Зависимость эффективности технологической смазки (фосфатирование с омыливанием) от температуры разогрева деформируемого металла Текст научной статьи по специальности «Физика»

Филин Дмитрий Сергеевич, асс, omd [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д.Ф. Устинова

DETERMINE RATIONAL CONDITIONS CARRYING OUT THE PROCESS OF LONGITUDINAL-TRANSVERSE EXTRUSION

D.S. Filin

The article presents the results of computer modeling and process studies of longitudinal-transverse extrusion of steel billets. Established the conditions under which it is possible to manufacture semi-finished geometrical parameters and minimum energy-power costs and unit loads on the tool.

Key words: combined extrusion; coefficient of use of the material; specific loads.

Filin Dmitrii Sergeevich, assistant, omd [email protected], Russia, St-Petersburg, Baltic State Technical University named after D.F. Ustinov

УДК 621.77

ЗАВИСИМОСТЬ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ

СМАЗКИ (ФОСФАТИРОВАНИЕ С ОМЫЛИВАНИЕМ) ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ РАЗОГРЕВА ДЕФОРМИРУЕМОГО МЕТАЛЛА

В.И. Воронков, А. А. Хамидулина, Ю.Г. Калпин, Я. А. Соболев

Изложены результаты исследования влияния температуры на свойства смазки (фосфатирование с омыливанием) методом осадки кольцевых образцов. По предложенным схемам произведены расчеты осадки кольцевых образцов с упрочнением материала и без упрочнения. Предложена расчетная схема для вычисления криволинейной образующей кольцевого образца. По сделанным расчетам и экспериментальным данным определены факторы трения исследуемой смазки.

Ключевые слова: осадка кольцевого образца, фактор трения смазки.

При холодной обработке давлением всегда происходит некоторый разогрев металла вследствие выделения теплоты от деформации и трения. Поверхностные слои соприкасающихся материалов при обработке давлением изменяются в основном под действием значительных деформаций, развивающихся в тонком поверхностном слое, приводящих к его нагреву. Температуру деформации относят к числу важнейших факторов, влияю-

126

щих на трение. Особую роль играет тепловой эффект трения при деформации с применением технологических смазок. Температура сильно влияет на количество смазки, вовлекаемой в очаг деформации, и величину коэффициента трения. От температуры зависят также структура смазочного слоя и его прочность. Эффективным средством борьбы с нагревом в поверхностном слое является применение технологических смазок, хотя не всякая смазка гарантирует полное отсутствие нагрева. Смазка должна обладать достаточно высокой экранирующей способностью. Особенно эффективны некоторые твердые смазки [3].

Углеродистые стали при холодной объемной штамповке в основном подвергают фосфатированию с последующим омыливанием. Фосфатиро-вание используют для дополнительной защиты от коррозии, улучшения твердости, износостойкости, повышения электроизоляционных свойств основного покрытия на черных и цветных металлах. Суть процесса фосфа-тирования состоит в создании на поверхности защищаемого изделия слоя малорастворимых фосфатов железа, цинка или марганца. Затем изделие подвергают омыливанию в 3...6 %-ной эмульсии хозяйственного мыла, которая готовится с добавлением жидкости (дистилированной воды). При нагреве заготовки жидкая составляющая из смазочного слоя выпаривается [4, 5]. Однако если температура фосфатного слоя превысит определенное значение, он разрушится, и контактное трение резко возрастет.

Фактор трения технологической смазки можно определить, используя метод осадки кольцевых образцов с замером после осадки их внутреннего диаметра.

Для проведения испытаний был изготовлен 21 кольцевой образец из стали 20 с наружным диаметром 20 мм, внутренним диаметром 10 мм и высотой 7 мм.

На кольцевые образцы была нанесена смазка (фосфатирование с омыливанием). Затем образцы выдерживались в муфельной печи с программатором USA V-95L-0918 (1 час) при разных температурах. Далее образцы остывали до комнатной температуры и были осажены на прессе до высоты 3,5 мм.

После осадки измерили внутренний диаметр в двух перпендикулярных направлениях посередине образца, вверху и внизу кольца. В табл. 1 приведены данные замеров.

По полученным значениям внутреннего диаметра кольцевого образца можно определить фактор трения смазки. Для этого можно воспользоваться двумя методиками:

1) методом постановки обратной задачи с использованием машинных программ, основанных на методе конечного элемента[1, 6, 7];

2) с помощью построенных номограмм [2, 8].

