технологических параметров, условий трения контактных поверхностей инструмента и заготовки, геометрических размеров заготовки и формы рабочей части инструмента, механических характеристик материала заготовок и режима охлаждения изготовляемых деталей при полугорячем выдавливании с разработкой математических моделей для расчёта их величин.

Практическая значимость.

• Экспериментально определены новые данные о механических свойствах сталей 15, 50 и 30ХН3А, позволяющие более точно определить силовые параметры и формируемые характеристики качества роликов и втулок цепей при полугорячем выдавливании в виде зависимостей напряжения текучести от температуры, степени и скорости деформации.

• Разработаны рекомендации по проектированию технологических процессов изготовления роликов и втулок приводных и тяговых цепей из сталей 15, 50 и 30ХН3А с требуемыми механическими свойствами и показателями качества, и применением операции полугорячего обратного выдавливания в качестве основной формообразующей, обеспечивающая экономически обоснованную стойкость штампового инструмента.

• Экспериментально отработан процесс отрубки заготовок от пруткового материала при изготовлении цилиндрических деталей массового производства.

Разработаны конструкции штампов, рабочего инструмента и нагревательных устройств для их реализации, подтвержденные авторскими свидетельствами (А.с. № 1031621, 1202681, 1276415, 1407642).

• Разработана экспериментальная конструкция штамповой оснастки для проведения циклических испытаний образцов-пуансонов, изготовленных из инструментальных сталей, в диапазоне изменения основных технологических параметров процесса (патент РФ № 2284024).

Реализация работы.

В результате комплексного исследования процесса пластического формоизменения стальных заготовок в сочетании с теоретико-экспериментальным подходом к прогнозированию стойкости штампового инструмента разработаны технологические процессы изготовления роликов приводных цепей шага 25,мм; 31,75 мм; 38,1 мм; 50,8 мм методом полугорячего выдавливания заготовок из стали 30ХН3А на кузнечно-прессовых машинах, обеспечивающие получение точных цилиндрических деталей с улучшенными эксплуатационными характе ристиками. Новые технологические процессы внедрены в производство на предприятиях отраслевого Министерства (завод цепей ПО «УМЗ» г. Ульяновск, ОАО «ТПЗ» г. Тула) с экономическим эффектом, полученным в результате снижения трудоемкости и себестоимости их изготовления.

Разработана эффективная технология производства втулок тяговых цепей типа М224 с применением полугорячего выдавливания заготовок из сталей 15, 50, полученных резкой из пруткового материала.

Основные результаты исследований внедрены в учебный процесс и используются при чтении лекций по дисциплине «Теория обработки металлов давлением при повышенных температурах» при подготовке студентов, обучающихся по направлению 150400 «Технологические машины и оборудование» специальности 170104 «Высокоэнергетические устройства автоматических систем», а также при подготовке кандидатских и магистерских диссертаций, курсовых и дипломных проектов.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались и обсуждались на Всероссийской научно-технической конференции «Новые материалы и технологии в машиностроении» (г. Рубцовск, 2004 г.); на 2-й Международной научно-технической конференции «Механика пластического формоизменения» (г. Тула, 2004 г.); на научно-технической конференции «Творческое наследие В.Ф. Прейса» (г. Тула, 2006 г.); на 1-й Международной научно-технической конференции «Эксплуатация и методы исследования систем и средств автомобильного транспорта» (г. Тула, 2006 г.); на Всероссийской научно-технической конференции «Проблемы проектирования и производства систем и комплексов» (г. Тула, 2006 г.), а также на ежегодных научнотехнических конференциях профессорско-преподавательского состава Тульского государственного университета (г. Тула, 1974 – 2007 гг.).

Работа автора в развитии технологии и конструирования штамповой оснастки с внедрением последней в производство и учебный процесс отмечена присуждением ему звания «Изобретатель СССР» с вручением нагрудного знака (Тульский областной совет ВОИР от 21.12.90 г.).

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано: монографий – 2; статей в центральной печати и сборниках, входящих в «Перечень ведущих рецензируемых научных журналов и изданий ВАК» - 28; статей в различных межвузовских сборниках научно-технических трудов – 7; авторских свидетельств и патентов – 5; всего 27,5 п.л., из них авторских 16,3 п.л.

Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, заключения, списка используемых источников, приложения и включает 250 страниц машинописного основного текста, 87 рисунков помещенных на 38 страницах, список используемых источников из 203 наименований на 22 страницах. Общий объем работы 392 страницы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность рассматриваемой научнотехнической проблемы, сформулированы цель работы, положения, выносимые на защиту, научная новизна, методы исследования, практическая ценность и реализация работы, приводятся данные об апробации работы, о публикациях, структуре и объеме диссертационной работы, и дано краткое содержание разделов диссертации.

В первой главе проведен обзор экспериментальных исследований и опыта промышленного производства осесимметричных деталей методом полугорячего выдавливания стальных заготовок, сформулированы требования к показателям точности и качества поверхности деталей, связанных с последующей их эксплуатацией. Рассмотрено практическое использование процесса пластического формоизменения в режиме полугорячей обработки применительно для изготовления широкого класса осесимметричных деталей, являющимися типовыми группами элементов цепей (ролики и втулки) аналогичных форм и близкими по техническим требованиям и конструктивным особенностям, которые учитывались при построении технологий изготовления. Приведены основные характеристики существующих схем пластического формоизменения в режиме полугорячей обработки с оценкой их преимуществ и недостатков. Представлен анализ экспериментальных методов по установлению температурно-скоростных режимов процесса и изменению механических свойств материала изготовляемых деталей, методов оценки стойкости инструмента для полугорячего выдавливания. Намечены перспективные направления по установлению возможности получения полугорячим обратным выдавливанием роликов и втулок цепного производства из труднодеформируемых материалов в условиях серийного производства, улучшения их качества (повышение усталостной прочности) и повышение эксплуатационных характеристик готового изделия (цепи).

Значительный вклад в развитие теории пластичности, методов анализа процессов обработки металлов давлением, практики применения технологии полугорячего деформирования заготовок из конструкционных сталей в промышленности и исследования стойкости штампового инструмента внесли Н.Л.

Акаро, А.Б. Аксёнов, Ю.А. Алюшин, А.П. Атрошенко, А.М. Дмитриев, В.И.

Дорошко, В.А. Головин, Л.А. Гринфельд, С.И. Губкин, И.А. Гусев, П.А. Гусенков, Г.А. Дульнев, А.К. Евдокимов, В.А. Евстратов, Г.М. Журавлев, В.Д. Ильич, Ю.Г. Калпин, Л.М. Качанов, В.Д.Кухарь, Г.С. Лазуткин, Е.Н. Ланской, В.М.

Лещинский, В.М. Лялин, С. Мэнсон, З.Л. Мулин, Е.И. Натанзон, Р.И. Непершин, А.Г. Овчинников, Б.М. Позднеев, П.И. Полухин, В.П. Северденко, Е.И.

Семенов, Е.Н. Сосенушкин, Л.Г. Степанский, М.В. Сторожев, И.Я. Тарновский, А.Д. Томленов, Б.Ф. Трахтенберг, А.В. Третьяков, Л.Н. Тюрин, Ю.Ф. Филимонов, П.Д. Чудаков, Л.А. Шофман, С.П.Яковлев, А.В. Шпунт, У. Дитер, С.

Кобаяши, Е. Шловаг и др.

Обзор научно-технической литературы показал, что рекомендованные формулы для определения силового нагружения деформирующего инструмента методом верхней оценки недостаточно подтверждены экспериментальными данными и не учитывают, например, влияние температуры и скорости деформирования при определении размеров и формы очага пластической деформации в условиях реального процесса полугорячего обратного выдавливания заготовки в виде составного образца. В связи с тем, что в литературе нет данных о механических свойствах сталей 15, 50 и 30ХН3А в интервале температур полугоря чего выдавливания возникает необходимость в разработке достаточно обоснованной методики экспериментальных исследований механических характеристик этих марок сталей с целью установления рационального температурноскоростного режима их обработки при изготовлении роликов и втулок цепей и обеспечения необходимых температурных условий работы инструмента.

В то время как широкое использование данного способа изготовления деталей в условиях серийного производства осложняется низкой стойкостью штампового инструмента (пуансон обратного выдавливания), работающего в тяжелых температурно-силовых условиях. Кроме того, специфической особенностью процесса является интенсивное тепловыделение от контактного трения.

Необходимость соблюдения требуемого температурно-скоростного режима работы пуансонов устанавливает определенные ограничения по производительности при полугорячем выдавливании. Таким образом, в результате анализа установлено, что большинство работ, посвященных оценке стойкости инструмента, проведены в условиях действующего производства на основе анализа статистических данных при выполнении определенных операций полугорячего выдавливания. Такой подход требует длительного времени и больших затрат.

