Гидродинамическая подача смазки - Колмогоров В.Л., Орлов С.И., Колмогоров Г.Л.

Автор: Колмогоров В.Л. Орлов С.И. Колмогоров Г.Л.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления детали машин передачи (механические) подъемно-транспортное оборудование крепежные средства смазка металлургия гидродинамика трибология

Год: 1975

Похожие

Теория волочения

Ультразвуковая обработка материалов

Математическое моделирование процессов обработки металлов давлением

Гидропрессование металлов

Текст

B. Л. КОЛМОГОРОВ,
C. И. ОРЛОВ,
Г. Л. КОЛМОГОРОВ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКАЯ
ПОДАЧА СМАЗКИ
МОСКВА. «МЕТАЛЛУРГИЯ» 1975

УДК 621.701 :621.89
УДК 621.701 : 621.89
Гидродинамическая подача смазки. Колмогоров В. Л., Ор-
Орлов С. И., Колмогоров Г. Л. М., «Металлургия», 1975. 256. с.
Изложены результаты теоретического и экспериментального ис-
исследования гидродинамической подачи смазки в различных процес-
процессах обработки металлов давлением: волочении, прокатке, прессова-
прессовании, штамповке. Приведен материал по промышленному внедрению
гидродинамической подачи смазки. Рассмотрено течение жидких и
порошкообразных смазок в смазочных слоях, даны основы теории
расчета устройств, обеспечивающих гидродинамический эффект
смазки.
Книга предназначена для инженерно-технических и научных ра-
работников металлургической и машиностроительной промышленности—
специалистов по обработке металлов давлением, может быть полез-
полезна студентам вузов по специальности «Обработка металлов давле-
давлением». Ил. 134. Табл. 27. Список лит.: 185 назв.
Издательство «Металлургия», 1975
31Q10-068
040@1)—75

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ....;¦, . . 5
Введение . ... ^ .„..,..•... 7
Глава I. ПРАКТИКА ВОЛОЧЕНИЯ В РЕЖИМЕ ГИДРО-
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ 22
1. Инструмент для волочения проволоки 22
2. Эффективность применения сборных волок при волочении
проволоки .... . . ... . ; „ 27
Низкоуглеродистая стальная проволока 28
Проволока из среднеуглеродистой, высокоуглеродистой и
легированной стали ...*.,... -• . . 30
Проволока из специальных сталей и сплавов 33
Проволока из катанки, механически очищенной от окалины 40
Биметаллическая сталеалюминиевая проволока 42
Стальная омедненная проволока . 43
Проволока из цветных металлов и сплавов 44
Волочение проволоки на жидких смазках 46
3. Волочение проволоки с высокими скоростями и обжатиями 47
4. Волочение труб без оправки в режиме гидродинамического
трения .„..,.....,. 54
Новый инструмент для безоправочного волочения труб и
технология производства .,*.,........*. 55
Исследование закономерностей безоправочного волочения
труб (в |режиме гидродинамического трения . ' 62
Эффективность безоправочного волочения труб в режиме
гидродинамического трения * . ,, 70
Глава II. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ О ПЛАСТОГИД-
РОДИНАМИЧЕСКОМ ЭФФЕКТЕ 75
¦ 1. Исходные обозначения и уравнения 75
2. Реологические и теплофизические свойства жидких смазок . 83
3. Реологические и теплофизические свойства консистентных
и порошкообразных смазок » .¦ 93
Глава III. РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ ВО-
ВОЛОЧИЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА, ОБЕСПЕЧИВАЮЩЕГО
РЕЖИМ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ . ." . .ЮЗ
1. Теплообмен в системе слой вмазки — насадка — изделие . 104
Охлаждающая способность проволоки 104
Охлаждающая способность тонкостенной трубы . . . .108
Тепловой поток через стенку насадки 110
2. Течение смазки в нагнетающих устройствах 113
3. Расчет параметров инструмента для жидких смазок . . ,120
1* Зак. 412 С

4. Расчет параметров инструмента для порошкообразных сма-
смазок ....*. ^ ...... я .• 139
5. Напряженно-деформированное состояние напорной трубки-
насадки .... ^ ......... и ...... 146
6 Течение смазки в зоне деформации 149
7. Температурный режим проволоки при волочении .... 156
Глава IV. ВЫСОКОСКОРОСТНОЕ ВОЛОЧЕНИЕ ... 164
1. Предельные скорости волочения 164
2. Разогрев инструмента и изделия при высокоскоростном во-
волочении *.„.«.»*; 172
3. Устойчивость слоя смазки , 175
Глава V. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ ТЕХНО-
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СМАЗКИ ПРИ ПРОКАТКЕ . * 189
1. Нагнетающая способность смазочного «клина» при прокатке 190
2. Эффективность применения нагнетателей при прокатке . . 199
3. Течение смазки в зоне деформации при прокатке .... 204
Глава VI. ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ ПРИ
ШТАМПОВКЕ И ПРЕССОВАНИИ 215
1. Глубокая вытяжка . * 215
Течение ньютоновской смазки при вытяжке 218
Течение вязко-пластичной смазки при вытяжке .... 225
Поведение смазки в цилиндрической части матрицы . . . 230
2. Осадка ... i> .„...*..,. 231
Гидродинамический эффект жидкой смазки ...... 234
Гидродинамический эффект вязко-пластичной смазки . . . 239
3. Прессование . . . * . „ ...... г 243
Список литературы „ „ . . . 248

