Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса и постановка задач исследования 13
1.1. Анализ способов изготовления полых цилиндрических деталей 13
1.2. Факторы, влияющие на технологический процесс при холодном выдавливании 22
1.3. Теоретические исследования обратного и комбинированного выдавливания цилиндрических деталей 32
1.4. Конструкции специализированных прессов для выдавливания цилиндрических деталей 46
1.5. Вывод из литературного обзора, цель и задачи исследования .54
ГЛАВА 2. Теоретическое исследование холодного выдавливания деталей типа стакан 56
2.1. Комбинированное выдавливание полых цилиндри ческих деталей пуансоном с полусферическим торцом 56
2.2 Комбинированное выдавливание цилиндрических стаканов с наружным стержнем 74
2.3 Выдавливание сплошных ступенчатых деталей цилиндри ческой формы 82
2.4. Выводы по 2 главе 95
ГЛАВА 3. Методика проведения эксперимента 97
3.1. Схемы операции изготовления деталей типа стакан 97
3.2. Используемые материалы, оборудование, технологическая оснастка 101
3.3. Регрессионный анализ 111
3.4. Планирование экспериментов 116
3.5. Выводы по 3 главе 134
ГЛАВА 4. Проведение экспериментов исследование качества изделий 135
4.1. Проведение экспериментов и обработка их результатов 135
4.2. Построение математических моделей 146
4.3. Поверхностные дефекты и пути их преодоления 184
4.4. Выводы по 4 главе 188
ГЛАВА 5. Конструирование малогабаритного специализированного гидравлического пресса для производства поршней 191
5.1. Техническое задание 191
5.2. Описание принципа работы малогабаритного гидравлического пресса 194
5.3. Выводы по 5 главе 197
Выводы по работе 197
Список литературы
- Факторы, влияющие на технологический процесс при холодном выдавливании
- Комбинированное выдавливание цилиндрических стаканов с наружным стержнем
- Используемые материалы, оборудование, технологическая оснастка
- Поверхностные дефекты и пути их преодоления
Введение к работе
Развитие машиностроения неразрывно связано с применением прогрессивных методов изготовления изделий на основе процессов холодной объёмной штамповки, позволяющих получать точные размеры заготовок, высокое качество поверхности, а следовательно, сократить, а иногда и полностью исключить обработку резанием, то есть обеспечить энергосберегающую, малоотходную или безотходную технологию [50, 57]. В существовавшем до недавнего времени разграничении областей горячей и холодной объемной штамповки существовал, наряду с техническим, психологический фактор. Крупные машиностроительные предприятия обладали парком нагревательного оборудования, металлорежущих станков. Металл стоил дешево. Ветераны технологических бюро, в течение многих лет разрабатывавшие процессы горячей объемной штамповки, не были заинтересованы в своей переквалификации, и приходящих на предприятия молодых специалистов подключали к горячей штамповке.
В настоящее время при организации новых предприятий отказ от приобретения парка нагревательных устройств и парка станков для обточки припусков на горячештампованных поковках, с учетом возрастания стоимости металла, делают холодную объемную штамповку значительно более привлекательной.
Как показывает опыт международных научно-технических конференций, область холодной штамповки в странах Запада также постоянно расширяется.
Холодное выдавливание позволяет изготовлять поковки, размеры и качество поверхности которых удовлетворяют требованиям, предъявляемым к машиностроительным деталям, или близки к ним. Благодаря этому последующая обработка резанием и отходы металла сведены к минимуму.
Повышенный интерес к холодному выдавливанию вызван его преимуществами, основные из которых следующие:
коэффициент использования металла до 95 - 98 %;
возможность получения деталей, точных по размерам и качеству поверхностей, что позволяет сократить последующую обработку резанием;
упрочнение, происходящее в результате холодной деформации, позволяет заменять трудно деформируемые материалы на менее трудно деформируемые при обеспечении высоких механических характеристик деталей.