Общими недостатками отмеченных исследований является также неполноценный учет технологических параметров, влияющих на стойкость инструмента, и, в первую очередь, на его температурный режим работы. Многообразие факторов, характеризующих эти условия, требует применения новых подходов к прогнозированию стойкости инструмента, например, метода, позволяющего учитывать напряженно-деформированное состояние тонкого приконтактного слоя рабочей части инструмента от совокупности влияющих факторов, который по заключению известных исследователей (Ю.Г.Калпин, Л.Г.Степанский, М.А.Тылкин, С.З.Фиглин и др.) является наиболее уязвимым. В тоже время, создание методов связного теоретико-экспериментального прогнозирования стойкости пуансонов наталкивается на значительные трудности.

Анализ технической литературы и экспериментальных исследований показал отсутствие сведений по математическим моделям для расчета характеристик качества изготовляемых деталей в зависимости от состояния исходной заготовки, изменения технологических параметров процесса и с учетом обеспечения минимально допустимой (по экономическим соображениям) стойкости инструмента, а также технико-экономических показателей всего процесса (стоимость стали, энергетические затраты и себестоимость изготовления в целом).

Выше проведенный анализ, а также указанные особенности и преимущества процесса полугорячего выдавливания позволяют сделать вывод о возможности применения этого способа для получения точных размеров поковок при изготовлении роликов и втулок цепного производства различных типоразмеров из труднодеформируемых сталей и формирования необходимых показателей качества деталей для надежной их эксплуатации.

Во второй главе на базе экспериментального исследования деформированного состояния заготовки в условиях реального процесса приводится разработанная математическая модель формоизменения материала в условиях осесимметричной деформации, которая позволяет выполнить расчет силовых па раметров нагружения пуансона с учетом выявленного рационального температурно-скоростного режима полугорячего выдавливания.

Для определения рационального температурно-скоростного режима (максимальная пластичность при минимальном окалинообразовании) полугорячего выдавливания стальных заготовок из сталей 15, 50 и 30ХН3А разработана методика проведения испытаний стандартных образцов на растяжение и сжатие при статических скоростях на универсальной испытательной машине Р-5 и в режиме динамического нагружения на механическом копре. Максимальная скорость деформирования на копре равнялась 7,0 м/с. Были спроектированы и изготовлены специальные приспособления, в которых осуществлялись нагрев и деформация образцов. Рациональный температурный интервал обработки выбирался из условия обеспечения максимальных пластических свойств исследуемых марок сталей и минимального окалинообразования в диапазоне температур 600-800 0С.

Измерение силы производилось методом тензометрирования и применения регистрирующей электронной аппаратуры. В результате экспериментальных работ были определены численные значения напряжения текучести 0 от степени деформации , как при статических, так и динамических условиях испытаний образцов (температура, степень и скорость деформации).

На основании полученных экспериментальных данных построены зависимости интенсивности напряжения от интенсивности деформации = f (0) для исследуемых марок сталей при скоростях деформации 2,7·10-3, 40·10-3, 4,0, 66,5 с-1 при температуре 600, 700, 800 0С.

Для расчета силовых параметров процесса использовался метод верхней оценки, позволяющий в условиях практики определить возможно максимальную силу выдавливания с тем, чтобы не перегрузить кузнечно-прессовую машину. Решение уравнений построено на ряде допущений: материал деформируемой заготовки принимался жесткопластическим, изотропным, несжимаемым, подчиняющимся условию текучести Губера-Мизеса. В расчетах принимается среднеинтегральная температура и соответствующие ей значения пластических характеристик материала исходной заготовки.

Для выявления геометрии очага пластической деформации заготовки в реальных условиях полугорячего обратного выдавливания (температурный интервал выдавливания заготовки, например, из стали 30ХН3А составляет 740 – 7С) использовался экспериментальный метод координатных сеток с применением исходной заготовки в виде составного образца и нанесенной координатной сеткой в меридиональном сечении (рис. 1). Принятый в работе интервал степеней деформации =0,40-0,60 охватывает наиболее часто встречающиеся значения для роликов и втулок цепей и характерен для рассматриваемого класса цилиндрических деталей аналогичных форм.

Измерительный блок с помощью метода тензометрирования обеспечивал непрерывную запись диаграммы «сила-перемещение пуансона» при скорости перемещения деформирующего пуансона 0,2 м/с, с оценкой максимальной силы нагружения пуансона на стационарной стадии процесса.

Рисунок 1- Деформированная координатная сетка на стационарной стадии обратного полугорячего выдавливания ( =0,50) Рассматривается расчётная схема обратного выдавливания заготовки (рис.

2, а), на которой очаг пластической деформации делится на две зоны 2 и 3. В этом случае принимается течение материала в условиях осесимметричной деформации, при которой зона 2 расположена непосредственно под торцом пуансона и определена соотношениями 0 r rП - в радиальном направлении и 0 z h - в вертикальном (при условии, что О2В = ОD и О2О = ВD). Зона 3 – кольцевая, расположенная ниже торца пуансона, и определена соотношениями rП r rМ - в радиальном направлении и z34(r) z z35(r) - в вертикальном.

Рисунок 2 - Расчетная схема обратного выдавливания (а) пуансоном с цилиндрической рабочей частью и разрыв скоростей на границе между зонами (б) а б Пуансон с радиусом rП вместе с жесткой зоной 1 движется вниз со скоростью относительно матрицы с радиусом rМ. Очаг пластической деформации распространяется на глубину h при наличии жесткой зоны высотой h0 под торцом пуансона. Функции z34(r), z35(r) определяют поверхности очага пластической деформации зоны 3 и являются границами этой зоны, форма которой выявлена в результате эксперимента.

Решение задачи при этом строится с использованием расчетной схемы, в которой линия раздела очага деформации зон 2 и 3 и жестких зон 1, 4, 5 представляется в виде криволинейной поверхности в системе координат z, r, .

Описание такой поверхности с наибольшей степенью приближения к натурным данным, полученным на основе метода координатных сеток, возможно с использованием уравнений второго порядка. Тогда количественное значение уравнения границы жесткой 1 и пластической 2 зон в системе координат z и r 2 можно найти из уравнения вида z12 = h + h0 (r / rП ).

Расчет силового нагружения пуансона выполняется в предположении, что интенсивность напряжения в пластической области и силы контактного трения постоянны и учитываются усредненно для всей области течения, т.е.

icp icp = = const ; =, (1) s n где - сопротивление деформированию; - коэффициент Прандтлева трения.

s В расчётах принимается = 2 . При условии, что - коэффициент трения на контактных поверхностях инструмента (0 0,5).

Верхняя оценка силы Р нагружения пуансона определяется исходя из равенства мощностей внешних и внутренних сил на основе кинематически возможного разрывного поля скоростей, состоящего из жестких зон P = Ni + Nср + Nтp. (2) где Ni - мощность пластической деформации; Nср- мощность сил среза по поверхностям разрыва скоростей между зонами; Nтр - мощность сил контактного трения.

Мощность пластической деформации в зонах 2 и 3 определяется по формуле Ni = idV, (3) iср & V & где V - объем пластической зоны; i - интенсивность скорости деформации.

В расчетах используется степенная зависимость интенсивности напряжения iср от интенсивности скорости деформации, которая, согласно экспериментальным данным (Л.Д.Соколов, J.F.Alder, V.A.Phillips и др.), имеет место при пластическом течении металла с высокой температурой нагрева n & & iср = (i /i0 ), (4) где (,t) - интенсивность напряжения, зависящая от накопленной деформа& ции и температуры t, при скорости деформации i0 ; n (,Тг) – показатель степени, зависящий от накопленной пластической деформации и гомологической температуры Тг. Для Тг < 0,55 показатель степени n = k( )Тг.

Коэффициент k задается графическими зависимостями от для конструкционных сталей 15, 50, 30ХН3А. Имея в своем распоряжении графические зависимости 0 = (,t) и k = k(,t) при скорости деформации & i0 определяется среднее значение интенсивности напряжения iср в очаге пластической деформации. Далее определяются другие составляющие мощности внутренних сил.

Мощность сил среза на границах участков, где происходит разрыв касательной составляющей скорости, определяется по формуле iср Nср = []dS, (5) S где S - поверхность разрыва скоростей; [] - абсолютная величина разрыва скоростей.

В общем случае из-за неравенства скоростей в зонах очага деформации на границах зон формируются разрывные составляющие скорости (см. рис. 2, б).

Особенность зоны среза состоит в том, что, наряду с нормальными напряжениями, в них возникают касательные напряжения трения. Нормальная компонента скорости из условия сплошности должна быть непрерывной.

Величина касательной составляющей разрыва скоростей имеет вид [ ]= r + (z -)dz. (6) dr Мощность сил контактного трения по поверхностям разрыва скоростей определяется по формуле iср Nтр = []dSi, (7) S При определении мощности среза по поверхностям разрыва скоростей между зонами касательное напряжение принимается максимальным ( =1), т.е.

