книги из ГПНТБ / Биметаллические трубы

где

ДЯр 8р - дя2 ‘

Таким образом

D ’ = f (К, АДр, а,).

При деформации металла, упрочнением которого можно пренебречь,

а — п р и К (. = 1; б — з н а ч е н и я [ ( K t- — 1) г^/2 + 1] п р и К ^ > 1

При расчете мощности, расходуемой на участке совместной дефор­ мации двух слоев, начало координат помещаем на линию соприкос­ новения контактных поверхностей.

Мощность сил трения на втором участке между трубой и инстру­ ментом будет

171

Коэффициент В учитывает форму очага деформации и его вели­ чину, а также геометрические размеры труб; он является функ­ цией ßjL, ßo, ß2, р и возрастает пропорционально их росту. Для уско­ рения расчетов построены графики (рис. 86, б),„ представляющие область изменения В при ß0 = l,02-t-l,3. Промежуточные значения могут быть найдены интерполированием.

Мощность, расходуемая на преодоление внутренних сопротивле­ ний наружного слоя на втором участке, равна

Учитывая, что ко второму участку металл подошел после реду цирования на первом участке, коэффициент упрочнения будет

/п "4“ *о

R HX2 -- (*„ 1) ^ +

h + х2 , , TS*2 — TSH0 (/с„ — I) / л- 1

‘2

После подстановки в уравнение (51) значений TSx2 и НИні интегри­ рования и преобразований получаем

Анализируя выражение для N 'Bні видим, что с уменьшением угла а р увеличивается обжатие по стенке наружного слоя и возрастают зна-

вательно, введя в формулу (51а) коэффициент, равный 1,24, можно значительно упростить вычисления.

172

Тогда

МВн 1 = 2,85nTsH(A (До — Др) -Di-

Анализ функции Di — f (К, е, цспд, ß) показывает, что с увеличе­ нием К и А прямолинейно растет и Di. Наиболее интенсивное возрастание Di наблюдается в области малых значений ß0 и бх. Мощность, затрачиваемая на изгиб сечения трубы на выходе из очага деформации, может быть учтена мощностью сил среза, действующих в выходном сечении:

2 л * н

Проведя аналогичные решения для второго слоя — на участке совместной пластической деформации, получим составляющие мощ­ ности в виде следующих уравнений:

Учитывая, что в большинстве случаев сочленению и совместной пластической деформации подвергаются пары, у которых наружный слой термически обработан, а внутренний продеформирован на 50— 70%, можно пренебречь упрочнением внутреннего слоя в процессе деформации, составляющей 5—10%.

Тогда

Анализ показывает (рис. 87), что с увеличением обжатия DB воз­ растает интенсивнее в области малых значений бх; изменение в диа­ пазоне 1,02— 1,3 не оказывает существенного влияния на £>в-

1 7 4

Т а б л и ц а 30

Изменения Q и Dx в зависимости от tg a p

Определим мощность, необходимую для преодоления сил трения, возникающих на границе контакта слоев в связи с различной ско­ ростью перемещения. В случае, если наружный слой «мягче» внутрен­

подвижной поверхностью которой является внутренняя поверх­ ность наружного слоя, движущаяся в сторону волочения с меньшей скоростью. Скорость перемещения на границе контакта двух слоев определится как разность составляющих скоростей каждого слоя

а мощность, расходуемая на преодоление сил трения на границе кон­

175'

Учитывая, что удельные давления на границе контакта не могут превышать величины сопротивления пластической деформации вну­ треннего слоя, получим

Тг rTsBo ( 1 а„ )

Общая мощность, расходуемая на волочение двухслойной трубы,

Полученная формула может быть использована для расчета уси­ лия волочения однослойных труб. Приняв при волочении однослой­ ных труб ов = 0; п — 0, Г — 0; Z+ = 0; В = 0; ДУР = АУ2;

ер = 1, получим

176

Сравнение результатов расчетов по формуле (53) с результа­ тами экспериментов и расчетов по формуле Л. Е. Альшевского [21] показало хорошую сходимость (табл. 31); отклонения не превы­ шают ±1,5% .

