|
85 Предельные коэффициенты утонения msnp исследовались в зависимости от угла конусности матрицы а, условий трения на инструменте ц/7 =(1...4)цл/ при Цл/ =0,05 для исследуемого двухслойного материала, механические характеристики которого приведены в табл. 3.1. Графические зависимости изменения предельных коэффициентов утонения msnp, вычисленных по первому (3.1) и второму (3.2) критериям разрушения без учета и с учетом упрочнения материала детали, от угла конусности матрицы а для двухслойной стали 12ХЗГНМФБА+08Х13 приведены на рис. 3.12 соответственно. Здесь кривая 1 соответствует величине msnp, определенной по максимальной величине осевого напряжения на выходе из очага пластической деформации (3.1); кривая 2 соответствует величине msnp, определенной по степени использования ресурса пластичности (3.2) Рисунок 3.12. Зависимость изменения msnp от а: для двухслойной стали 12X3ГНМФБА+10X13 а без учета упрочнения; б с учетом упрочнения (50iX = °’25’ /*0=4мм; ид = =0,1) Положения кривых 1 4 определяют возможности деформирования заготовки в зависимости от технических требований на изделие. |
струмента, условий трения на инструменте устанавливались путем численных расчетов по этим неравенствам на ЭВМ. Предельные коэффициенты утонения т^„р исследовались в зависимости от угла конусности матрицы, условий трения на инструменте P7 7 = (1...4)pjv/ при р ^ = 0 ,0 5 для исследуемых двухслойных материалов, механические характеристики которых приведены в табл. 2 .2 . Графические зависимости изменения предельных коэффициентов утонения mg„p, вычисленных по первому (2.37) и второму (2.38) критериям разрушения, от угла конусности матрицы а для двухслойной стали 12ХЗГНМФБА+10Х13 приведены на рис. 2.19 (5 o i/sq = 0 .2 5 ; мм; а = 18°). 87 т 0.6 0,55 05 0,45 0.4 S»p 055 03 1 ^ J / \ / / м . 12 18 градус зо Рисунок 2.19, Зависимость т^„р от угла конусности матрицы а : а по критерию (2.37); б по критерию (2.38) при X = I • кривая 1 без учета упрочнения, кривая 2 с учетом упрочнения; двухслойная сталь 12ХЗГНМФБЛ-ь10Х13 Здесь кривая 1 соответствует величине tUg„p, вычисленной без учета упрочнения материала; кривая 2 величине тп^„р, определенной с учетом упрочнения. Установлено, что величины предельных коэффициентов утоне 89 Н а рис. 2.22 приведены графические зависимости изменения т^„р от условий трения на контактных поверхностях рабочего инструмента и заготовки { р п ^Рм'-’Р м при фиксированном угле конусности матрицы а . n,6S 0^5 0,5 W5 М Р WS вд 0Д5 ОД — \ 1 3 и / л / ОД t 0.S 0^*:• 2 од ■а б Рисунок 2.22. Зависимость т^„р от величины Ц я Ф л /' а материал сталь 12ХМ+10Х13 ( а = 10°; Sgi /sg = 0,25); б материал сталь 20K+I2XI8H10T ( а = 30°; S g j/sg = 0,25) Здесь кривая 1 соответствует величине т^„р, вычисленной по максимальной осевого напряжения на выходе из очага пластической деформации (2.37); кривая 2 соответствует величине т^„р, определенной по степени использования ресурса пластичности (2.38) при х = 1; кривая 3 при х = 0.65; кривая 4 при X = 0,25. П оложения кривых 1 4 определяют возможности деформирования заготовки в зависимости от технических требований на изделие. Положения кривых 1 и 2 указывают на возможность разрушения заготовки по максимальной величине растягивающего напряжения на выходе из очага пластической деформации (2.37), по степени использования ресурса пластичности (2.38)при х 1 . Установлено, что предельные возможности формоизменения при вытяжке с утонением стенки цилиндрических деталей ограничиваются как мак |