ПРЕДИСЛОВИЕ
XXIV съезд Коммунистической партии Советского
Союза нацелил страну на интенсификацию обществен-
общественного производства. Решающим фактором является повы-
повышение производительности труда. Свердловчане высту-
выступили с инициативой, поддержанной ЦК КПСС, реконст-
реконструкции предприятий с минимальными капитальными
затратами. Авторы рассматривают свою работу как час-
частицу этого широкого движения.
Одним из основных этапов на пути модернизации тех-
технологии обработки металлов давлением является реше-
решение проблемы смазки.
Велика отрицательная роль сил трения при холодной
пластической деформации металлов. Повышенный износ
волок, обрывы изделий и налипание металла на инстру-
инструмент* ограниченные скорости волочения вследствие силь-
сильного разогрева поверхностей изделия и волоки — все это
является следствием значительных сил трения.
При холодной прокатке листов и лент из-за сил тре-
трения удельные давления на валки могут в несколько раз
превысить сопротивление деформации металла и выз-
вызвать чрезмерную упругую деформацию валков, понижаю-
понижающую точность листов и лент — это потребует создания
станов холодной прокатки повышенной жесткости-л мощ-
мощности.
Столь же отрицательное влияние имеют силы трения
при прессовании, штамповке и всех других процессах
обработки металлов давлением, в которых существенное
значение играет технологическая смазка.
Радикальным решением проблемы снижения сил тре-
трения является создание жидкостного- режима трения за
счет гидродинамического эффекта -технологической
смазки. (В свое время издательство «Металлургия» вы-
чустило книгу В. Л. Колмогорова,. С. И. Орлова, К. П.
Селищева «Волочение в режиме жидкостного трения»,
которая до последнего времени была единственной моно-
монографией, посвященной этому вопросу. Издание книги
способствовало широкому применению гидродинамичес-

кого эффекта технологической смазки при волочении
проволоки.
В ближайшие годы необходимо расширить область
применения новой технологии волочения, ^повысить
эффективность технологии волочения в режиме гидроди-
гидродинамического трения, оптимизировав параметры инстру-
инструмента, широко внедрить в практику гидродинамическое
волочение труб и прутков, создать научные основы уп-
управления трением за счет гидродинамического эффекта
при холодной прокатке и других видах обработки метал-
металлов давлением.
Авторы надеются, что предлагаемая читателю книга
поможет решению этих задач и будет способствовать
повышению производительности труда, снижению себе-
себестоимости, улучшению качества продукции. Они будут
глубоко признательны всем, кто выскажет критические
замечания о книге и пожелания, которые, несомненно,
окажутся полезными в нашей работе.
Параграф 4 главы I написан А. И. Бородиным, пара-
параграф 3 главы IV — Е. В. Славновым. Материал главы I,
кроме параграфа 4, подготовлен для печати С. И. Орло-
Орловым,, а главы V и VI — Г. Л. Колмогоровым. Остальные
главы написаны совместно В. Л. Колмогоровым и Г. Л.
Колмогоровым. В. Л. Колмогорову принадлежит введе-
введение и общее редактирование книги.

ВВЕДЕНИЕ
Трение !в процессах обработки-металлов давлением —
сложное явление. Его условно можно разграничить по
возникновению и характеру действия на сухое, гранич-
граничное и^жидкостное. Рассмотрим кратко эти виды трения,
заметив при этом, что резкой границы между ними не
существует.
При сухом трении движущиеся относительно друг
друга трущиеся поверхности не имеют между собой ни-
никакой инородной прослойки. Однако в реальных усло-
условиях на поверхности тел всегда присутствуют окислы
металлов, следы смазки или адсорбированные молекулы
жидкости или газа. Поэтому при исследовании механиз-
механизма сухого трения поверхности трущейся пары тщательно
очищают от естественных покрытий. Исследование сколь-
скольжения совершенно чистых металлических поверхностей
относительно друг друга показало невозможность осу-
осуществления сухого трения как внешнего ввиду того, что
между поверхностными атомами трущихся тел возника-
возникают силы связи, подобные силам, связывающим атомы в
кристаллической решетке металлов. Получающееся при
этом «приваривание» трущихся поверхностей приводит
к тому, что скольжение происходит внутри более мягкого
материала, и трение из внешнего переходит во внутриме-
таллическое с нарушением фрикционной связи. Возник-
Возникновение режима сухого трения при обработке металлов
давлением, если оно не инспирируется специально, на-
например при получении плакирующих покрытий, является
редким и чрезвычайно нежелательным явлением.
Граничное трение предполагает наличие пленки сма-
смазочного вещества между трущимися поверхностями..При
обработке металлов давлением применяют как жидкие,
так и твердые смазки. Механизм действия этих смазоч-
смазочных веществ в условиях граничного трения различен.
Для образования на поверхности трения хорошей гра-
граничной пленки жидкие смазки должны обладать поверх-
поверхностно активными свойствами, т. е. способностью моле-

