Совершенствование технологии осадки заготовок методом комбинированного нагружения на установке с независимым приводом (стр. 3 )

.

После интегрирования получим:

. (13)

Используя приведенные формулы, определяли и сравнивали каждую из компонент общей работы в уравнениях (1) и (1а) для пары «алюминий – инструментальная сталь».

На рис. 7 приведены графики, построенные по расчетным данным, иллюстрирующие изменение энергозатрат в зависимости от хода деформирующего инструмента при осадке без кручения и с кручением при различных условиях деформирования.

а)	б)
Рис. 7. Зависимость между энергозатратами при обычной осадке (1) и осадке с кручением (2) от хода инструмента: а, б – i = 4 и 1, k = 0,1, а = 0,5, m = 0,1 и 0,5 соответственно.

Из графиков видно, что при осадке с кручением энергозатраты существенно больше (в несколько раз), чем при осадке без кручения.

Коэффициент неравномерности распределения сдвиговой деформации и коэффициент схватывания слабо влияют на энергозатраты и соотношение сил при обычной осадке и осадке с кручением.

С увеличением коэффициента трения от 0,1 до 0,5 соотношение между энергозатратами () увеличивается в 1,3 раза, а соотношение между силами деформирования () уменьшается в 3 раза без учета нагрева и в 4,4 раза с учетом нагрева.

С уменьшением кинематического параметра от 8 до 1 соотношение между энергозатратами увеличивается в 2,3 раза, а соотношение между силами деформирования уменьшается в 1,3 раза без учета нагрева и в 3,9 раза с учетом нагрева.

Крутящий момент обусловленный касательной компонентой трения между инструментом и образцом, является важным параметром процесса деформирования с осевым вращением инструмента. Знание величины необходимо для оценки общих энергетических затрат процесса деформирования и подбора мощности электродвигателя для вращения инструмента. Для определения величины крутящего момента был проведен ряд экспериментов.

Уравнение баланса мощностей имеет следующий вид:

,

где – общая мощность, измеряемая ваттметром; – потери мощности на трение в установке, потери мощности в электродвигателе (нагрев) и т. п.; – мощность крутящего момента от действия касательных тангенциальных напряжений на поверхности контакта; – угловая скорость вращения инструмента, .

Отсюда экспериментальное значение крутящего момента

.

Для определения величины и «отделения» ее от строили серию «тарировочных» кривых ( – осевая нагрузка при ) при различных значениях . С увеличением осевой нагрузки возрастали потери на трение в червячной паре 4, 5 (рис. 8), подшипнике скольжения 6, в редукторе, а также на нагрев электродвигателя. Нагрузка при тарировке передавалась через опорный шариковый подшипник 2, установленный вместо деформируемого образца между верхней 1 и нижней 3 плитами.

Полагали, что потери на крутящий момент в подшипнике составляют приблизительно 1 %, поэтому ими пренебрегали. Максимальная нагрузка при тарировке составляла 250 кН. Показания, снимаемые с ваттметра, умножались на 3 с учетом трехфазной схемы питания электродвигателя.

Анализ тарировочных графиков (рис. 9) показал следующее:

– с увеличением мощность потерь на трение увеличивается почти линейно; отклонения показаний от средней величины при нагрузке и разгрузке составляют не более 1,5 %;

– с ростом числа оборотов инструмента мощность увеличивается;

– внесение в подшипник скольжения дополнительного («свежего») графитового смазочного материала приводит к незначительному (5…6 %) снижению .

Рис. 8. Схема нагружения установки при тарировке.		Рис. 9. Зависимости при осадке с кручением образцов из алюминия (кривая 1) и меди (кривая 2), 3 – тарировочный график .

Установлено, что на величину крутящего момента влияют степень деформации, характер эпюры касательных напряжений , упрочнение деформируемых образцов и их нагрев за счет контактного трения.

Выявлено, что крутящий момент увеличивается с увеличением отношения и кинематического параметра .

В четвертой главе исследован тепловой эффект деформации при осадке с кручением, а также приведены результаты этих исследований и их анализ.

Термический режим при деформации с кручением играет существенную роль, так как напряжение течения может быть значительно уменьшено за счет нагрева при проскальзывании инструмента по контактной поверхности образца. Это в определенной мере компенсирует дополнительные энергетические затраты, необходимые для создания крутящего момента.

Опытным путем с использованием термопары для условий стесненной деформации (сдвиг) получены зависимости температуры от времени при разных осевых нагрузках в точке вблизи плоскости трения «инструмент–образец».

Рассмотрим уравнение общих энергетических затрат при деформации с кручением:

. (1а)

Записав в дифференциальной форме уравнение для работы тангенциальных сил трения и решив его, для случая получим:

(14)

Записав в дифференциальной форме уравнение для работы сил радиального трения и решив его, для случая получим:

(15)

Для расчета величины интенсивности деформации (осадка + сдвиг) используем формулу и *):

, (16)

После всех подстановок в уравнение (1а) для условий комбинированной деформации (; ; ; ) соотношение тепловых вкладов каждого из компонентов в уравнение (1а) составит:

при

при .