= / 3. (8) max iср Условие несжимаемости представлено в виде r / r +r / r + z / z = 0. (9) Условие непрерывности нормальных составляющих скоростей на границах между зонами выражается уравнением z -r (dz / dr) = B, (10) где В - скорость перемещения жесткой зоны; z = f (r) - уравнение границы между жесткими и пластическими зонами.

Суммируя результаты промежуточных расчетов, запишем окончательное выражение для вычисления верхней оценки силы обратного выдавливания при наличии контактного трения:

P = rП [K + М (rП / h) + N (h / rП )], (11) iср где K = 1+ (1/ 3)[(1/(1- )) ln(1/ ) -1]; M = (2 / 2)[(1/ 3) + (1 - ) / ];

N =3 ( - 42)/8 3 (1- ) + 3/5 3+ ;

+[2(1- ) + 6(1- )]/3 3 (1- )Для процесса обратного выдавливания степень деформации = rП 2/ rМ 2.

Таким образом, вычисление удельной силы, действующей на торец пуансона при обратном выдавливании, сводится к решению уравнения q / = q = K + M (rП / h) + N (h / rП ), (12) iср где q - средняя величина удельной силы.

Для определения высоты очага пластической деформации h производится дифференцирование выражения (12) по h и, приравнивая производную нулю, вычисляется искомое значение в виде h = rП M / N. (13) Аналогично определяется неизвестная величина h0 = 0,5 h.

& Интенсивность скорости деформации i учитывается усредненно для всей пластической зоны на основе равенства удельной мощности деформации обратного выдавливания и однородного напряженно-деформированного состояния (одноосное сжатие). Для стационарной стадии процесса имеем & (1/V )P = 0i. (14) Подставляя безразмерные величины в уравнение (14), получим & i = qo / H, (15) П где q0 - безразмерная характеристика удельной силы, вычисленная по методу верхней оценки (12) при условии, что М = 0; HП - ход пуансона, при котором из матрицы вытесняется объем металла Vcм = rП H, равный объему пластиП ческой области Vпл = rП h(1- ) / 2h.

После совместного решения уравнений (12) и (15) вычисляется среднее значение интенсивности скорости деформации по формуле 2(K + 2 MN0 ), & i = (16) rП (1 + ) M / Nгде N0 – постоянная величина, вычисленная по формуле (11) при М = 0.

Среднее значение интенсивности деформации ср в пластической области определяется на основании равенства удельных работ обратного выдавливания и одноосного сжатия, т.е. (1/V )PHП = 0ср.

Переходя к безразмерным величинам и, делая необходимые преобразования, получим формулу среднего значения в очаге деформации в виде ср ср = q0. (17) Для установления зависимости интенсивности напряжения 0 от степени деформации при различных температурах t (600, 700, 800 С) проводились экспериментальные работы по сжатию цилиндрических образцов, изготовлен& ных из сталей 15, 50, 30ХН3А при фиксированной скорости деформации i0 = 8,3 с-1, соответствующей скорости деформации процесса при полугорячем выдавливании роликов и втулок цепей. Работы проводились на специально сконструированном штампе, установленном на кривошипном прессе модели К2130Б (1000 кН) с частотой 80 ходов в минуту. В результате экспериментальных работ по сжатию были построены графические зависимости изменения интенсивности напряжения 0 от степени деформации в интервале температур полугорячей обработки.

Таким образом, получены все необходимые расчетные соотношения и экспериментальные данные для разработки научно обоснованного подхода к прогнозированию стойкости пуансонов и отработки рациональных параметров технологического процесса с учетом всей совокупности влияющих факторов.

В третьей главе приводится разработанный подход к теоретическому прогнозированию стойкости штампового инструмента, позволяющий выполнить анализ напряженного и деформированного состояния в наиболее нагруженной рабочей поверхности пуансона - тонком приконтактном слое, в зависимости от изменения режимов основных технологических параметров, и по соотношениям упругой и пластической составляющих полной накопленной деформации тонким слоем рабочей части инструмента вычислить его циклическую долговечность по критерию трещинообразования.

Однако изучение процесса полугорячего обратного выдавливания поковок роликов и втулок цепей осложняется тем, что температура рабочих кромок пуансона за счет дополнительного тепловыделения от действия сил контактного трения достигает величин 800 – 830 0С, что превышает теплостойкость даже инструментальной быстрорежущей стали Р6М5 (t = 660 С), а это, в свою очеp редь, приводит к интенсивному разупрочнению и пластической деформации тонкого приконтактного слоя и рабочих кромок инструмента.

Термомеханическое усталостное разрушение тонкого приконтактного слоя пуансона происходит в основном в результате циклического кратковременного действия технологической силы Р и растягивающих температурных напряжений t. Условия разрушения прогнозируются уравнением малоцикловой прочности С.Мэнсона. В работах Б.Ф.Трахтенберга, М.А.Тылкина и др.

экспериментально установлено, что толщина нагреваемого тонкого приконтактного слоя рабочей части пуансона диаметром dП не превышает величин (0,01 - 0,03) dП. Следовательно, стойкость пуансона определяется для конкретной его рабочей зоны - тонкого приконтактного слоя, в котором известны: полная накопленная деформация , максимальная температура поверхности tmax, размах температуры за цикл нагружения t. При этом остальная часть пуансона считается жестким недеформируемым телом по сравнению с тонким слоем, в котором при максимальной температуре происходит снижение величины предела текучести и модуля упругости Е материала по сравнению с этими характеs ристиками в начале термосилового нагружения.

В качестве критерия стойкости принимается число циклов N термосилоf вого нагружения пуансона, приводящее к появлению разгарной трещины на свободном торце тонкого приконтактного слоя в условиях однородного напряженного состояния, в результате совместного действия максимального окружного напряжения, вызванного радиальной деформацией umax, и теплового нагружения тонкого слоя инструмента. Экспериментально установленный температурный интервал нагрева заготовки tз, температура поверхности tmax пуансона и сила выдавливания P определяют начальные условия задачи при расчете максимальной радиальной деформации umax тонкого приконтактного слоя в системе «пуансон - заготовка» с использованием декартовых координат x, y, z.

Как уже отмечалось выше, необходимость комплексной оценки стойкости пуансонов для полугорячего выдавливания поковок различных типоразмеров аналогичных форм предопределяет применение новых подходов к разработке расчетных моделей, позволяющих выбирать рациональные параметры технологического процесса на основе сравнения стойкости пуансонов, изготовленных из различных марок инструментальных сталей, применяя механическое и математическое моделирование. В работе для моделирования условий термосилового взаимодействия в системе «пуансон – заготовка» применяется метод испытания универсального образца-пуансона (геометрически подобная модель натур ного пуансона) на термомеханическую усталость при неизотермическом нагружении, максимально приближенному к условиям эксплуатации инструмента.

Форма рабочей части образца-пуансона может быть выполнена плоской, конической, в виде шарового сегмента и др., в зависимости от требований, предъявляемых к геометрии полости, получаемой натурным пуансоном. При этом обеспечиваются одинаковые с процессом полугорячего выдавливания заготовок термосиловые воздействия и условия охлаждения. Для экспериментального исследования стойкости циклическому термосиловому нагружению подвергается образецпуансон с плоским торцом (рис. 3) и тонким приконтактным слоем рабочей части в виде диска. Геометрические параметры образца-пуансона: диаметр - dО- П, длина -lО- П, толщина и диаметр тонкого слоя - hc, dС ;

Рисунок 3 – Схема площадь опорной торцовой поверхности - FС, причем, нагружения образdО- П = dС.

ца-пуансона За один цикл нагружения образец-пуансон испытывает нагрузку величиной Pmax, действующую по нормали к его торцовой поверхности площадью FС в предположении, что удельная сила процесса q известна. Величина Pmax является силовым параметром настройки экспериментальной установки для термосилового циклического испытания образца-пуансона. При этом температура tз ударной пяты (нагретая заготовка), контактирующей с тонким приконтактным слоем, остается постоянной, температура тонкого слоя tmax распределена равномерно и механические свойства материала образца-пуансона в тонком слое характеризуется постоянной величиной напряжения текучести . Величина s совпадает с пределом текучести материала пуансона в исходном состоянии, s если температура нагрева тонкого слоя tmax не превышает температуру t наp чала разупрочнения материала инструмента. В противном случае происходит развитие пластических деформаций в тонком слое под действием силы PП.

Для предварительной оценки величины силы PП, необходимой для пластического течения тонкого слоя, используется формула Л.А.Шофмана при условии, что k = :

s dс2 dc PП = + (18) s 1 3hc , где =2 – трение в процессах полугорячего выдавливания; - предел теs кучести материала тонкого приконтактного слоя инструмента при температуре разупрочнения; dc, hc - диаметр и высота тонкого приконтактного слоя.