кул смазки прочно адсорбироваться на поверхностных
атомах металлов.
Граничная поверхность твердого тела представляет
собой поле свободных валентностей или лоле действия
электрических сил. Силы сцепления между молекулами
жидкой смазки и атомами металла и определяют эффек-
эффективность смазочного слоя, его способность предотвра-
предотвращать непосредственный контакт между трущимися по-
поверхностями.
Граничный слой .смазки состоит из нескольких моле-
молекул и характеризуется ярко выраженной ориентирован-
ориентированной структурой и слоистым строением. Толщина его не-
о
велика и может составлять около 2- Ю*-8 м B00 А). Вслед-
Вследствие этого физические свойства смазочного вещества в
таком тонком слое существенно отличаются от свойств в
объеме и зависят от природы и состояния трущихся по-
поверхностей.
Поверхностно активные жидкие смазки, не только
экранируют поверхности трения, шо .и, как показали ис-
исследования С. Я. Вейлера и др., облегчают сдвиговые
деформации, обусловленные трением, в тончайшем по-
поверхностном слое толщиной около 5-10~8—10~7 ,м @,05—
0,10 мкм), снижая сопротивление деформации металла.
Э)то приводит к уменьшению сил трения и выравнива-
выравниванию деформации металла в объеме изделий.
Эффективность применения твердых смазок опреде-
определяется их адгезионными и прочностными свойствами. В
случае использования твердых смазок понижение трения
вызывается низким напряжением сдвига слоя, образо-
образованного смазкой. Боуден и Тейбор считают, что хорошее
экранирование поверхностей достигается наличием твер-
твердой, достаточно толстой пленки между ними, расплав-
расплавление которой под действием температуры приводит к
исчезновению смазочного эффекта.
Прочность граничной пленки смазки иногда является
недостаточной из-за высоких напряжений (удельных дав-
давлений) и температур при обработке металлов, чтобы пол-
полностью разделить трущиеся поверхности. Разрыв сма-
смазочной пленки ведет к местному привариванию металла
к поверхности инструмента в точках контакта и увеличе-
увеличению _сил трения.
Граничное трение — пока наиболее распространенный
вид трения, встречающийся в настоящее время в про-
процессах обработки металлов давлением. Условия гранич-
8

ного трения во многом предопределяют технико-экономи-
технико-экономические показатели прокатки, волочения, штамповки и
т. п. Изучению и усовершенствованию режима гранич-
граничного трения уделяется большое внимание. Наряду с от-
отмеченными выше работами следует указать исследова-
исследования А. К- Чертавских и В. К. Белосевича, М. М. Горен-
штейна и др..
Несмотря на применение современных композиций
смазок, обеспечивающих хороший граничный режим тре-
трения, между инструментом и деформируемым металлом
имеют место значительные силы трения, которые в усло-
условиях высоких удельных давлений и температур оказыва-
оказывают отрицательное влияние на многие характеристики
процессов обработки металлов давлением.
При волочении трение, требуя дополнительных сил
для его преодоления, ограничивает единичные обжатия.
На преодоление сил трения даже при условии примене-
нения удовлетворительной технологической смазки зат-
затрачивается 30—50% от общей силы волочения, а в неко-
некоторых случаях затраты ее возрастают даже до 80%. Си-
Силы трения в очаге деформации вызывают износ инстру-
инструмента и тем больший, чем больше их величина. Потери
времени на замену износившегося инструмента на ма-
машинах многократного волочения составляют 6% от об-
общего машинного времени. Как результат действия внеш-
внешнего трения, температура по сечению протягиваемого из-
изделия распределена неравномерно. Так, если средняя
температура проволоки в очаге деформации достигает
250^С, то температура на поверхности контакта с воло-
кой составляет 7О0°С. Такое неравномерное распределе-
распределение температур приводит к возникновению термических
напряжений в протянутом материале, ухудшению усло-
условий смазывания его в волоке и т. п. Ухудшение качества
поверхности изделия, увеличение обрывов металла, на-
налипание также связаны с трением в очаге деформации.
Повышая температуру, внешнее трение приводит порой
к ухудшению пластических свойств материала из-за
развития процессов старения, к ограничению единичных
обжатий и скоростей волочения. Из сказанного видно,
какое огромное влияние на процесс, например, волоче-
волочения оказывает трение, возникающее между протягивае-
протягиваемым изделием и инструментом.
Поиски лучших композиций смазок, обеспечивающих
граничный режим трения, ведутся непрерывно. Очень
9