При использовании метода постановки обратной задачи варьирует-

ся фактор трения, пока геометрия образца при моделировании не сойдется с данными, полученными при фактическом эксперименте осадки кольцевого образца.

Таблица 1

Размеры внутреннего диаметра кольцевого образца

t, °С 100 125 150 175 200 225 250

Верхний 0, мм 11,1 11,1 10,7 10,5 10,2 9,8 9,6

Средний 0, мм 10,9 10,8 10,4 10,2 9,6 9,3 9,1

Нижний 0, мм 11,1 11,0 10,7 10,5 10,1 9,9 9,6

Во втором методе необходимо сначала построить номограммы, представляющие собой зависимость изменения внутреннего диаметра образца от изменения высоты кольцевого образца при различных факторах трения. Номограммы можно получить при расчёте задачи об осадке кольцевого образца одним из известных математических методов. например методом баланса мощности [2].

Авторами был проведен расчет задачи осадки кольцевого образца методом баланса мощности, при этом использовали поле скоростей, в целом близкое к тому, что применяли авторы в указанной выше работе [2].

При осадке кольцевого образца характер течения материала определяется трением на контактных поверхностях. С увеличением показателя трения нейтральный слой смещается от центра образца к периферии. Нейтральный слой определяет положение границы раздела течения Х, в которой радиальная компонента вектора скорости Vp=0 при р=Х. При р>Х металл течёт по оси р, при р<Х металл течёт против оси р, в сторону центра (рис. 1). При этом нейтральный слой может находиться как в теле кольца (R>X>r), тогда часть металла будет течь по оси р, а часть против, за счёт чего внутренний диаметр кольца будет уменьшаться, так и вне тела кольца (X<r), тогда весь металл будет течь по оси р и внутренний диаметр кольца будет увеличиваться.

Определим кинематически допустимое поле скоростей для данной задачи. Примем, что компонента скорости перемещения по оси z Vz линейно зависит от z. Кольцо осаживается с постоянной скоростью V, тогда Vz(h)=-V, и Vz=-(V-z)/h, а компонента скорости деформации ez= - V/h. Далее из условия постоянства объёма (выражение 1) находим компоненту скорости Vp по оси р, учитывая, что Vf>(X)=0. Vf>=-(V-(X2 -р2))/^-р). Далее можно определить компоненты скорости деформации ер=(У-(Х2 + р2))/^-р2) и 8в=-(У-(Х2-р2))/(2Ьр2).

ez + Vp /р + Э Vp /Эр = 0, при ^Х)=0, (1)

а Я>Х>г

б Х<г

Рис. 1. Схема осадки кольцевого образца

Полная мощность пластической деформации может быть определена по выражению

Ы(Х)=Ывс+Мтр , (2)

где Ивс - мощность внутренних сил пластической деформации; Ытр - мощность сил контактного трения

мпл = 2р П е л^ pфdz;

0 г

Я

Ытр = 2Р

2т Я

||^а5рф,

(3)

(4)

где т - фактор трения; - интенсивность скоростей деформации, для осе-симметричной задачи можно рассчитывается по выражению (5); о{ - напряжение текучести материала

ел ^ р!)2 (5)

оц может быть константой, тогда задача решается без учёта упрочнения, либо функцией от деформации а1=^(б), тогда задача решается с учётом упрочнения.

Металл при свободном течении деформируется при соблюдении минимума мощности, тогда минимизируя выражение (2) по Х, можно определить положение границы течения, зная которое, можно рассчитать внешний Я и внутренний г радиусы кольцевого образца.

Разделим решение задачи на п шагов, тогда приращение времени на каждом шаге можно определить по выражению

АЬ

А* = — , (6)

V ^

где АИ - приращение изменения высоты.

Внешний Я и внутренний г радиусы кольцевого образца можно рассчитать так:

К = ¿0 + вд, X)—; ¿2 = К + X).V; ... К = + ^(¿и X); (7)

г = г + Ур(г0, X).V; г = /1 + Ур(г, X)... гп = г^ + Кр^, X)(8)

где и г0 - значения внешнего и внутреннего радиуса кольцевого образца до деформирования; Я1, Я2, Я3...Яп и г1, г2, г3...гп - значения внешнего и внутреннего радиуса кольцевого образца на каждом шаге расчёта.

По результатам расчётов была получена номограмма (рис. 2).

Без упрочнения

го

2 5

I

X

<и 4

О.