Однако для выполнения холодного выдавливания необходимо создавать удельные силы, величина которых в ряде случаев составляет четыре и более значений напряжения текучести материала деформируемой заготовки. Это обстоятельство является одной из причин, затрудняющих применение операции холодного выдавливания для среднеуг-леродистых сталей, так как стойкость инструмента (в первую очередь пуансонов) является недостаточной, чтобы технологический процесс был конкурентоспособным по сравнению с другими.
Практикой установлено, что величина удельной силы, воспринимаемая пуансонами из сталей Р9М4, Р6МЗ, Р6М5, ЭП761, твердость которых HRC, 61-63, не должна превышать 2500 МПа.
В настоящее время для снижения деформирующей силы применяют различные смазки, формы инструмента, способы обработки поверхности заготовок, позволяющие уменьшить силы контактного трения, а также проводят выдавливание с активными силами трения.
Таким образом, разработка процессов холодного выдавливания способствует решению задачи по повышению производительности труда за счёт интенсивных процессов металлообработки. Непосредственно в процессах холодного выдавливания деталей резервом интенсификации
производства является снижение удельной силы, воспринимаемой пуансонами, что может быть обеспечено повышением ресурса смазочного покрытия, а также нахождением оптимальной формы пуансона. При выдавливании деталей типа стакан происходит разрыв смазочного покрытия, что приводит к большому скачку удельной силы. Эту проблему можно попытаться решить увеличением площади захватываемого инструментом пятна смазки. Увеличение площади захватываемого пятна смазки предполагается обеспечить выполнением намётки на торце заготовки.
В доперестроичный период машиностроительную продукцию выпускали крупные предприятия, укомплектованные оборудованием, произведенным на специализированных станкостроительных и прессо-строительных заводах. Эти заводы были заинтересованы в выпуске крупного универсального оборудования. Об этом свидетельствуют номенклатурные каталоги выпускаемой продукции этих предприятий.
Предполагалось, что на прессе с большим запасом по силе и установочной мощности при необходимости можно изготовить мелкие штампованные изделия, если установить соответствующие штампы. Это характерно не только для отечественной промышленности, но и для зарубежной. Целесообразность создания мелких прессов подтвердил опыт Оренбургского завода гидропрессов, выпустившего в самом начале перестройки партию прессов силой 50 кН. Эти прессы вызвали активный спрос потребителей, и обладатели этих прессов успешно эксплуатируют их и в настоящее время.
При использовании крупных универсальных прессов для штамповки мелких деталей предъявляются повышенные требования к жесткости штампов. Направляющие ползуна крупного пресса невозможно отрегулировать с точностью, требуемой при производстве мелких поковок. Необходимую точность приходится обеспечивать за счет направ-
ляющих элементов штампов. Последние должны компенсировать перекосы и смещения ползуна крупного пресса, чтобы не допустить поломки деформирующего заготовку инструмента.
При создании малогабаритного пресса его во многих случаях целесообразно разрабатывать для изготовления определенной детали или группы деталей. При этом возможно вообще отказаться от штампа и даже ползуна пресса.
Габариты вновь создаваемого пресса и трудоемкость его изготовления становятся близки к трудоемкости изготовления и стоимости штампа для универсального пресса. Необходимость иметь универсальный пресс, размещать, обслуживать его при таком подходе отпадает.
В настоящее время на фоне подъёма российской экономики наблюдается рост промышленности. Малым, частным предприятиям требуются более экономичные и менее трудоёмкие проекты и технологии.
Данная работа, в частности, посвящена разработке малогабаритного специализированного пресса для производства заготовок типа стакан. А также в данной работе предложен технологический процесс изготовления деталей типа стакан.