часто удается найти лучшую смазку, чем применявшаяся
ранее. Однако во всех случаях лучшая смазка обеспечи-
обеспечивала снижение сил трения только на несколько десятков
процентов. Радикальное уменьшение сил трения (в не-
несколько десятков раз!) в процессах обработки металлов
давлением можно получить, применяя качественно иной
режим трения — гидродинамический.
Необходимым условием реализации этого режима
трения является существование устойчивого толстого
слоя смазки между трущимися поверхностями. Смазоч-
Смазочный слой должен иметь такую толщину, чтобы она пре-
превышала высоту шероховатостей деформируемого тела и
инструмента, надежно механически экранируя трущиеся
поверхности от контакта между собой. Поддержать тол-
толстый смазочный слой и предупредить выдавливание
смазки из очага деформации можно, соо-бщив смазке та-
такое давление, которое достаточно для пластической де-
деформации обрабатываемого тела. Если в рамках гра-
граничного трения его усовершенствование лежит в области
поиска композиций смазки, обладающей лучшими по-
поверхностно активными свойствами, то для обеспечения и
улучшения гидродинамического режима трения необхо-
необходимо создать условия для* нагнетания смазки в очаг
деформации под нужным давлением.
Гидродинамический режим трения иногда называют
жидкостным трением. И то, и другое названия формаль-
формально связывают рассматриваемый режим трения с жидки-
жидкими смазками. Однако эффект экранирования трущихся
поверхностей достигается и в случае применения конси-
консистентных и твердых смазок. Этот эффект возникает в
данном случае по тем же причинам, по которым удается
создавать гидродинамический режим трения с использо-
использованием жидких смазок. В книге рассматривается^ общий
случай применения и жидких, и консистентных, и твер-
твердых смазок. Режим трения поэтому следовало бы имено-
именовать пластогидродинамическим режимом трения. Однако
в книге режим назван короче— «гидродинамический», но
все время подразумевается под этим более длинное и
точное название.
Гидродинамический режим трения при обработке ме-
металлов давлением стал изучаться и затем сознательно
использоваться в первую*очередь при волочении.
Когда-то считалось, что волочение осуществляется в
режиме граничного трения, что только полярная смазка
10

может быть успешно применена при волочении и что си-
сила не изменяется со скоростью волочения. Однако по-
последующие исследования поставили под сомнение эту
точку зрения ввиду того, что на выходящей из волоки
проволоке толщина слоя смазки превышала величину,
вычисленную из расчета граничного трения, и была око-
около ИН—3-Ю-5 .м AС3—3-Ю5 А). Это говорило о том,
что режим трения при волочении является промежуточ-
промежуточным между граничным и гидродинамическим.
На основе рассмотрения профилограмм поверхности
проволоки после волочения, дающих разницу расстояния
оо высоте между выступами и ©падинами около б-КНм
E мкм), можно сделать заключение о «псевдогидроди-
«псевдогидродинамической смазке» при волочении.
Следовательно, .при волочении в очаге деформации
имеется давление в слое смазки, возникающее за счет
смазочного «клина», образованного поверхностью во-
волоки и проволоки. Это положение подтверждается тем,
что изменение угла рабочего конуса волоки с 10 до 4°
повышает электрическое сопротивление контакта волоки
с дроволокой 'более чем *в пять раз, т. е. увеличивает тол-
толщину смазочной пленки. Однако давление, возникающее в
слое смазки, недостаточно для установления устойчиво-
то режима гидродинамического трения. Возникающая
пленка смазки так тонка, что для ее разрушения и на-
наступления граничного режима трения достаточно не-
небольшого изменения конфигурации поверхности прово-
проволоки. На неустойчивый режим трения при волочении
указывает неравномерность силы волочения и темпера-
температуры очага деформации в течение процесса.
Подобный режим трения существует внутри трубы
при ее волочении на самоустанавливающёйся оправке.
Об этом свидетельствует то, что, несмотря на большую
площадь трения, напряжение волочения труб на само-
самоустанавливающейся оправке может быть меньше, чем
при использовании в тех же условиях цилиндрической
неподвижной оправки.
Пространство между поверхностью волоки и протя-
протягиваемым изделием перед геометрическим очагом де-
деформации заполнено технологической смазкой (смазоч-
(смазочный конус). Движение изделия приводит к такому тече-
течению смазки, которое вызывает повышение давления; в
этой зоне действует гидродинамический эффект. Изуче-
Изучению гидродинамического эффекта в смазочном конусе
11