I>

1 3

Ш -3

т=0

__—" п=0.05 т=0 1

Т1=0.15

^т-0.2 171=0.3

т=0.5 ,471=0.7

171=1

0.5 1 1.5 2 2.5 3

Величина осадки

3.5

Рис. 2. Диаграмма для определения фактора трения для ст20

без упрочнения материала

Однако как в работе [2], так и в рассмотренной задаче не учитывается влияние упрочнения материала осаживаемого кольца, тогда как свойства материала можут оказывать существенное влияние на величину внутреннего диаметра.

Для учёта упрочнения необходимо задать напряжение текучести как некоторую функцию от накопленной деформации, например, можно использовать модель сопротивления деформации Хензеля-Шптиттеля с девятью неизвестными коэффициентами:

а, = а ехр(а2Т)Таехр^/е,)(1 + е,ТбТехр(^е,)ее*9Т. (9) Далее, разделяя тело кольца на некоторое количество концентрических слоёв, определяем в каждом из них накопленную деформацию, напряжение и полную мощность деформации. Функция определения напряжения зависит от накопленной деформации еь которую можно рассчитать по выражению

е, =е i М. (10)

Выражение для определения полной мощности деформации примет вид

ЫуПр(Ю=М1+М2+...+ыр , (11)

где NI, N2,..., N - мощность в каждом из р слоёв, которая, в свою очередь может быть определена по выражению (2).

Авторами был просчитан процесс осадки кольцевого образца и определен фактор трения для материалов с разными свойствами: сталь 20, АК4, АД35. На рис. 3 - 5 приводятся полученные номограммы.

С упрочнением

,»т=0

11=0.05

т-0.1

___ 11=0.15

.т-0.2 _т=0.3

т=0.5 чт=0.7

^ т=1

о. ь

си

го г сГ

(1) О. II СП

0.5 1 1.5 2 2.5 3

Величина осадки

3.5

Рис. 3. Диаграмма для определения фактора трения для стали 20

с упрочнением материала

С упрочнением

т=0

т=0.05 т~0 1

т=0.15

т=0.3

т=0.5 ^т=0.7

чт=1

о.

I-

£ ГО

ч:

)5

I I

О.

I>.

I СП

0.5 1 1.5 2 2.5 3

Величина осадки

3.5

Рис. 4. Диаграмма для определения фактора трения для АК4

с упрочнением материала

т=0 п=0.05 т=0.1 т=0.15 .01=0.2 чп=0.3 471=0.5 уп=0 7 чт=1

20 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

Величина осадки

Рис. 5. Диаграмма для определения фактора трения для АД35

с упрочнением материала

Из сравнения номограмм, приведённых на рис. 3, 4 и 5, видно, что свойства материала на величину внутреннего диаметра кольцевого образца практически не влияют. Также видно, что номограммы, построенные для осадки кольцевого образца из стали 20 как с учётом упрочнения материала, так и без учёта упрочнения (рис. 3 и 4) практически идентичны, что, в свою очередь, позволяет сделать вывод о том, что характер упрочнения материала при осадке кольцевого образца не оказывает влияния на фактор трения.

С помощью номограмм, построенных для разных материалов, был сделан вывод о том, что вид кривой упрочнения материала не влияет на геометрию кольцевого образца, а следовательно, и на определяемый фактор трения исследуемой смазки. Однако номограммы строятся без учёта криволинейности внутренней образующей образца. Таким образом, для сопоставления внутреннего диаметра экспериментального кольцевого образца с номограммами необходимо определять его среднее значение (по высоте отверстия), что вносит погрешность в методику определения. Для более точного определения фактора трения можно воспользоваться методом постановки обратной задачи и оценивать геометрию образца не по усреднённому значению внутреннего диаметра, а по всей длине образующей, например в крайней верхней и нижней точках, а также по центру образца. Для реализации метода постановки обратной задачи рассчитаем осадку кольца с учётом бочкообразности образца.

Примем, что компонента скорости деформации по оси z

е=Ь+а-(Ь/2-гГ, (12)

где Ь и а - коэффициенты.

Тогда, интегрируя, определим компоненту скорости У=С+Ь-2-(а-(Ь-2-г)3)/24, где С - постоянная интегрирования, которую определим из условия, что при 7=0 Уг=0; коэффициент а определим из условия, что при 7=Ь

Vz=-V:

Vz=b-z- (b-h)/2- V/2+ ((h-2z)3-(V+b-h))/(2h3). (13)

Компоненту скорости по оси р определим из условия постоянства объёма (1). Дифференциальное уравнение (1) будем решать с условием, что при p=n+k-(z - h/2)2 Vp=0, где выражение

X(z)=q+k-(z - h/2)2 (14)

определяет форму нейтрального слоя; q и k - коэффициенты.