В зависимости от соотношений между силой PП, необходимой для пластического течения тонкого диска при температуре выдавливания и величиной максимальной технологической силы Р, действующей на пуансон при полугорячем выдавливании, напряженно-деформированное состояние тонкого приконтактного слоя инструмента может быть упругим и пластическим.

Для определения радиальных и осевых перемещений в тонком приконтактном слое толщиной hc решается упругопластическая задача аналогично решению задачи по осадке тонкой полосы плоскопараллельными плитами, которая позволяет определить пластическую (в случае PП P ) или упругую (в случае PП P ) деформацию тонкого слоя. Задача решается для плоскодеформированного состояния в упругопластической постановке (задача Прандтля о течении тонкого слоя). В результате совместного решения уравнений теории упругости и уравнений плоской деформации идеально-пластического тела получены уравнения для определения перемещений umax при упругом и пластическом состояниях тонкого приконтактного слоя рабочей части инструмента.

С точки зрения прогнозирования стойкости пуансонов большой практический интерес представляет распределение упругих деформаций (радиальные и осевые перемещения) в тонком приконтактном слое толщиной hc на его свободном торце. Для их определения используется решение упругопластической задачи, согласно которой при сжатии тонкого диска ( dс / hс 1) жестким штампом, вследствие малой величины деформации, касательные напряжения = xy k между плоско-параллельными плитами и тонким диском принимаются постоянными, а полученное решение удовлетворяет всем уравнениям плоской задачи теории упругости (при = 0,5) в упругом слое.

В результате проведенного теоретического анализа напряженнодеформированного состояния тонкого приконтактного слоя инструмента получена формула для расчета максимальной окружной растягивающей деформации max на свободном торце тонкого слоя инструмента, приведенная в работе [9].

Размах полной деформации тонкого слоя образца-пуансона, накопt ленной за цикл нагружения, с учетом температурной деформации вычисляется по формуле t = max + , (19) t где = 0t - температурная деформация слоя, вызванная перепадом температуры t от соприкосновения относительно холодного образца-пуансона и нагретой до температуры полугорячего нагружения опорной пяты; 0- коэффициент линейного расширения материала образца-пуансона.

Для вычисления теоретической стойкости инструмента N в зависимости f от полной накопленной деформации процесса использовалось универсальное уравнение малоцикловой прочности С. Мэнсона в виде 3,5 -0,6 -0,В = D0,6N + N, (20) f f Е где и Е - временное сопротивление разрыву и модуль упругости материала В инструмента в тонком приконтактном слое при средней температуре термоцикла; D = ln - пластичность материала инструмента при статическом на1 - р гружении. Инструментальные стали, применяемые при изготовлении пуансонов для полугорячего выдавливания, имеют малые значения относительного сужения при испытании на растяжение. Поэтому первым слагаемым в правой части уравнения (20) можно пренебречь и расчёт ведется по упругой составляющей.

Тогда по формуле (20) с учетом выше сказанного определяется среднее число циклов нагружения пуансона до появления первой трещины 8,3,5 S N =. (21) f E Полный ресурс Nобщ стойкости пуансонов после возникновения первых трещин вычисляется с помощью выражения Nобщ = N + (0,4 - 0,6)N.

f f На основании предварительных расчетов и анализа работы пуансонов в режиме полугорячего выдавливания установлено, что температура поверхности пуансона при первом ударе достигает 430 – 480 0С. Затем она постепенно растет до установления температурного равновесия, обусловливаемого условиями охлаждения и временем контакта инструмента с нагретой заготовкой, определяемое частотой хода кузнечно-прессовой машины, и которое (по данным экспериментальных исследований ЭНИКМАШа) не должно превышать в среднем величины 0,015 с. Распределение средних температур по меридиональному сечению образца-пуансона с плоским торцом показано на рис. 4.

Рисунок 4- Изменение температуры по сечению образцапуансона (В - С) и ударной пяты (В - А) Максимальная амплитуда циклических колебаний температуры является главной причиной возникновения упругопластических деформаций в зоне непосредственного контакта тонкого приконтактного слоя инструмента с нагретой заготовкой.

При упругом состоянии тонкого слоя в нём зарождаются разгарные трещины, которые становятся концентратами напряжений, а знакопеременные нагрузки ускоряют их развитие. Для практических расчетов представляет интерес определения стойкости пуансона, работающего в упругой области при налаженном технологическом процессе полугорячего обратного выдавливания.

В качестве примера определяется стойкость пуансона для полугорячего обратного выдавливания по условию сохранения усталостной прочности для следующих условий деформирования. Максимальная температура тонкого слоя пуансона – 600 0С; материал инструмента – сталь Р6М5 ( = 1000 МПа, = В S 400 МПа); модуль упругости Е = 2,4·105 МПа; 0 = 12,7·10-6 град-1; диаметр образца-пуансона равен диаметру тонкого диска dО-П = dc = 0,017 м; коэффициент Прандтлева трения = 0,4; толщина тонкого слоя hc = 0,03·0,017= 0,00051 м.

Максимальное радиальное перемещение для упругого состояния диска umax = 0,000144. Амплитуда температуры принимается в среднем t = 430 0С; темпеt ратурная деформация диска = 0,00549; максимальная окружная деформация - max = 0,0000169; полная накопленная деформация за цикл = 0,00551 или = 0,55 %. Среднее число деталей, выдавливание которых возможно до появления трещины от окружных растягивающих напряжений вблизи рабочего торца по зависимости (21) - N = 3258 шт.; общий ресурс работы пуансона составf ляет Nобщ = 4887 шт.

Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям стойкости штампового инструмента на малоцикловую прочность при испытании образца-пуансона на специальной установке в условиях максимально приближенных к условиям термосилового нагружения пуансона полугорячего выдавливания. Стойкость образца-пуансона в этих условиях ограничивается образованием микротрещин термомеханической усталости вблизи его рабочего торца.

В процессе испытаний задавался режим циклического термосилового нагружения образца-пуансона, учитывающий соотношение величин Pmax и PП, а также установившуюся амплитуду колебаний температуры t тонкого приконтактного слоя образца-пуансона. Причем, максимальная температура tmax цикла не должна превышать температуру tр интенсивного разупрочнения исследуемой марки инструментальной стали.

Установка (рис. 5) в виде блока штампа с нагревательным устройством внутри смонтирована на кривошипном прессе модели К2130Б с номинальной силой 1000 кН и частотой 80 и 40 ходов в минуту (патент РФ № 2284024).

Рисунок 5 - Схема штамповой оснастки для испытания образцовпуансонов при повышенных температурах: 1 - хвостовик;

2, 11- верхняя и нижняя плита;

3 - месдоза; 4- пуансонодержатель;

5 - образец-пуансон; 6 - печь;

7- ударная пята;8 - термопара;

9 - втулки; 10 - колонки; 12 - винт;

13 - демпфер; 14 - толкатель;

15 - втулка; 16 - штуцер;

17- керамическая труба печи Для проведения испытаний были изготовлены образцы-пуансоны из инструментальных сталей Р6М5, 3Х3М3Ф и 4Х5МФС, достаточно широко применяющихся в практике полугорячего выдавливания стальных заготовок, по технологии штатного инструмента (форма рабочей части, режимы закалки и отпуска, чистота и точность поверхности). Параметры образца-пуансона были следующие: диаметр dО- П = 17 мм, общая длина lО- П = 51 мм, радиус скругления рабочих кромок 0,5 мм, твердость после термообработки HRCЭ 60 … 62.

По результатам экспериментального исследования с привлечением методов математической статистики и теории планирования эксперимента построены математические модели прогнозирования стойкости пуансонов полугорячего обратного выдавливания, изготовленных из сталей Р6М5, 3Х3М3Ф и 4Х5МФС, с учетом изменения основных технологических факторов процесса. В качестве входных переменных выбраны факторы, характеризующие основные зависимости технологических параметров режима полугорячего выдавливания и представляющие практический интерес. К таким факторам в разрабатываемой модели относятся: температура заготовки t, удельная сила q и частота хода n ползуна кузнечно-прессовой машины в минуту, которая определяет время контакта между инструментом и заготовкой и сопротивление деформированию.

При проведении экспериментальных работ по исследованию стойкости образцов-пуансонов на малоцикловую прочность в качестве функции отклика было принято число нагружений N образца-пуансона до появления первой f трещины в его тонком приконтактном слое.