Отсюда видно, что основной вклад в тепловой баланс вносит работа касательных сил трения, а доля даже при (фактически коэффициент схватывания имеет меньшее значение) составляет менее 20 %. Величиной же в дальнейшем будем пренебрегать. Таким образом, количество выделившейся теплоты

,

где – тепловой эквивалент.

Целью настоящего исследования является определение температуры в зоне, близкой к зоне контактного трения «образец – инструмент».

Схема измерения температуры приведена на рис. 10. Горячий спай хромель-алюмелевой термопары припаивали к латунному наконечнику, который в свою очередь зачеканивали в коническое отверстие пуансона. Расстояние от горячего спая до поверхности трения пуансона составляло ~2 мм, а расстояние от оси инструмента – .

Согласно схеме (рис. 10) предварительно обжимали образец до его касания стенок обоймы, затем включали вращение инструмента и осуществляли обжатие при фиксированной постоянной осевой нагрузке с записью температуры с помощью термопары и милливольтметра через определенные интервалы времени.

Испытанию подвергались высокие и низкие алюминиевые, свинцовые и медные образцы.

Результаты опытов представлены в виде графиков для различных значений осевой силы и скорости вращения (рис. 11).

	Рис. 10. Схема установки термопары в пуансон: 1 – верхний боек (пуансон); 2 – обойма; 3 – образец; 4 – нижний боек; 5 – термопара (горячий спай); 6 – милливольтметр.

Из полученных графиков следует, что:

– с увеличением числа оборотов наблюдается прямо пропорциональный рост температуры при условии стабилизации режима (мин);

– в начальный момент (мин) при неустановившемся тепловом процессе рост температуры превышает рост числа оборотов в 1,5…2 раза;

– с увеличением силы деформирования при низких значениях рост подчиняется зависимости, близкой к линейной, а по мере приближения величины к напряжению течения , рост либо затухает и вообще прекращается, либо возрастает до аномально высоких значений.

а)	б)
Рис. 11. Зависимости DT(t) при стесненной деформации высоких (а) и низких (б) алюминиевых образцов для различных значений P и n.

Выше было показано, что повышение температуры инструмента вблизи поверхности трения «инструмент – образец» при стесненной деформации обусловлено главным образом теплотой от работы сил трения или крутящего момента. При этом не были определены температурное поле в самом образце и средняя температура образца в функции времени.

Ниже рассматриваются методика и результаты гидравлического моделирования, распределение температуры в рабочей зоне «инструмент – образец». В качестве пары трения использовали инструментальную сталь и алюминий. По результатам экспериментальной оценки температуры для этой пары и сопоставления ее с данными, полученными из гидравлической модели (рис. 12), предлагается экспериментально-расчетная схема для оценки средней температуры деформируемого образца.

Рис. 12. Схемы гидравлической модели (а) и очага деформации (б) при стесненной комбинированной осадке (ось z повернута на 90°): T(z) – эпюра температур; P и ω – сила сжатия и скорость вращения инструмента.

На основе гидравлической модели выполнен анализ теплового потока, близкого к одномерному. Гидравлическое моделирование основано на аналогии математических соотношений, описывающих распределение температуры в твердом теле и высоты столба жидкости, движущейся через сообщающиеся вертикальные каналы (рис. 12), при ламинарном режиме.

Для одномерного теплового потока вдоль оси инструмента и образца, симметрично относительно оси , гидравлическая модель представлена в виде пластины с полыми прямоугольными каналами с [мм2] (площадь «живого» сечения).

Пластина общей длиной мм разделена на два участка: левый и правый относительно оси (рис. 12); длина левого участка соответствует длине инструмента , а длина правого – 1/2 длине (высоте) образца (в силу симметрии очага деформации и инструмента). Плоскость раздела соответствует плоскости трения инструмента и образца. В нижней части каналы имеют отверстия диаметрами в левой части и в правой части, которые создают сопротивление перетеканию жидкости.

В канал, расположенный в плоскости , заливается поток жидкости , эквивалентный тепловому потоку , выделяющемуся на поверхности («инструмент-образец»). Крайняя правая стенка правого участка – глухая, а крайняя левая стенка левого участка имеет отверстие диаметром , т. е. допускает свободный слив жидкости.

Гидравлическое моделирование проводили для разных величин потока: мм3/сек. При всех значениях , кроме мм3/сек, имел место свободный слив жидкости, что соответствовало случаю с охлаждением инструмента. При большой величине потока опыт прекращали обычно при достижении максимальной верхней линии на пластине (мм), т. е. до момента начала слива воды «через край». При небольшой величине потока опыт прекращали, когда . При мм3/сек система была замкнутой, т. е. без слива, что соответствовало нагреву без отдачи теплоты в окружающую среду.