В работе установлены следующие, имеющие научную новизну, положения:
расширение области применения холодного выдавливания деталей типа стаканов путём исследования и оптимизации комбинированных способов, предусматривающих течение в двух направлениях;
построение математической модели операции выдавливания деталей типа стакан с учётом формы инструмента, формы торцовой намётки и глубины выдавливаемой полости и выдача рекомендаций по увеличению глубины полости, выдавливаемой за один переход;
нахождение совокупности оптимальных форм намётки на заготовке и торца пуансона для снижения удельной силы на инструмент.
Автор защищает:
преимущества разработанного технологического процесса выдавливания деталей типа стакан;
методику, позволяющую использовать полученные уточнённые формулы, пригодные для расчета сил в характерных точках диаграммы при наличии упрочнения;
уточнённые формулы для расчета основных технологических параметров процесса комбинированного выдавливания цилиндрических стаканов с наружным стержнем;
уточненные формулы для расчета оптимальных углов матрицы и силы выдавливания сплошных ступенчатых стержней;
математические модели выдавливания деталей типа стакан из различного материала с предварительным нанесением намётки на торец заготовки;
целесообразность применения разработанной конструкции специализированного малогабаритного пресса для промышленного производства деталей типа стакан холодной объёмной штамповкой.
Практическая ценность. Разработана научно и экспериментально обоснованная методика проектирования технологического процесса производства деталей типа стакан с предварительным нанесением намётки на заготовку.
Построенные математические модели рекомендованы для теоретического нахождения оптимальных параметров при холодном выдавливании деталей типа стакан.
Спроектирован специализированный пресс для производства деталей типа стакан, сделано экономическое обоснование для внедрения данного пресса в серийное производство.
Факторы, влияющие на технологический процесс при холодном выдавливании
Трудности, возникающие при внедрении процессов холодного выдавливания, в основном связаны с недостаточной изученностью процесса деформирования и с необходимостью обеспечения заданного качества деталей. Процесс выдавливания характеризуется локальностью очага пластической деформации и значительными величинами деформаций, возникающих в нём. Практически при любой схеме выдавливания пластические деформации имеют место лишь в части заготовки, и сравнительно небольшой. Эту часть заготовки называют очагом пластической деформации. В очаге пластической деформации величины деформаций меняются в больших пределах от нуля, на границах очага пластической деформации, до максимальных значений в некоторой его части. Резкая неравномерность неизбежно связана с возникновением значительных деформаций сдвига, причём значительные деформации сдвига обычно имеют место по границам очага пластической деформации, а следовательно, и при выходе из очага пластической деформации [50]. В то же время на выходе из очага пластической деформации гидростатическое давление не велико, и пластичность металла понижена. В этих условиях деформации сдвига могут приводить в определённых условиях к разрушению заготовки, к образованию трещин в получаемых деталях. Недостаточная изученность характера и степени влияния отдельных факторов на поле напряжений и деформаций затрудняет сознательное управление процессом деформирования с тем, чтобы ликвидировать опасность разрушения заготовки в процессе выдавливания. Недостаточно изучено также влияние основных факторов на качество поверхности и точность получаемых выдавливанием деталей. Выбор оптимальных параметров деформирования, обеспечивающих отсутствие разрушения и высокое качество готовых деталей, может основываться либо на теории разрушения металлов, либо на экспериментальных исследованиях рассматриваемой схемы выдавливания. Методика определения ресурса пластичности материала, основанная на теории разрушения металлов, приводится в монографии [5]. Согласно этой методики, повреждённость металла на любой стадии процесса можно определить по формуле: j=] ,-=і 0 іУф і где — J-""f - степень деформации сдвига, Н — интенсивность скоро 0 стей деформации сдвига, п - число технологических операций, т - количество термообработок, АбУу. _ уменьшение повреждённости при у- й термообработке, а - интенсивность накопления повреждённости, которая находится из опытов на знакопеременное кручение при различных давлениях в испытательной камере специальной установки. Степень повреждённости металла оценивают сравнением расчётной повреждён но сти с критическими значениями, при этом используются известные критерии микро- и макро разрушения [35]. В работах [36, 37] теория разрушения использовалась для совершенствования процессов осадки, поперечного выдавливания, высадки и обратного выдавливания гладким пуансоном. Выбор оптимальных параметров при обратном выдавливании ступенчатым пуансоном - на основе экспериментальных исследований, приведенных в работе [17].