Согласно общим принципам моделирования (М.В.Кирпичев, Ю.С. Сафаров, Ю.М.Чижиков и др.) при исследовании напряженного состояния модель (образец-пуансон) и натура (натурный пуансон) принимаются геометрически подобными ( dО- П / DН = idem; lО- П / LН = idem) и нагружение модели «м» и натуры «н» происходит по одинаковым соответствующим критериям, т.е.

l2 / F = idem; F /(El ) = idem; при равенстве величин удельных сил, когда qМ = qН и обеспечиваются = idem и т.д., где - напряжение; l - длина пуансона; F – сила; E – модуль упругости; - коэффициент Пуассона. Поэтому на пряжения в любой точке геометрически подобной модели, нагруженной по М такой же схеме, как и натура, пропорциональны напряжениям в соответстН вующей точке натуры: = пS, где nS = nF / nG ; nG - коэффициент геометМ Н рического подобия; nF - коэффициент пропорциональности нагрузки. Тепловое подобие обеспечивается изготовлением образца-пуансона и натуры из одного и того материала (т.е. коэффициент теплопроводности М = Н ; удельная теплоемкость сМ = сН и плотность = ), а в случае DН > 17 мм подобие теплоМ Н обмена на границе контакта нагретой ударной пяты (см. рис. 5, поз. 7) выполняется, когда коэффициенты теплоотдачи модели и натуры находятся в соотношении М = nН. Тепловое сопротивление на границе контакта при нагружении образца-пуансона в n раз меньше, чем при нагружении натуры (где n – коэффициент подобия). Таким образом, необходимую задачу регулирования температуры рабочей части инструмента целесообразно решать путем изменения скорости деформирования и интенсивным охлаждением, как наиболее универсальными и технологическими способами.

В тоже время при одинаковом материале натуры и модели, а также при обеспечении геометрического подобия, когда (L / D)М = (L / D)Н и полного физического подобия, при котором qМ = qН, имеем tМ = tН. Следовательно, при указанных выше условиях, повышение температуры материала инструмента в результате термосилового нагружения будет одинаковым для натуры и модели.

В табл. 1 приведены уровни и интервалы варьирования технологических параметров процесса испытания образца-пуансона в натуральных значениях для плана типа 23. При определении границ области эксперимента использованы значения факторов, установленные в предварительно проведённых экспериментальных исследованиях режима полугорячего выдавливания стальных заготовок. Связь натуральных и кодированных значений факторов осуществлялась по следующим формулам:

Xi0 = (Xi max + Xi min)/ 2 ; Xi = (Xi max - Xi min)/ 2 ;

xi = (Xi - Xi0)/ Xi ; Xi = xi Xi + Xi0, где Xi0- значение фактора на основном уровне в натуральном масштабе; xi, Xi - значение факторов в кодированном и натуральном масштабах; Xi - интервал варьирования фактора в натуральном масштабе.

Таблица Уровни и интервалы варьирования технологических параметров процесса испытания инструментальных сталей Х1 Х2 Х Обозначение факторов t, 0С q, МПа n, мин - Основной уровень 0 750 900 Интервал варьирования 50 200 Нижний уровень - 1 700 700 Верхний уровень + 1 800 1100 Согласно данному плану эксперимента была проведена серия опытов. После проверки значимости коэффициентов уравнения регрессии по t - критерию Стьюдента из этих зависимостей были исключены незначимые коэффициенты и произведен перерасчет моделей с проверкой их адекватности по F - критерию Фишера при принятом уровне значимости, равном 5 %.

Момент появления первой трещины фиксировался на контактирующей с опорной пятой поверхности образца-пуансона при остановке ползуна пресса в верхнем положении. При локальном освещении торцовой рабочей поверхности образца-пуансона в сравнительно короткий промежуток времени фиксировался факт появления разгарной трещины.

После обработки результатов экспериментальных работ получены регрессионные зависимости (табл. 2), описывающие циклическую стойкость инструмента, изготовленного из исследуемых марок инструментальных сталей, в зависимости от изменения основных технологических параметров процесса.

Таблица Уравнения регрессии для определения стойкости инструмента Материал Уравнения регрессии y1 = 2706,25 - 93,75x1 - 206,25x2 - 218,75x3 - 6,25x1x2 + Сталь Р6М+ 6,25x1x3 +18,75x2x3 - 6,25x1x2xy2 = 5531,25 - 56,25x1 -118,75x2 -118,75x3 - 6,25x1x2 Сталь 4Х5МФС - 6,25x1x3 -18,75x2x3 - 6,25x1x2xy3 = 4562,50 -100,00x1 -187,50x2 - 200,00x3 - 25,00x1x2 Сталь 3Х3М3Ф -12,50x1x3 - 25,00x2x3 -12,50x1x2xПолученные зависимости позволяют оценить влияние различных сочетаний исследуемых технологических факторов на стойкость инструмента.

Из анализа регрессионных зависимостей видно, что стойкость инструмента y значительно зависит от частоты хода кузнечно-прессовой машины x(время контакта в системе «инструмент - заготовка»), в меньшей степени от удельной силы x2 и заданного температурного режима x1 процесса. Таким образом, значительное повышение стойкости инструмента может быть достигнуто за счет увеличения временного интервала между рабочими ходами ползуна кузнечно-прессовой машины и точного соблюдения температурных условий работы инструмента при заданных пределах показателей качества.

Для прогнозирования стойкости пуансонов и проектирования технологического процесса с применением операции полугорячего обратного выдавливания разработано методическое обеспечение, представленное в виде пакета прикладных программ, обеспечивающих ввод исходных данных и установление рациональных режимов технологических параметров процесса.

Пятая глава посвящена экспериментальным исследованиям процесса, связанных с анализом силового режима нагружения пуансонов, и изучением вопроса формирования заданных характеристик качества роликов приводных цепей, изготовляемых полугорячим выдавливанием из стали 30ХН3А.

В диссертационной работе разработаны математические модели изменения удельной силы q при обратном выдавливании заготовок из стали 15, 50, 30ХН3А и определения характеристик качества (твердость HRCЭ, разностенность и шероховатость Rz поверхности) деталей, изготовленных из легированной конструкционной стали 30ХН3А в зависимости от температуры, степени деформации, размеров исходных заготовок и геометрии рабочей части пуансонов. Выбор детали для исследования процесса и стойкости инструмента в области изменения исследуемых параметров производился так, чтобы адекватно изучить влияние факторов процесса на рабочий режим полугорячего выдавливания роликов и втулок цепей и условия работы пуансонов выдавливания.

Экспериментальные работы по полугорячему выдавливанию проводились на кривошипном прессе модели К2130Б силой 1000 кН и частотой 80 ходов в минуту. Средняя скорость перемещения деформирующего инструмента в начале процесса выдавливания составляла 0,2 м /с. Инструментальный блок (штамп) с матрицей диаметром 16,0 мм устанавливался на нижней плите штампа.

Исходя из заданных степеней деформации = 0,42; 0,52; 0,62, диаметры рабочих частей пуансонов цилиндрической формы устанавливались равными dП = 10,4; 11,5; 12,6 мм. Влияние размеров исходных заготовок на силовые параметры процесса и показатели качества исследовалось при выдавливании заготовок диаметром D0 =15,7 мм и высотой H0= 9,0; 11,0; 13,0 мм ( H = H0 / D0= 0,57; 0,70; 0,83) со степенью деформации = 0,42; 0,52; 0,62, полученных точением на токарном станке из прутка в состоянии поставки.

Для изучения влияния формы рабочей части инструмента на исследуемые параметры применялись пуансоны с диаметром рабочей части dП = 10,4; 11,5;

12,6 мм и коническим торцом рабочей части (2 = 1200; 1500; 1800) (рис. 6). Пуансоны с плоским торцом 2 =1800 имели радиус закругления кромки 0,05 мм.

Все пуансоны изготовлялись из стали Р6М5 с последующей закалкой при температуре 1170± 10 0С и отпуском при 530± 10 0С до твердости HRCЭ 62 … 64, далее шлифованием рабочей части доводились до нужного размера.

а б Рисунок 6 - Пуансоны с различной формой рабочего торца (а) для обратного выдавливания заготовок ( = 0,42): 2 = 120;

2 = 150; 2 = 1800; б – общий вид Регистрация силы на пуансоне в экспериментальных исследованиях проводилась методом тензометрирования. Суммарная погрешность измерительной системы согласно рекомендациям не превышала 3,4 %.

При проведении экспериментальных работ в интервале температур 600 – 800 0С применялся смазочный материал: КБЖ - водный 20 % раствор концентрата сульфитно-спиртовой барды ГОСТ 5818-83 с серебристым графитом ГОСТ 5279-74 (или дисульфид молибдена) в пропорции 31 по объему.

Рисунок 7 - Схема обратного выдавливания: 1 – пуансон;

2 – матрица; 3 – заготовка;

4 – выталкиватель;

5 – выдавленный стаканчик Рассматривалась расчетная схема (рис. 7) взаимодействия пуансона, изготовленного с рабочим торцом 2 =150± 300, с материалом заготовки на начальном участке стационарной стадии полугорячего обратного выдавливания с получением цилиндрического стаканчика.