при волочении посвящены работы А. С. Белоусова и
Ю. В. Владимирова, а также И. Л. Перлиня, В. Я. Ша-
пирок и Е. Л. Школьникова. Эти авторы пришли к вы-
выводу о возможности - получения в некоторых случаях
режима жидкостного трения при волочении за счет
гидродинамического эффекта в смазочном конусе,
Как уже было указано выше, для осуществления ре-
режима гидродинамического трения требуется давление в
слое смазки, способное полностью разделить трущиеся
поверхности. Давление, которое воз-никает в смазочном
конусе при обычном волочении, как правило, мало и
смазка достаточно большим потоком не может устре-
устремиться в пространство между волокой и протягиваемым
изделием.
Исследователи давно искали способ подачи .смазки
в очаг деформации под давлением, которого было бы
достаточно для создания толстой смазочной пленки.
Один из таких способов был предложен в 1931 г. фир-
фирмой AEG1. По этому способу масло под давлением 196
МН/м2 B000 кгс/см2) подается в специальное устрой-
устройство, которое представляет собой герметизированную
камеру с двумя волоками, в одной из которых произво-
производится основная деформация проволоки. Во второй воло-
волоке, установленной на входе в камеру, обжатие металла
небольшое (до 10%), и она служит для предотвраще-
предотвращения утечки смазки.
Изучение подобного способа было проведено В. Ф.
Мосеевым и А. А. Коростелиным2. Они установили ве-
величину давления, под которым должна подаваться
смазка, чтобы можно было осуществить волочение в ре-
режиме жидкостного трения, и зависимость давления от
механических свойств материала проволоки, угла рабо-
рабочей зоны волоки и коэффициента вытяжки. В опытах
смазкой служило веретенное масло. Необходимое для
осуществления жидкостного трения давление смазки
оказалось близким к пределу текучести материала про-
протягиваемой проволоки.
Устройство конструкции'В. Ф. Мосеева и А. А. Коро-
стелина, на котором было осущеетвленно исследование,
показано на рис. 1.
1 Пат. ((Германия), № 584282, 1931.
2 К о росте лин А. А. Осуществление и исследование процес-
процесса волочения при (высоких гидростатических давлениях смаз-ки,
Автореф. канд. дяс., М., 1964. *
12

В свое время были испытаны конструкции волок,
обеспечивающие непосредственную подачу смазки в зо-
зону деформации. В волоке была просверлена систе-
система отверстий, в которые под высоким давлением пода-
подавалась смазка. Однако трудности 'изготовления отвер-
отверстий в твердосплавных^ волоках не позволяют считать
этот «способ приемлемым.
От насоса
Налрадлеш
Рис. 1. Устройство 'конструкции В. Ф. Мосеева я А. А. Коростеляна для
волочения провюлаки с принудительной подачей смазки:
1 — «тулка; 2 — рабочая волока; 3 — корпус; 4 — рабочая зона для емаз-
ки; 5 — штуцер; 6 — конические вкладыши; 7—-крышка
•Способ принудительной подачи смазки в очаг дефор-
деформации был опробован при протяжке труб из нержавею-
нержавеющих сталей на короткой оправке. В опытах жидкую
смазку подавали ш зону деформации под давлением
14 МН/м2 A40 ат) как на наружную поверхность зоны
деформации, так и внутрь трубы. ;Принудительная по-
подача -смазки позволила улучшить процесс волочения
труб.
Описанные выше способы и устройства для создания
условий жидкостного трения путем подачи смазки под
13

давлением требуют гидрокомпрессоров высокого давле-
давления, системы трубопроводов, хороших уплотнений и т. п.
Сложность аппаратуры затрудняет использование этих
способов в производственных условиях.
Другой более простой способ создания давления в
смазке на входе в волоку заключается в нагнетании
смазки в очаг деформации самим протягиваемым изде-
изделием. Такой способ был предложен Мак Лелланом и
Камероном1. По их способу аппаратура включает в себя
трубу и шаровую камеру, установленные перед волокой,
сквозь которые проходит протягиваемая проволока.
Благодаря силам вязкости в зазоре между трубой и
движущейся проволокой создается давление, которое
имеет максимальную величину перед входом проволоки
в волоку. Однако большой зазор между трубой и прово-
проволокой, низкая вязкость применяемых смазок не позво-
позволили создать большого давления на входе, в очаг дефор-
деформации—оно составляло лишь около 0,18 МН/м2 A,8 ат).
Ясно, что такое давление, хотя и улучшает несколько ус-
условия смазывания в зоне деформации вследствие лучшей
подачи сма'зки в волоку, не может создать жидкостного
трения и поддерживать его.
Развивая идею самонагнетания, Крдотоферсон и
Найлор сконструировали устройство, которое позволило
создать давление смазки, соизмеримое с пределом теку-
текучести материала проволоки2. Их устройство, показанное
на рис. 2, не имеет шаровой камеры и отличается неболь-
небольшим зазором А между напорной трубой и проволокой
(около 0,07—0,10 мм). Используя в качестве смазки вы-
высоковязкие масла, авторы достигли давления на входе в
волоку 320 МН /м2 C200 ат) и получили смазочную
пленку на протягиваемой проволоке толщиной от 0,002
до 0,015 мм. Аналогичный способ подачи смазки был
предложен И. Н. Недовизиам и А. Н. Цейтлиным.
Кристоферсон и Найлор исследовали влияние разме-
размера зазора А, длины / напорных труб и скорости волоче-
волочения на величину давления смазки перед волокой и силы
волочения. Ими было установлено, что давление
смазки тем больше, чем меньше зазор между проволо-
проволокой и напорной трубой, больше длина последней и выше
скорость волочения. Давление масла может достигать
1 Пат. 1(Англия), № Б66434, «1944.
2 Пат. (Англия), № 740900, .1055.
14