Однако, наибольшие трудности при внедрении процессов холодного выдавливания в производство всё же связаны с необходимостью обеспечить достаточно высокую стойкость инструмента. Известно, что с увеличением среднего гидростатического давления (шарового тензора сжатия) увеличиваются сопротивление деформированию и потребные для деформирования силы.
Таким образом характерное для выдавливания увеличение пластичности, связанное с увеличением гидростатического давления, одновременно сопровождается увеличение удельных сил, потребных для осуществления пластического деформирования. В работе [62] рассмотрена зависимость предельной деформации от гидростатического давления. Общий вид экспериментальной зависимости приведен на рис. 1.5.
Величина давления, необходимого для деформирования заготовки в условиях холодного выдавливания зависит от многих факторов, но основным является степень деформации, потребная для получения деталей заданных размеров. Под степенью деформации в обработке металлов давлением понимают относительную деформацию, характеризующую общее формоизменение деформируемой заготовки [66].
Комбинированное выдавливание цилиндрических стаканов с наружным стержнем
При комбинированном выдавливании металл имеет несколько направлений течения, что приводит к снижению удельной силы по сравнению с традиционным выдавливанием. Это расширяет технологические возможности процесса, позволяя за один переход получать изделия большей геометрической сложности при достаточной стойкости штампового инструмента. Широко распространенной разновидностью комбинированного выдавливания является выдавливание полых цилиндрических изделий с наружным стержнем, схема которого представлена на рис. 2.9. Методы расчета основных технологических параметров этого вида выдавливания разработаны недостаточно и нуждаются в уточнении, которое было выполнено на основе наиболее общей на современном уровне теории пластического течения, аналогично решениям, представленным в работе [54].
Выдавливание стаканов с наружным стержнем обладает большой неопределенностью окончательного соотношения высот стенки стакана и стержня. Это обусловлено тем, что при таком выдавливании очаги пластической деформации на части рабочего хода могут быть разделены жесткой зоной, а после слияния друг с другом высота их будет непрерывно уменьшаться с соответствующим непрерывным изменением радиуса границы раздела течения в стержень и стенку стакана Rr (рис. 2.9). Таким образом, при слиянии очагов процесс будет нестационарным. Все это обуславливает самые разнообразные варианты протекания процесса деформации.
При малой относительной величине отверстия матрицы, предназначенного для выдавливания стержня (рис. 2.10, а), и, соответственно, большой величине требующейся для этого удельной силы, процесс будет начинаться традиционным выдавливанием стакана с набором высоты его стенки, и только после слияния очагов начнется образование стержневой части изделия. При наличии упрочнения течение в стержень может начаться еще до слияния очагов. Поясним это подробнее.
Сила, прикладываемая пуансоном, определяется удельной силой выдавливания в верхнем очаге пластической деформации. Для того, чтобы обеспечить выдавливание металла в нижнем направлении, необходимо перемещать вниз жесткую область, то есть преодолеть не только силу, необходимую для пластического течения в нижнем очаге, но и силу трения между жесткой областью и матрицей. Поэтому при выдавливании с отсутствием упрочнения до слияния очагов друг с другом будет наблюдаться течение металла лишь в стенку стакана. Выдавливание упрочняющегося материала также начнется истечением в стенку стакана. При определенной величине рабочего хода сила выдавливания в верхнем очаге из-за упрочнения повысится настолько, что станет способной преодолеть силу выдавливания еще неупрочненного материала в нижнем очаге и силу трения между жесткой областью и матрицей. С этого момента, с учетом опережающего упрочнения в верхнем очаге, начнется одновременное выдавливание металла как в стенку стакана, так и в стержень.