Для разработки математичеких моделей силовых параметров и характеристик качества был выбран план типа В4. В табл. 3 приведены уровни и интервалы варьирования независимых факторов процесса полугорячего обратного выдавливания стальных заготовок в натуральных значениях.

Затем составили матрицу планирования эксперимента и провели опыты.

По результатам экспериментальным данным рассматривалась дисперсия опытов, проверялась её однородность с помощью критерия Фишера и методом наименьших квадратов определялись коэффициенты в уравнении регрессии.

Таблица Уровни и интервалы варьирования факторов процесса Х1 Х2 Х3 Х Обозначение факторов t, 0С H0 / D0 2, град.

Основной уровень 0 700 0,52 0,70 1Верхний уровень + 1 800 0,62 0.83 1Нижний уровень - 1 600 0,42 0,57 1Интервал варьирования 100 0.10 0.13 Адекватность модели проверялась с помощью критерия Фишера, а значимость коэффициентов – с помощью критерия Стъюдента при 5%-ном уровне значимости.

Регрессионные зависимости удельной силы от исследуемых факторов процесса получены в виде:

- для стали 2 2 2 y1 = 783,1 -152,0x1 + 30,7x3 + 42,2x4 - 10,5x1 + 8,3x2 - 14,5x3 - 2,8x4 ; (22) - для стали 2 2 2 y2 = 1079,7 - 159,8x1 + 22,1x3 + 43,1x4 -11,2x1 + 7,6x2 - 15,2x3 - 3,2x4 ; (23) - для стали 30ХН3А 2 2 2 y3 = 1158,2 - 149,8x1 + 30,7x3 + 42,0x4 - 11,4x1 + 7,4x2 -15,4x3 - 3,4x4. (24) На рис. 8 представлены зависимости изменения удельной силы q от исследуемых параметров (при t = 600 0С; H = H0 / D0= 0,57; 2 =1800). Оптимизация регрессионных зависимостей позволяет выявить значения факторов в натуральном масштабе, при которых удельная сила q на пуансоне будет минимальной. Переход к оценке силового режима нагружения пуансонов других типоразмеров был осуществлен с использованием зависимостей (22), (23) или (24) при соответствующем пересчете критериев подобия.

а б в Рисунок 8 - Зависимости изменения удельной силы q от температуры t (а), отношения H0 / D0(б), угла торца пуансона (в) (сталь 30ХН3А) В диссертации представлена авторская разработка математической модели формирования характеристик качества при полугорячем обратном выдавливании заготовок из легированной стали 30ХН3А, построенная с помощью метода математической статистики и теории планирования эксперимента. Результаты проведенных экспериментальных исследований подтверждают возможность использования легированных конструкционных сталей класса 30ХН3А в качестве исходного материала для получения высокого уровня механических свойств материала роликов (HRCЭ 45…50). При полугорячем выдавливании происходит совмещение пластической деформации и термической обработки в единый технологический процесс с формированием заданных характеристик качества изготовляемых деталей.

Для количественной оценки таких показателей качества, как твердость HRCЭ, разностенность и шероховатость Rz наружной поверхности в области изменения изучаемых параметров для класса цилиндрических деталей (ролики и втулки цепей) получены уравнения регрессии (табл. 4).

Таблица Уравнения регрессии для определения величин HRCЭ, и Rz при полугорячем обратном выдавливании стальных заготовок из стали 30ХН3А Характеристика Уравнения регрессии качества Твердость y1 = 44,134 - 3,26x1 + 4,62x2 - 2,53x поверхности y2 = 0,081- 0,051x1 + 0,076x2 - 0,036x4 - 0,01x1x2 + 0,031x2 + Разностенность 2 + 0,021x3 + 0,011x2 y3 = 4,80 +1,75x1 -1,98x2 + 0,45x1x2 - 0,186x1 + 0,264x2 + Шероховатость 2 поверхности + 0,254x3 + 0,244xНа рис. 9 представлены зависимости изменения характеристик качеств (HRCЭ, и Rz ) от температуры при обратном выдавливании пуансоном с плоским торцом (2 =1800) и с различной степенью деформации при значении H = H0 / D0=0,57.

а б в Рисунок 9 - Зависимости изменения твердости HRCЭ (а), разностенности (б) и шероховатости поверхности Rz (в) от температуры t В работе показано, что изготовленные этим способом поковки цилиндрических деталей после пробивки донной перемычки могут быть использованы в качестве готовой детали (ролики или втулки) для сборки изделия (приводная или тяговая цепь).

В шестой главе на основании выполненных теоретических и экспериментальных исследований разработаны рекомендации по расчету и проектированию технологических процессов изготовления роликов и втулок цепного производства, учитывающие разработанные научно обоснованные технологические решения и рекомендации, направленные на обеспечение прогнозируемой стойкости пуансонов для полугорячего выдавливания стальных заготовок на кузнечно-прессовых машинах.

Разработан технологический процесс изготовления роликов приводных цепей (шага 25,4 мм; 31,75 мм; 38,1 мм; 50,8 мм) из калиброванной легированной стали 30ХН3А ГОСТ 4543-88 (в состоянии поставки) с получением поковок, имеющих высокие механические свойства (HRC 45…50) и улучшенные Э эксплуатационные характеристики. На рис. 10 в качестве примера показана поковка ролика приводной цепи шага 25,4 мм и изменение стойкости N пуансоf нов с плоским торцом рабочей части от температуры выдавливания.

а б Рисунок 10 - Исходная заготовка и поковка ролика (а) приводной цепи (шаг 25,4 мм) и зависимость изменения стойкости пуансона от температуры (б) Отработка промышленной технологии полугорячего выдавливания реализовывалась на специально спроектированной опытно-промышленной установке, общий вид которой показан на рисунке 11.

Рисунок 11 - Схема опытно промышленной установки полугорячего выдавливания роликов приводных цепей (шаг 25.мм):1 – шиберный питатель;

2 – съемник; 3 – фотодатчик;

4 – тяги съемника; 5 – микровыключатель; 6 – рейка питателя;7 – пресс К2130Б;8 – штамп;9 – крышка теплоизоляционная;10 – индуктор;11 – редуктор; 12 – электродвигатель; 13 – механизм питания;

14 – лоток; 15 – пневматический штуцер сбрасывания Она состоит из автоматического загрузочного устройства (на схеме условно не показано), лотка подачи штучных заготовок 14 в механизм питания 13 индукционного нагревателя 10 (на базе высокочастотной станции ОКБ-903Б частота 8000 Гц, мощность 30 кВт) и устройства 1 передачи нагретых заготовок на позицию выдавливания.

Эксплуатационные показатели качества готовых роликов включают в себя следующие характеристики: геометрические размеры, статическую и динамическую прочность, общую работоспособность цепей.

Цепи, собранные из опытных роликов, изготовленных по новой технологии, соответствуют требованиям ГОСТ 13568-88 по точности и эксплуатационным характеристикам. Экономический эффект от внедрения получен за счет сокращения сроков подготовки производства (прогнозирование стойкости пуансонов по разработанной модели и, как следствие, экономия инструментальной стали), снижения трудоёмкости технологии изготовления изделия в целом.

Освоение новых технологических процессов изготовления роликов приводных цепей четырех типоразмеров с применением полугорячего выдавливания позволило сократить на 50 % технологические отходы дорогостоящей легированной стали 30ХН3А, снизить в 3 раза трудоемкость изготовления и в 4 раза энергозатраты с обеспечением стойкости пуансона порядка 3 тыс. поковок.

Полученные результаты позволили разработать более совершенные конструкции штамповой оснастки и рабочего инструмента (А.с. № 1202681, 1276415, 1407642) при изготовлении цилиндрических деталей с использованием заготовок, полученных отрубкой из пруткового металлопроката.

Новый технологический процесс изготовления роликов и втулок тяговых цепей (шага 160 мм; 200 мм; 400 мм) с применением полугорячего обратного выдавливания заготовок из сталей 15 и 50 позволил уменьшить трудоёмкость изготовления на 80 %, увеличить коэффициент использования металла на 52 %.

Кроме того, для совершенствования производства и повышения эффективности среза по контуру отверстия при пробивке донной перемычки роликов и втулок тяговых цепей разработана конструкция штампа с фигурным торцом выталки вателя, позволяющим выполнить качественный скол.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ В диссертационной работе решена крупная научная проблема, имеющая важное значение для машиностроения и состоящая в повышении эффективности цепного производства при изготовлении осесимметричных изделий из углеродистых и легированных конструкционных сталей на базе научного обеспечения разработки технологических основ стойкости штампового инструмента для полугорячего выдавливания роликов и втулок цепей путем развития теории процесса пластического формоизменения и экспериментальнотеоретических исследований этого процесса, обеспечивающих формирование заданных характеристик качества и надежность их эксплуатации, уменьшение трудоёмкости изготовления изделий, сокращение сроков подготовки производства новых изделий и методик их проектирования.