такой величины, что пластическая деформация проволо-
проволоки развивается еще до входа ее в волоку. Максимальное
давление, которое можно получить, используя такие тру-
трубы, не превышает сопротивления металла пластичес-
пластическому деформированию. -Эксперименты, показали значи-
значительное уменьшение сил трения в очаге деформации по
сравнению .с волочением без напорных труб.
Рис. 2 .Устройство Кристоферооаа и Найлора для
ооздадия услсший гидр один амичешсхло прения при во-
волочении (с применением жидкой смазки):
У— проволока; 2— напорная труба или насадка; 3 —
волока; 4 — ушштнительная шайба; 5 ¦— волокодержа-
тель; а—(Эщюра CKOpotcTiH течения смааки в зазоре
между про1воло1кой и насадкой; б — силы, действующие
на слой ©мазки
Забегая несколько вперед, рассмотрим схематично
условия, которые позволяют развивать с помощью наса-
насадок значительное давление смазки.
Обратимся к эпюре скоростей в слое смазки (рис.
2, а). Смазка «прилипает» к поверхности твердых тел: к
поверхности насадки и к поверхности движущейся со
скорстью v проволоки. Площадь энюры должна быть
близка к нулю, так как расход смазки через волоку очень
мал. Поэтому на эпюре естыдвехарактерныезоны: вод-
водной, примыкающей к (поверхности проволоки 1, смазка
течет в направлении движения проволоки, а в другой,
примыкающей к неподвижной насадке 2, идет обратный
поток. Касательные напряжения, действующие на слой
смазки со стороны поверхности контакта с проволокой
тп, направлены в сторону «волочения. Касательные на-
напряжения со стороны насадки на слой смазки тн также
15

направлены в сторону волочения (реакция связи смазки
со станками насадки).
Обратимся к условию равновесия слоя смазки
(рис. 2, б). Обязательно должно выполняться следующее:
тн* (d + 2h) l-
d + 2h
откуда р =
Обычно h<g.d, тогда
Итак, в силу того, что слой смазки между насадкой и
проволокой h весьма тонок, а длина насадки / велика
(/>•/*), давление р может значительно превышать силы
вязкости смазки тн и тп. Подбирая / и А, можно добиться
для данной смазки любого нужного*давления р.
Как показали опыты по исследованию искажения се-
сеток, нанесенных на продольных разрезах проволоки по
плоскости диаметра, уменьшение сил трения благодаря
созданию режима жидкостного трения позволяет полу-
получать 'более равномерную деформацию по поперечному
сечению проволоки.
Применение способа Кристоферсона — Найлора в
производстве связано с рядом трудностей, главной из
которых является сравнительно большая длина напорных
труб. Это предопределено использованием в качестве,
смазки минерального масла, обладающего сравнительно
низкой вязкостью. Кроме того, минеральные масла явля-
являются плохой средой для создания граничной смазки, по-
поэтому вовлечение их при разгоне,.когда скорость (невели--
ка и не действует гидродинамический эффект, затруднено.
Проведенные в Шефильдской лаборатории Британ-
Британской исследовательской ассоциации черной металлургии
BISRA (Britich Iron and Steel Association) опыты по за-
замене масла другими более вязкими смазками привели
исследователей к использованию мыла. Это позволило
резко сократить длину напорных труб-насадок до разме-
размеров, приемлемых для промышленного использования.
Кроме того, мыло, применяемое при сухом волочении без
насадок, уже само создает, как указывалось выше, про-
промежуточный режим трения в очаге деформации между
жидкостным и граничным. Следовательно, начало воло-
16