При получении стакана с малой толщиной стенки и сравнительно большим диаметром стержня (рис. 2.10, б) на большей части рабочего хода может происходить прямое выдавливание стержня, и лишь в заключительной стадии начнется образование полости стакана.
Если диаметры пуансона и отверстия в матрице близки друг к другу или вообще равны (рис. 2.10, в), то полость стакана может образовы ваться без обратного выдавливания за счет сдвига расположенного под пуансоном металла в отверстие матрицы наподобие процесса сквозной прошивки, а при небольшом перекрытии диаметром пуансона отверстия матрицы - наподобие чистовой вырубки. Если значения удельных сил, необходимых для выдавливания полости и стержня, близки друг к другу, то процессы формообразования этих элементов начнутся практически одновременно (рис. 2.10, г), однако из-за различной интенсивности упрочнения в верхнем и нижнем очагах пластической деформации скорости увеличения высот упомянутых элементов могут меняться по мере деформации в ту или иную сторону. Высота стенки стакана может увеличиваться, но при этом, например, ее верхний торец может смещаться вниз. Согласно справочнику [76] этот случай является наиболее характерным для практики.
Используемые материалы, оборудование, технологическая оснастка
Исследования обратного выдавливания деталей типа стакан проводились на заготовках, с размерами d3=30 мм и h3=30 мм, рис.3.5, из медного сплава Ml, АРМКО - железа и стали 20. На заготовку наносилась намётка посредствам высверливания на токарном станке, рис 3.6. Размеры наносимых намёток представлены в табл. 11. Медный сплав Ml и АРМКО - железо были использованы в состоянии поставки. Режимы отжига стали 20, были выбраны в соответствии с рекомендациями работы [33]. Нагрев до температуры 740-760С, трёх часовая выдержка с последующим охлаждением в печи.
Диаграммы истинных напряжений, для указанных материалов, в зависимости от средней логарифмической степени деформации, приведены на рис.3.7. При построении диаграмм истинных напряжений, для АРМКО - железа и стали 20 проводили осадку образцов диаметром 10 мм и высотой 16 мм на испытательной машине УИМ номинальной силой 50 тонн (0,5 МН), приведенной на рис.3.8.
В качестве оборудования при выдавливании деталей типа стакана использовался лабораторный гидравлический пресс ПАСТ -1 силой 1,6 МН со средней рабочей скоростью пуансона 0,083 мм/с и скоростью перемещения матрицы от 0 до 0,33 мм/с. Общий вид пресса, оснащенного для проведения исследований устройствами наблюдения за перемещением рабочих органов и силой выдавливания, представлен на рис.3.10. Схема пресса представлена на рис. 1.22. Конструкция пресса позволяет производить перемещение матрицы в процессе деформирования в направлении истечения материала, что позволяет снизить величину деформирующей силы.
Пуансоны и матрица были изготовлены из инструментальной стали Х12М. Матрица была запрессована в обойму с натягом 6=0,3...0,4 мм. Обойма была изготовлена из стали 45. Радиусы переходов и геометрия торцов пуансонов проектировались по рекомендациям, приведённым в литературе [17, 53, 57]. Пуансоны были закалены до твёрдости 61...63 HRC3.
Сила выдавливания измерялась при помощи манометра, ход выдавливания контролировался с помощью специальной миллиметровой шкалы. В качестве смазки использовалась смесь дисульфида молибдена с индустриальным маслом 20.
Методика излагается с использованием [3,47, 48].
Изучаемый объект представляют в виде некоторого «черного ящика», выходные параметры которого зависят от входных параметров. Математическая модель отражает связь между выходными и контролируемыми входными параметрами. Поскольку на систему влияют также неконтролируемые факторы, даже при фиксированных значениях контролируемых входных факторов величина на выходе ведет себя случайным образом. Поэтому ставится задача нахождения ее математического ожидания и дисперсии или доверительных интервалов.