Найденное выражение, определяющее компоненту скорости Vp по оси р, достаточно громоздкое, поэтому в статье его не приводим. Стоит только отметить, что компонента Vp является функцией двух координат и трёх коэффициентов: Vp=f(p,z,b,q,k), так же, как и компонента скорости деформации по оси р, найти которую можно, взяв частную производную от Vp: eр = Э Vp / Эр = f (р, z, b, q, k). Зная компоненту скорости Vp, можно определить компоненту скорости деформации ве.

Далее разделим геометрию кольцевого образца на p горизонтальных слоёв, например, примем p=11. Полную мощность пластической деформации в каждом горизонтальном слое можно определить по выражению (3), а для верхнего и нижнего слоёв - по выражению (2). Интенсивность скоростей деформации определим по выражению

42 I 3

e 1 = Тг p1 -e°1)2 + (e°1 -ez1)2 + (ez1 -eр1)2 + 2&2z, (15)

где ypz - компонента скорости сдвиговой деформации,

ЭVp ЭVZ

& pz =-

+ -

Эz Эр

Таким образом, минимизируя по трём коэффициентам Ь, я и к мощность пластической деформации при осадке кольцевого образца как сумму мощностей в каждом из горизонтальных слоёв, можно по выражениям (16) и (17) рассчитать внешний Я и внутренний г радиусы кольцевого образца в каждом из р горизонтальных слоёв:

Я = Я0 + Ур (Я0, V ^ 91, к1)-у, Я2 = Я + Ур Я V Ь2, Я2, к2) -у,

АЪ

...Яп = Яп-1 + Ур ( Яп-Ъ hцn-1, Ьп, Яп,кп) • у, (16)

г1 = г0 + Ур(г0,Ъц^b\, ЯЪк1)-у, г2 = г1 + Ур(г1,ЬцЪb2, 92,к2)-у,

АЪ

гп = гп-1 + Ур (гn-1, hцn-1, Ьп, Яп, кп ) - у, (17)

где Ьц - высота в центре каждого из р слоёв; п - количество шагов расчёта, например, примем п=28.

Высоту в центре слоя Ьц определим по выражению

АЬ АЬ

Ьц1 = Ьц0 + У2(%Ьц0'• V' Ьц2 = Ьц1 + ^(КЪЬцЬЬ2) • V,

АЬ

Ьцп = Ьцп-1 + ^ (Кп-1' Ьцп-1' Ьп ) • V ^

При моделировании эксперимента фактор трения смазки менялся до тех пор, пока внутренний диаметр осаженного кольцевого образца не совпал с внутренним диаметром фактически осаженного кольцевого образца (рис. 6). Так был определен фактор трения технологической смазки при разных температурах нагрева кольцевого образца.

Чем выше была температура нагрева, тем выше был и фактор трения, так, например, при температуре Т=100 °С фактор трения т=0,125; при Т=175 °С т=0,162; при Т=250 °С т=0,242.

0,01

7 \ 0,005

ы /

Рис. 6. Осаженный кольцевой образец при температурах Т=100,175, 250 °С и факторах трения m=0,125; 0,162; 0,242; (I - граница фактического внутреннего диаметра; \ - граница промоделированного внутреннего диаметра)

На рис. 6 указана разница между фактически осаженным внутренним диаметром кольцевого образца и промоделированным.

Так был определен фактор трения технологической смазки при разных температурах нагрева кольцевого образца (табл. 2, рис. 7).

Таблица 2

Данные по температуре нагрева и фактору трения

Температура нагрева 100 125 150 175 200 225 250

Фактор трения 0,125 0,135 0,15 0,162 0,168 0,225 0,242

Зависимость фактора трения от температуры нагрева

а> о.

0,3 0,25 0,2 0,15

« 0,1 в

0,05

100 125 150 175 200 Температура нагрева

Фактор трения

225

250

0

Рис. 9. График зависимости фактора трения от температуры нагрева

Чем выше была температура нагрева, тем выше был и фактор трения.

Выводы Чем выше температура нагрева металла, тем менее эффективно работает смазка, тем выше ее фактор трения. С увеличением температуры нагрева исходного образца увеличивается расхождение внутреннего диаметра фактического осаженного кольцевого образца с результатами расчета, но эти расхождения незначительны. При разбиении составляющей осаженного кольца на слои замеры слоев по отдельности дают возможность построить тот же внутренний диаметр, который получается и при фактическом эксперименте. То же самое и для нейтрального слоя осаженного кольцевого образца: чем больше количество слоев кольцо имеет при разбивке, тем точнее результат схож с экспериментальными данными.