чения не сопровождается упомянутыми выше труднос-
трудностями. «
Устройство конструкции BISRA для создания ре-
режима жидкостного трения, показанное на рис. 3, имеет
насадку, которая изготовлена из закаленной стали или
снабжена твердосплавной вставкой. Для облегчения
Рис. 3. Конструкция насадок системы BISRA:
а — первый вариант; б — второй ва|риант; 1 — насадка; 2 —
твердосплавная вставка; 3 — уплотнителвдая шайба; 4 — твер-
твердосплавный вкладыш; 5 —обойма; 6 — контр^олыюе отверстие;
7 —волока; 8 — уплотнительное кольцо
захвата порошкообразной смазки вход к насадку выпол-
выполнен либо конусным с углом наклона образующей около
14° 'и диаметром в три-четыре раза 'больше диаметра
проволоки, либо чашеобразным с радиусом 100 мм.
Между насадкой и рабочей волокой имеется фигурная
уплотнительная шайба для предотвращения утечки
смазки.
При промышленных испытаниях насадок конструкции
BISRA стойкость рабочих волок повысилась в 3—
20 раз. При этом в отдельных случаях было достаточно
установить насадку на первый блок машины многократ-
многократного волочения, чтобы заметно повысить стойкость волок
по всему маршруту. Авторы не встретили сообщений о
применении насадок конструкции BISRA в промышлен-
промышленности. Вполне возможно, что их не используют из-за
некоторых недостатков: по сравнению с обычным воло-
волочением парк инструмента возрастает вдвое, так .как на-
наряду с волоками необходимо иметь комплект насадок;
твердосплавные вставки, чтобы предупредить их растрес-
17

кивание, должны быть запрессованы в обойму 5 и насад-
насадку / (см. рис. 3, а), а замена износившегося вкладыша
выведет из строя посадочную поверхность и возникнет
необходимость либо ремонта обоймы и насадки, либо их
замены; сборка инструмента на волочильном стане, как
это предусмотрено вторым вариантом (см. рис. 3, б), не-
нежелательна из-за потерь рабочего времени.
Применение устройств, подобных насадкам, известно
из американской практики (рис. 4). Опыт работы этих
устройств в течение 25 лет на од-
одном из завюдов США показал уве-
увеличение износостойкости волок на
20%. Такое сравнительно неболь-
небольшое повышение стойкости обус-
обусловлено малым давлением (око-
ло 6,48 МН/м2, или 64,8 ат), ооз-
Рис. 4. Устройство для создания улуч-
улучшенного условия трения при волочении,
применяемое на заводах США
Рис. 5. Волока для тонкой
и тончайшей проволоки кон-
конструкции Я. А. Гохбе.рга:
1 — обюйма; 2 — твердо-
твердосплавный вкладыш; 3 —
направляющая втулка
даваемым этим устройством, что явно недостаточно
для режима жидкостного трения. Такое невысокое
давление получается из-за небольшой длины твер-
твердосплавной вставки, которая играет роль насадки, и пре-
превышения ее внутреннего диаметра над диаметром прово-
проволоки на 10—15%. Ввиду низкого давления уплотняющая
прокладка между рабочей волокой и твердосплавной
вставкой не ставится. Повышение нагнетающей способ-
способности насадки в этом устройстве и, как следствие, давле-
давления -смазки, на наш взгляд, невозможно из-за сравни-
сравнительно низкой его прочности. Кроме того, твердосплав-
твердосплавные вставки волоки и нагнетателя не унифицированы.
Для волочения тонкой и тончайшей проволоки Я. А.
Гохбергом 'была предложена новая (конструкция волоки.
18

Давление в очаге деформации создается в ней при помо-
помощи направляющей втулки с внутренним диаметром, не-
немногим -большим диаметра проволоки (рис. 5). Направ-
Направляющая втулка запрессована вместе с рабочим вклады-
вкладышем в общую обойму. По данным Я. А. Гохберга, стой-
стойкость этих волок составляет 14—25 ч вместо 2—Зч у обыч-
обычных. Однако трудность перешлифовки канала рабочего
вкладыша вместе с направляющей втулкой затрудняет
использование подобных волок в производственных ус-
условиях.
Итак, до начала шестидесятых годов был выдвинут
ряд .вариантов подачи смазки в очаг деформации под
давлейием посредством нагнетающих трубок-насадок.
Однако ни один из них (насколько можно судить по ли-
литературе) не нашел широкого промышленного примене-
применения. Все они, как уже указывалось, имели недостатки,
которые, вероятно, и определили их судьбу.
Исследователи УралНИИЧМ, в числе которых были
авторы книги, поставили в I960 г. 'перед собой задачу
изучить гидродинамический эффект в смазке при волоче-
*нии, опробовать известные и упомянутые выше способы
подачи смазки с помощью насадок, выявить достоинства
и недостатки этих способов, создать новую оснастку, ли-
лишенную выявленных недостатков, и порядок ее эксплуа-
эксплуатации, распространить эту технологию на все способы
волочения, создать расчетный аппарат для исследования
и проектирования технологии волочения в оежиме гидро-
гидродинамического трения.
Совместно с заводами была разработана технология
волочения проволоки в режиме гидродинамического тре-
трения. Основу технологии составила так называемая сбор-
сборная волока (рис. 6). Она состоит из напорного и рабочего
твердосплавных вкладышей, свободно вставляемых в
стальную зажимную втулку, которая имеет разрез по об-
образующей. Втулка с волоками помещается в коническое
отверстие стального корпуса и после запрессовки плотно
прижимается накидной гайкой. Во избежание прорыва
смазки между рабочей и напорной волоками устанавли-
устанавливается шайба. Для предупреждения скалывания кромки
напорной твердосплавной волоки при сильном сжатии
накидной гайкой служит шайба. ,
(Волочение проволоки через сборные волоки оказа-
оказалось весьма эффективным. В настоящее время практи-
практически все грубо-среднее волочение осуществляется с ис-
19