Т а б л и ц а 31

Сравнение расчетных (по формуле 53) и экспериментальных тяговых усилий при волочении монометаллической трубы

Наряду с теоретическим исследованием силовых условий со­ вместного волочения различных металлов при разработке технологи­ ческих процессов изготовления биметаллических труб и правиль­ ного выбора или конструирования оборудования важно иметь экс­ периментальные данные по энергосиловым параметрам сочленения, холодной прокатки, волочения и др.

Необходимо отметить, что, несмотря на то, что в литературе имеется достаточно данных по исследованию силовых параметров прокатки биметаллического листа и проволоки [61—63], вопросы совместного безоправочного волочения, проталкивания, холодной прокатки биметаллических труб практически не освещены.

Для установления влияния различных технологических парамет­ ров процесса холодного сочленения на энергосиловые показатели были проведены опыты по волочению и проталкиванию двухслойных образцов на лабораторном прессе.

Образцы длиной 170—300 мм (наружный слой) и 280—300 мм (внутренний слой) изготавливали из исходных холоднокатаных труб, подлежащих сочленению, размерами 53x1,1 мм и 56x2 мм (низкоуглеродистая сталь) и 48 X 2,5; 48x3,5; 48x4,5 мм (0Х18Н10Т). Часть труб была термически обработана в печи с защитной атмосферой

чение 25—35 мин (табл. 32).

Среднюю толщину стенки и диаметр образцов определяли по шести замерам. Для исследования влияния межслойного трения

* 1 к г с / м м г = 10 М Н / м ‘.

на контактную поверхность одних образцов наносили смазку, со­ стоящую из мыла с порошкообразной серой, на другие образцы — крупнозернистый наждачный порошок.

После подготовки контактных поверхностей и отбортовки одного торца наружного слоя образцы составляли в пары с зазором.

Деформацию образца (волочение или проталкивание) проводили на прессе усилием 500 кН (50 тс) на длине 250—260 мм (рис. 88).

Деформирование осуществляли через фильеры диаметром 43; 44; 45; 46; 47; 48; 48,4 мм из твердого сплава с углом наклона ра-

178

бочего конуса 15°. Технологической смазкой служила смесь, состоя- ’ щая из 70% хозяйственного мыла и 30% порошкообразной серы.

В процессе деформирования замеряли усилие.

После выталкивания из фильеры заторможенного образца с оча­ гом деформации его разрезали на части, позволяющие исследовать послойные деформации, величину начального контактного давления

ипрочность сварки слоев после термодиффузионной обработки (рис. 89). При обработке опытных данных за начало очага деформации принимали место соприкосновения контактных поверхностей слоев, при этом исходные размеры на­ ружного слоя учитывали его утол­ щение на участке редуцирова­ ния, которое в среднем состав­ ляло 2—3% и не зависило от способа деформирования.

Усилие совместного волочения

ипроталкивания (рис. 90) возра­

лов, составляющих двухслойную трубу, причем интенсивнее для труб с меньшей толщиной наружного, менее прочного слоя.

Усилие в зависимости от обжатия меняется прямолинейно или по кривым, весьма близким к прямой линии.

Для кривых Р = f (PD) характерно повышение интенсивности роста усилия в случае деформирования двухслойных труб, состоя­ щих из термически обработанных наружного и внутреннего слоев, с увеличением толщины стенки внутреннего слоя. Это можно объ­ яснить повышением упрочнения наружного слоя из-за его преиму­ щественной деформации, а также увеличением доли интенсивно упроч­ няющегося слоя в общей площади поперечного сечения двухслойной трубы. Интенсивно возрастает Р = f (pD) при толщине наружного слоя 1 и 2 мм (см. рис. 90).

Усилие проталкивания выше усилия волочения двухслойных труб и с увеличением обжатия по диаметру возрастает интенсивнее последнего. Это объясняется тем, что при проталкивании внутренний слой находится в условиях всестороннего неравномерного сжатия. Напряжения проталкивания сгпр и волочения ав определяли рас­ четом как отношение замеренного усилия к общей площади двух­ слойной трубы после деформации (рис. 91)

Напряжение волочения двухслойной трубы находится в прямо* линейной зависимости от обжатия по диаметру и незначительно воз­ растает со снижением коэффициента плакирования. При более тонком

У с и л и е З о л о ч е н и я , н и ( т с )

180