Список литературы

1. Robinson T., Ou H., Armstrong C.G. Study on ring compression test using physical modeling and FE simulation // Journal of Materials Processing Technology. 2004. P. 54-59.

2. Фиглин С.З., Бойцов В.В., Калпин Ю.Г., Изотермическое деформирование металлов. М.: Машиностроение, 1978. 239 с.

3. Крагельский И.В. Трение и износ. 2-е изд. перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1968. 480 с.

4. Дерягин Б.В. Что такое трение. М.: Изд-во АН СССР, 1963, 230 с.

5. Леванов А.Н., Колмогоров В. Л. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1976, 416 с.

6. Исследование контактного трения при горячей изотермической штамповке сплава АМг6 / К.Е. Потапенко [и др.] // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка металлов давлением. 2012. № 2. С. 16 - 19.

7. Исследование контактного трения при горячей пластической деформации сплава АВ / К.Е. Потапенко [и др.] // Заготовительные производства в машиностроении. 2012. № 6. С. 18 - 21.

8. Male A.T., Do Pierro V., Saul G. The relative validity of the concepts of coefficient of friction and interface friction shear factor for use in motal deformation studies // ASLE Trans. 1973. 16. II 3. P.177-183.

Воронков Виктор Иванович, [email protected], Россия, Москва, Университет Машиностроения (МАМИ),

Хамидулина Анастасия Анваровна, асп., [email protected], Россия, Москва, Университет Машиностроения (МАМИ),

Калпин Юлий Григорьевич, д-р техн. наук, проф., [email protected], Россия, Москва, Университет Машиностроения (МАМИ),

Соболев Яков Алексеевич, д-р техн. наук, проф., [email protected], Россия, Москва, Университет Машиностроения (МАМИ)

DEPENDENCE OF EFFICIENCY OF TECHNOLOGICAL LUBRICANTS (PHOSPHATING SAPONIFICA TION) TEMPERA TURE HEA TING DEFORMED METAL

V.I. Voronkov, A.A. Khamidulina, J.G. Calpini, J.A. Sobolev

The article presents the results of studies of the effect of temperature on the properties of the grease (phosphating saponification) by precipitation ring samples. On the proposed schemes produced estimates rainfall ring samples with hardening material and without hardening. Proposed a design scheme for the calculation of curvilinear forms an annular pattern. Essential for the calculations and the experimental data the factors investigated friction grease.

Key words: sediment sample ring, friction factor lubrication

Voronkov Viktor Ivanovich, [email protected], Russia, Moscow, University of Engineering

(MAMI),

Khamidulina Anastasia Anvarovna, postgraduate, 70789272@mailru, Russia, Moscow, University of Engineering (MAMI),

Calpini Julius Grigorevich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Moscow, University of Engineering (MAMI),

Sobolev Jakov Alekseevich, doctor of technical sciences, professor, yasobo-lev@mailru, Russia, Moscow, University of Engineering (MAMI)

УДК 621.979; 621.735.32

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ДЛЯ РЕАЛИЗАИИ ПРОЦЕССА ШТАМПОВКИ С КРУЧЕНИЕМ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ЗАГОТОВОК

Д.И. Храпова, А.Д. Хван

Рассматривается решение задачи по определению кинематических и силовых параметров, знание которых необходимо для расчета на прочность несущей части, основных элементов пресса и его привода. При этом получены соотношения для расчета линейных и угловых деформаций, а также деформирующих заготовку нагрузок.

Ключевые слова: осадка с кручением, угловая и линейная деформации, момент инерции, линейная и угловая скорости, коэффициент трения скольжения, маховик, винтовая передача, давление жидкости.

В обработке металлов давлением придается большое значение разработкам конструкций прессового оборудования для комбинированной штамповки заготовок. Это вызвано в первую очередь внедрением в производство инновационных технологий осадки с кручением невысоких цилиндрических заготовок с целью улучшения в них микроструктуры [1], обеспечивающей высокие эксплуатационные свойства (прочность, стойкость, износостойкость и др.). В связи с этим в работе [2] предлагается конструктивная схема пресса для штамповки с кручением, существенно отличающаяся от конструкций прессов [3, 4], использующих кривошипные механизмы для нагружения заготовок.

Для проектирования техпроцесса осадки с кручением заготовок с исходными размерами D0 х H0 (диаметр х высота) возникает необходи-