Планы факторного эксперимента должны обладать следующими свойствами: N 1. Симметричность, т.е. 2ІХР = » гДе и номер опыта, j - номер и=\ фактора, N - число опытов плана. 2. Ортогональность - сумма построчных произведений любых двух фактор - столбцов равна 0: N Е х х -0 Ш JU 3. Рататабельность - точность предсказаний значений одинакова на равных расстояниях от цента эксперимента. И точность с ростом чис ла независимых переменных увеличивается по сравнению с однофак торным экспериментом.
Перевод уровней факторов в кодированный масштаб, в котором матрица плана отвечает приведенным выше требованиям, осуществляется по переводным формулам, которые выводятся из следующих соображений.
Для линейных членов модели запишем функцию от ХІ в виде х к Х + А где (-иЛ,-- константы. Из условия симметричности плана: ІХ= /ІК +А ) = или 1Х+ 4=0, 1 ы отсюда л. =-—5Х. (3.3) После подсчета A коэффициенты А,- подбирают таким образом, чтобы уровни Xj представляли собой небольшие числа, лучше целые. Техника перевода уровней квадратичных факторов в кодированный масштаб осуществлена описанным ниже образом.
Проверку статистической значимости коэффициентов выполняют исходя из равномерного дублирования опытов. Дисперсию коэффициентов математической регрессионной модели рассчитывают по формуле: $2Ь,=Ф- (3-4) и=1 -у где Sv - дисперсия воспроизводимости эксперимента: У S/A2 N /і уи _ и=1 У JV .V где fu - число степеней свободы м- го опыта; fx = fu =2(-0 " число степеней свободы; Sy - дисперсия воспроизводимости и - го опыта.
В зависимости от характера дублирования опытов возможно несколько способов оценки дисперсии. При этом число повторений опытов может быть не одинаковым (неравномерное дублирование) или одинаковым (равномерное дублирование).
Рассмотрим случаи неравномерного дублирования. Для обработки результатов эксперимента рассчитывается дисперсия воспроизводимости эксперимента Syu: si=-—; , (3-6) J и где yug - результат g-ro повторения и -го опыта; уи - среднее арифметическое значение п„ дублей «-го опыта; fu = п и _, - число степеней свободы при определении и-ой построчной дисперсии.
Однако, прежде чем пользоваться дисперсией, рассчитанной по формуле (3.5) необходимо проверить однородность ряда дисперсий. При неравномерном дублировании однородность ряда дисперсий проверяют по критерию Бартлетта. В этом случаи вычисляют величину: / В = 2,306 (3.7) и=1 и=1 Найденную по формуле (3.7) величину В сопоставляют с критери-ем х который берут из таблиц [48] в зависимости от уровня значимо сти а и числа степеней свободы / = N -1, где N - число дублированных опытов. Ряд дисперсий считается однородным в случае, если: B Z2a;npnN -l, (3.8) где а - уровень значимости оценки. Для проверки статистической значимости рассчитанных коэффициентов модели определяют доверительные интервалы оценок коэффициентов =ta,fSbi, (3.9) где t - критерий Стыодента, выбирается из таблицы [48] в зависимости от уровня значимости а и числа степеней свободы /j при определении дисперсии воспроизводимости опыта Sy) Sb. - среднеквадратичная ошибка при определении коэффициентов регрессии.
Смысл последнего равенства заключается в том, что абсолютная величина коэффициента должна быть в t раз больше, чем ошибка его определения.
Поверхностные дефекты и пути их преодоления
Для определения характера течения деформируемого металла, уточнения возможных дефектов, путей их преодоления и выбора расчётной схемы обратного выдавливания гладким пуансоном в подвижной матрице было проведено большое количество экспериментов.
Исходя из рекомендаций, изложенных в работах Головина В.А., Дмитриева A.M., Овчинникова А.Г., Семёнова Е.И., Евстратова В.А. [11, 17, 30, 33, 49, 57], для устранения дефектов, характерных для обратного выдавливания гладким и ступенчатым пуансонами в гладкой матрице, торец пуансона выполнен в виде усечённого конуса со скруглённой кромкой.