В процессе теоретического и экспериментального исследований получены следующие новые основные результаты и сделаны выводы:

1. Разработано научное обеспечение технологических основ стойкости штампового инструмента при изготовлении роликов и втулок цепей полугорячим выдавливанием с учетом механических характеристик материала исходных заготовок, позволившее установить влияние основных технологических параметров процесса на изменение силового режима, формирование характеристик качества и обеспечение стойкости штампового инструмента.

Специально спроектированные и изготовленные экспериментальные установки, оснащенные необходимыми приспособлениями и регистрирующей аппаратурой, позволили определить характеристики механических свойств (,, ) сталей 15, 50 и 30ХН3А в зависимости от температуры, степени и 0 В скорости деформации, и показали их хорошее согласование с аналогичными характеристиками других марок сталей того же класса.

Определены рациональные температурно-скоростные режимы полугорячего выдавливания конструкционных сталей 15, 50, 30ХН3А (температурный интервал обработки 720 – 760 0С, скорость деформирования 2 – 8 м/с). Разработана методика определения интенсивности напряжения этих сталей в зависимости от температуры, степени и скорости деформации, соответствующей скорости деформации процесса, используемого для производства роликов и втулок цепей, при адиабатических условиях испытаний стандартных образцов. Для обеспечения температурных условий работы инструмента устанавливается режим слежения верхней границы температурного интервала полугорячего выдавливания с соблюдением рациональных параметров процесса.

Построены графические зависимости основных механических характеристик (предел текучести, относительное удлинение) и кривые упрочнения исследуемых марок сталей от температуры, степени и скорости деформации.

С использованием экспериментального метода координатных сеток выявлена геометрия очага пластической деформации при полугорячем обратном вы давливании стальных заготовок в интервале степеней деформации, характерных для рассматриваемого класса цилиндрических деталей.

2. Разработана математическая модель силового нагружения пуансона полугорячего обратного выдавливания, отличающаяся реализацией экспериментального выявления размеров и формы очага пластической деформации в условиях реального процесса полугорячего обратного выдавливания заготовок из жесткопластического материала на стационарной стадии.

На основании принятого кинематически возможного поля скоростей получено теоретическое решение, позволяющее для заданных условий деформирования определить силовое нагружение инструмента по методу верхней оценки с учетом геометрических размеров заготовки, степени деформации, условий трения контактных поверхностей инструмента и заготовки. Показано, что величина удельной силы при полугорячем выдавливании заготовок из конструкционных сталей в диапазоне степеней деформации =0,40–0,60 не превышает величины 1000 МПа, что обеспечивает минимально допустимую (по экономическим соображениям) стойкость инструмента. При этом обеспечиваются такие температурные условия работы инструмента, при которых температура рабочей части пуансона не превышает температуру разупрочнения исследуемых марок инструментальных сталей, рекомендованных для изготовления формообразующего инструмента полугорячего выдавливания.

В полученном теоретическом решении коэффициент контактного трения не оказывает существенного влияния на изменение деформирующей силы на пуансоне обратного выдавливания. В тоже время, увеличение средней величины интенсивности напряжения iср, которая в свою очередь зависит от температурно-скоростных условий деформирования, приводит к увеличению силового режим нагружения пуансона и снижению его стойкости.

3. На базе уравнений механики деформируемого твердого тела разработан теоретико-экспериментальный подход к прогнозированию стойкости наиболее нагруженного элемента инструмента – пуансона для полугорячего выдавливания стальных заготовок, позволяющий при решении задачи о сжатии тонкого приконтактного слоя рабочей части пуансона установить влияние основных технологических параметров (температура t, удельная сила q и частота хода кузнечно-прессовой машины n (определяет время контакта инструмента с нагретой заготовкой)) на циклическую стойкость N по условию образования f разгарной трещины и обеспечения температурных условий работы инструмента, при которых температура его рабочей части не превышает температуру разупрочнения инструментальной стали.

4. Разработана методика экспериментального исследования стойкости пуансонов для полугорячего выдавливания деталей типа роликов и втулок цепей и проведены испытания образца-пуансона (уменьшенная геометрически подобная модель натурного пуансона) на специальной установке (на уровне изобретения) с применением независимого нагрева и силового нагружения. С использованием метода математической статистики и теории планирования эксперимента разработана математическая модель прогнозирования стойкости пу ансонов, изготовленных из сталей Р6М5, 4Х5МФС, 3Х3М3Ф, в зависимости от изменения основных технологических параметров. Показано, что циклическая стойкость N инструмента существенно зависит от частоты хода n кузнечноf прессовой машины и в меньшей степени от удельной силы q и температуры t процесса. Полученное уравнение регрессии с помощью программы «Стойкость» для ЭВМ позволяет устанавливать такие параметры основных технологических факторов в натуральном масштабе, при которых полное накопленное значение интенсивности деформации не превышает предельно допустимой величины для данного материала инструмента, а цикловая стойкость N при этом будет макf симальной. Сравнение результатов теоретических расчетов и экспериментальных данных указывает на их удовлетворительную сходимость (до 15 %).

5. Методами математической статистики и теории планирования эксперимента построены математические модели изменения силовых параметров нагружения пуансона для полугорячего выдавливания роликов и втулок цепей из сталей 15, 50 и 30ХН3А от температуры t, степени деформации , относительной высоты заготовки H0 и угла торца рабочей части пуансона 2. С использованием полученных уравнений регрессии выявлены значения технологических факторов в натуральном масштабе, при которых минимально установленная удельная сила q, при её использовании в математической модели прогнозирования стойкости, позволит получить максимальную величину цикловой стойкости N с выдачей рекомендаций о целесообразности применения конкретной f марки стали (например, Р6М5, 4Х5МФС или 3Х3М3Ф) для изготовления штампового инструмента. Сравнение результатов теоретических расчетов и экспериментальных данных по силовому нагружению пуансона для полугорячего обратного выдавливания стальных заготовок указывает на их удовлетворительное согласование (до 15 %). Сформулированы требования к термообработке исследуемых марок инструментальных сталей для пуансонов полугорячего выдавливания в зависимости от условий его эксплуатации.

6. Разработаны математические модели изменения характеристик качества цилиндрических деталей (твердость, разностенность и шероховатость поверхности), изготовленных полугорячим обратным выдавливанием заготовок из легированной стали 30ХН3А пуансоном с цилиндрической формой рабочей части, от температуры t, степени деформации , относительной высоты заготовки Hи угла торца рабочей части пуансона 2.

7. На базе совместной реализации научно обоснованных технологических решений по обеспечению стойкости штампового инструмента и теоретикоэкспериментального подхода к её определению разработаны рекомендации по проектированию технологических процессов изготовления цилиндрических деталей с применением операции полугорячего выдавливания. Разработаны новые технологические процессы изготовления роликов приводных цепей шага 25,мм; 31,75 мм; 38,1 мм; 50,8 мм из легированной стали 30ХН3А с улучшенными эксплуатационными характеристиками, а также технологические процессы изготовления роликов и втулок тяговых цепей шага 160 мм, 200 мм, 400 мм из сталей 15 и 50, отличительными особенностями которых являются использование пруткового материала в качестве заготовки, а полугорячее выдавливание является основной формоизменяющей операцией технологии. В процессе освоения новых технологий созданы опытные устройства нагрева, новые конструкции штамповой оснастки, использовалось современное оборудование.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОТРАЖЕНО В ПУБЛИКАЦИЯХ Монографии 1. Лялин В.М., Петров В.И. Стойкость пуансонов полугорячего выдавливания. – Монография. – Тула: ТулГУ, 2007. – 221 с.

2. Лялин В.М., Петров В.И., Журавлев Г.М. Основы технологии объемной и листовой полугорячей штамповки. – Монография. – Тула: ТулГУ, 2002. – 1с.

В перечне ведущих рецензируемых научных журналов и изданий ВАК 3. Петров В.И., Лялин В.М., Журавлев Г.М., Влияние температурноскоростного режима на растяжение и сжатие цилиндрических образцов из стали 18ЮА // Вопросы оборонной техники. – 1980, № 8. – С.74-76.

4. Петров В.И., Лялин В.М., Журавлев Г.М. Прогрессивная технология изготовления роликов нефтяных цепей // Химическое и нефтяное машиностроение, 1981, № 6. – С.23-24.

5. Лялин В.М., Журавлев Г.М., Петров В.И. Влияние некоторых факторов на процесс полугорячего выдавливания полуфабрикатов гильз // Вопросы оборонной техники. – 1982, № 10. – С.49-51.

6. Яковлев С.П., Лялин В.М., Петров В.И. Математическая модель качества при полугорячем выдавливании стали // Кузнечно-штамповочное производство, 1986, № 7. – С. 3-4.

7. Лялин В.М., Серегин Р.В., Петров В.И. Определение температурных режимов заготовки при полугорячей штамповке в зависимости от требуемых механических свойств // Известия вузов. Черная металлургия, 2003, №1. – С. 2529.

8. Лялин В.М., Серегин Р.В., Петров В.И. Автоматизированное проектирование полугорячего выдавливания по заданным свойствам поковки и допустимому усилию на инструмент // Известия вузов. Черная металлургия, 2004, № 11. – С.32-35.

9. Лялин В.М., Петров В.И., Серегин Р.В., Баранов А.Н. Прогнозирование стойкости пуансонов обратного полугорячего выдавливания // Кузнечноштамповочное производство. Обработка материалов давлением. – 2005, № 11. – С.19-23.

10. Петров В.И., Лялин В.М., Баранов А.Н. Прогнозирование стойкости пуансонов обратного полугорячего выдавливания по методу планирования эксперимента // Заготовительные производства в машиностроении. - 2006, №7. – С.26-30.

11. Лялин В.М., Петров В.И. Методика испытания инструмента полугорячей штамповки на термомеханическую усталость //Известия ТулГУ. Серия «Машиностроение». – Тула: ТулГУ. Вып.7, 2002. – С.149-154.

12. Петров В.И. Технологические особенности полугорячего выдавливания роликов приводных цепей // Известия ТулГУ. Серия «Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением». – Тула: ТулГУ. Вып.3, 2004.

– С. 93-100.

13. Лялин В.М., Баранов А.Н., Петров В.И. Анализ влияния технологических факторов на условия эксплуатации пуансонов полугорячего выдавливания // Известия ТулГУ. Серия «Машиноведение, системы приводов и детали машин» - Тула:

ТулГУ, 2006. – С. 283-291.

14. Лялин В.М., Баранов А.Н., Петров В.И. Экспериментальное определение стойкости пуансонов полугорячего выдавливания с применением разработанного программного обеспечения // Известия ТулГУ. Серия «Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением» – Тула: ТулГУ. Вып.1, 2006.

– С. 272-280.

15. Петров В.И. Разработка математических моделей силовых параметров процесса и характеристик качества при полугорячем выдавливании стальных деталей // Известия ТулГУ. Серия «Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением» – Тула: ТулГУ. Вып.1, 2006. – С.108-119.

16. Петров В.И. Определение верхней оценки удельной силы при полугорячем выдавливании // Известия ТулГУ. Серия «Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением». – Тула: ТулГУ. Вып.1, 2006. – С.176-184.

17. Петров В.И. Математическая оценка качества полугорячей штамповки деталей автомобильных двигателей // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.1, 1995. – С.113-119.

18. Петров В.И. Исследование граничных условий трения при полугорячей штамповке деталей автомобильного производства // Известия ТулГУ.

Серия "Автомобильный транспорт". – Тула: ТулГУ. Вып.3, 1999. – С. 33-36.

19. Петров В.И., Лялин В.М. Методология прогнозирования стойкости инструмента полугорячей штамповки автомобильных деталей с привлечением моделирования процесса его нагружения // Известия ТулГУ. Серия "Автомобильный транспорт". – Тула: ТулГУ. Вып.3, 1999. – С. 36-38.

20. Петров В.И., Журавлев Г.М. Расчет температурного поля инструмента в процессах полугорячей штамповки // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.4, 2000. – С. 33-39.

21. Петров В.И., Лялин В.М., Серегин Р.В. Определение механических свойств изделий после полугорячей штамповки // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.5, 2001. – С. 72-76.

22. Петров В.И., Журавлев Г.М. Влияние некоторых факторов на стойкость инструмента полугорячей штамповки // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.6, 2002. – С. 61-63.

23. Петров В.И., Лялин В.М. Метод оценки сопротивления термомеханической усталости инструментальных сталей для полугорячей штамповки // Из вестия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.6, 2002. – С. 64-67.

24. Петров В.И. О влиянии геометрии инструмента на усилие обратного полугорячего выдавливания // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.7, 2003. – С. 61-63.

25. Петров В.И. Трибологические проблемы процессов полугорячей штамповки // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ.

Вып.7, 2003. – С. 98-101.

26. Петров В.И. О Выборе штамповых сталей для инструмента полугорячего деформирования металлов // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.9, 2005. – С.124-127.

27. Петров В.И. Особенности процессов полугорячей штамповки легированных сталей // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула:

ТулГУ. Вып.8, 2005. – С. 64-66.

28. Петров В.И., Лялин В.М., Баранов А.Н. Анализ термонапряженного состояния и долговечности поверхностных слоев пуансонов полугорячего выдавливания // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ.

Вып.8, 2005. – С. 54-60.

29. Петров В.И. Удельная сила полугорячего выдавливания стальных поковок автотракторного производства в цилиндрической подвижной матрице // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.10, 2006. – С. 239-245.

30. Петров В.И., Васильев А.О. Методика определения сопротивления деформированию легированных сталей при полугорячем деформировании деталей автотракторного производства // Известия ТулГУ. Серия «Автомобильный транспорт». – Тула: ТулГУ. Вып.10, 2006. – С. 245-250.

Другие публикации 31. Петров В.И., Купор Н.В. Экспериментальное исследование механических свойств стали 30ХН3А при повышенных температурах // Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением. Вып.35. Тула: ТПИ, 1974. – С.

159-163.

32.Лялин В.М., Петров В.И. Исследование влияния температурноскоростного режима на процесс осадки образцов // Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением. Тула: ТПИ, 1977. – С. 117-120.

33. Петров В.И., Лялин В.М., Макарова Г.Н. Сопротивление формированию стали 30ХН3А в интервале температур 660…820 °С // Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением. – Тула: ТПИ, 1977. – С. 141-144.

34. Лялин В.М., Петров В.И., Журавлев Г.М. О влиянии геометрии инструмента и смазки на усилие полугорячего выдавливания элемента нефтяной цепи из стали 30ХН3А // Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением. – Тула: ТПИ, 1980. – С. 84 -88.

35. Лялин В.М., Петров В.И. Прогрессивная технология изготовления элементов грузовых цепей // Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением. – Тула: ТПИ, 1983. – С. 96-99.

36. Журавлев Г.М., Петров В.И. Анализ условий работы инструмента при полугорячей штамповке // Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением. – Тула: ТулПИ, 2000. – С. 269 - 277.

37. Петров В.И., Лялин В.М., Журавлев Г.М. Изготовление ролика цепи шага 25,4 мм из стали 30ХН3А методом полугорячего выдавливания //Информационный листок № 319-78. – Тула: ЦНТИ, 1978. – 4 с.

38. А.с. 1031621(СССР). Лялин В.М., Петров В.И., Журавлев Г.М. Штамп для изготовления изделий типа втулок. – Опубл. в Б.И., 30.07.83. № 28.

39. А.с. 1202681 (СССР). Лялин В.М. Журавлев Г.М. Петров В.И. Штамп для выдавливания деталей типа роликов. – Опубл. в Б.И. 07.01.86. №1.

40. А.с. 1276415 (СССР). Лялин В.М. Журавлев Г.М. Петров В.И. Штамп для выдавливания деталей типа роликов. – Опубл. в Б.И. 15.12.86. № 46.

41. А.с. 1407642 (СССР). Петров В.И., Акимов И.В. Штамп для изготовления деталей типа втулок. – Опубл. в Б.И. 17.07.88. № 25.

42. Патент РФ № 2284024. Установка для определения стойкости пуансонов, предназначенных для выдавливания при повышенных температурах / В.М.Лялин, В.И.Петров, А.Н.Баранов и др. Опубл. в бюл. № 26, 2006. – 7 с.

Изд. лиц. ЛР № 020300 от 12.02.97 г.

Подписано в печать.

Формат бумаги 60х84 1/16. Бумага типографская №2.

Усл. печ. л. 2,5. Уч. -изд. л. 2,2. Тираж 100 экз. Заказ.

Тульский государственный университет, 300600, г. Тула, просп. Ленина, 92.

Отпечатано в Издательстве ТулГУ, 300600, г. Тула, ул. Болдина, 151.

Приложение Объявление о предстоящей защите диссертации Петров Виктор Иванович «Технологические основы обеспечения стойкости инструмента и формирования качества изделий цепного производства при полугорячем выдавливании» 05.03.технические науки Д 212.271.ГОУ ВПО «Тульский государственный университет» 300600, г. Тула, пр-т Ленина, 92, ТулГУ Тел. (4872) 35-54-Е-mail: info@tsu.tula.ru Предполагаемая дата защиты диссертации – 18 декабря 2007 года Председатель диссертационного совета В.Д. Кухарь




© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.