В нашем случае при обратном выдавливании гладким пуансоном в подвижной цилиндрической матрице были отмечены следующие, явно выраженные дефекты.
1. Схватывание металла заготовки и пуансона с последующим вы-рывом материала заготовки при снятии детали с пуансона, рис.4.23. Это обусловлено недостаточным количеством смазки. Для борьбы с данным дефектом предлагается проводить контроль наличия смазочного покрытия.
2. Задиры на внутренней поверхности заготовки, рис.4.24. Появление данного дефекта имеет место при недостаточной вязкости смазки или плохой поверхности рабочего инструмента (износ инструмента). Для борьбы с таким дефектом рекомендуется производить правильный выбор смазки и контроль качества поверхности рабочего инструмента с последующей своевременной заменой.
3. В данной работе проводилось исследование по нахождению оптимальной формы намётки. Намётка наносилось путём засверливания на торце пуансона. При использовании намётки малого диаметра и большой глубины происходило значительное превышение количества необходимого смазочного покрытия, что в свою очередь приводило к трещи
нам на дне заготовки, рис.4.25, у "твердых" металлов и отслоения верхней части дна заготовок, рис.4.26, у "мягких" металлов. Для того чтобы избежать дефектов такого рода, рекомендуется производить контроль количества наносимого смазочного покрытия, и не допускать затекания большого количества смазки в технологическую намётку.
Для выявления скрытых дефектов, на кафедре «Материаловедения и технологии конструкционных материалов» Казанского Государственного Энергетического Университета (см. приложение), был проведён химический анализ и анализ макроструктуры металлов. Образцы для химического анализа были взяты из заготовки № 2 для АРМКО железа рис.4.27 - слева и заготовки № 3 для стали 20 рис.4.27 - справа. Результаты химического анализа для стали 20 и Армко железа предоставлены в табл. 63 и табл. 64, соответственно.
1. Связь с технологией исходной заготовки: - продольное направление волокон - пруток; - после выдавливания наблюдаются участки со смещённым волокном.
2. Качество металла: - расслоений, неметаллических включений и ликвации не обнаружено; - однородность размера зёрен до формообразования; - незначительное увеличение зёрен в зонах стеснённой деформации.
3. Дефектов формообразования не обнаружено: - макрошлиф № 9 (рис.4.28) имеет складки по зонам интенсивного тече ния металла; - макрошлиф № 11 (рис.4.28) имеет многочисленные трещины в зоне ин тенсивного течения металла — справа.
4. Травимость металла: - травимость равномерная в пределах марки стали; - у макрошлифов из стали 20 повышенная травимость по сравнению с макрошлифами из АРМКО железа, что обусловлено повышенным содержанием марганца (Мп).
1. Полученные математические модели для нахождения силы выдавливания при использовании разных металлов с учётом активных сил трения и без их учёта, хорошо согласуются (расхождение в пределах 8,5 %) с данными экспериментов.
2. Исходя из анализа построенных графических зависимостей, следует, что:
- применение активных сил контактного трения позволит уменьшить удельную силу на пуансоне на 20 - 30 % (в зависимости от твёрдости металла, для твёрдых металлов снижение больше);
- при выборе оптимального угла конусности торца пуансона можно уменьшить удельную силу на пуансоне на 7 - 13 % (в зависимости от твёрдости металла, для твёрдых металлов снижение больше). При действии активных сил трения влияние формы торца пуансона уменьшается;
- при выборе оптимальных размеров намётки на торце заготовки можно уменьшить удельную силу на пуансоне на 4 - 15 % (в зависимости от твёрдости металла, для твёрдых металлов снижение больше). При действии активных сил трения влияние технологической намётки уменьшается.
3. Эффект от технологической намётки для твёрдых металлов на ступает раньше по сравнению с более мягкими металлами.