пользованием гидродинамического трения, создаваемого
инструментом, принципы которого были положены в ос-
основу сборных волок. Об эффективности практического
использования сборных волок и их модификаций сказано
в гл. I.
Рис. 6. Сборная волока для
волочения проволоки в режи-
режиме гидродинамического трения:
1—рабочий твердосплавный
вкладыш; 2 — напорный вкла-
вкладыш; 3 — цанговая или зажим-
зажимная втулка; 4—корпус; 5 —
гайка; 6 — уплотнение; 7 —
упорная шайба
Опыты, которые были проведены при безоправочном
волочении труб на цепных волочильных станах, позво-
позволили на Первоуральском новотрубном заводе (ПНТЗ)
Рис. 7. Устройство для волоче-
волочения труб без опрааки в ре-
йсиме гидродинамического тре-
»ия:
1 — корпус; 2 — волочильная
доока в люнегге стана; 3 —
кассета; 4—.напорные и рабо-
рабочие волоки; 5 — корпус мыль-
мыльницы
осуществить процесс безоправочного волочения нержа-
нержавеющих труб в режиме гидродинамического трения. Со-
Соответствующий инструмент изображен схематично на
рис. 7.
20

Заготовка для волочения 'без оправки поступает со
станов холодной прокатки без промежуточного отжига.
Волочение осуществляется без покрытия, трубы имеют
светлую поверхность. В том случае, если после прокатки
пластичность металла исчерпана, то трубы поступают на
волочение после отжига. Поверхность труб должна быть
без окалины и обязательно сухой. Режим гидродинами-
гидродинамического трения обеспечивается одной или двумя воло-
волоками, в которых не совершается обжатия и которые ус-
установлены перед рабочей волокой. Экономический эф-
эффект от внедрения технологии волочения труб без оправ-
оправки в режиме гидродинамического трения в одном из це-
цехов -ПНТЗ составил внушительную сумму.
Гидродинамическая подача смазки эффективно и
широко применяется при волочении. Однако, как пока-
показывают специальные исследования, параметры техноло-
технологии не всегда выбраны оптимально. Существуют боль-
большие резервы дальнейшего повышения эффективности
применения гидродинамического режима трения при во-
волочении. Эти возможности ©скрыты при исследованиях,
которые описаны в гл. II—IV.
В отличие от волочения ори других способах обра-
обработки металлов давлением, в -которых отрицательная
роль трения велика, гидродинамический режим трения
еще изучен слабо и очень редко сознательно применяет-
применяется на практике.
Гидродинамический эффект в смазке при холодной
прокатке привлекал внимание некоторых исследователей:
А. П. Грудева с сотрудниками, Ченга, Надаи, Беди и
Хиллера, В. К. Белосевича и К. П. Нетесова, В. И. Ме-
лешко с сотрудниками, Е. Т. Малых и В. И. Соколов-
Соколовского. Обращались к этой теме и авторы данной книги.
Гл. V обобщает усилия авторов (в этом направлении.
Ряд исследователей обращаются к изучению гидро-
гидродинамического режима трения при штамповке и прессо-
прессовании. Среди работ, посвященных этой теме, можно от-
отметить работы авторов, Е. И. Исаченкова, В. И. Каза-
ченка с сотрудниками, Уоллеса и Ски, Уилсона и Вало-
вита, Сю, Г. Л. Колмогорова с сотрудниками. В послед-
последней главе данной книги сделано обобщение этих работ.
21

Глава I
ПРАКТИКА ВОЛОЧЕНИЯ В РЕЖИМЕ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ
В настоящее время в практике обработки металлов
давлением накоплен значительный опыт использования
гидродинамического эффекта технологической смазки
для интенсификации производства. Правда, этот опыт
относится в основном к волочению проволоки, прутков
и труб.
Знакомство с практическими результатами, по за-
замыслу авторов, позволит расширить область примене-
применения гидродинамической подачи смазки в очаг дефор-
деформации на те области волочения, где еще не перешли на
жидкостное трение. Читателя, занимающегося другими
процессами обработки металлов давлением, рассмот-
рассмотрение материалов этой главы может подтолкнуть к
разработке аналогичной технологии для прокатки,
штамповки, вытяжки и т. п.
1. ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ ВОЛОЧЕНИЯ ПРОВОЛОКИ
Разработка новой технологии волочения изделий в
режиме гидродинамического трения начата в СССР в
конце 50-х годов работниками ВИИИметмаша и НИИ-
метиза и активно продолжена затем в УралНИИЧМ.
В содружестве с заводскими работниками в 1964 г. бы-
были разработаны и затем впервые в мировой практике
широко внедрены в производство принципиально новый
инструмент и прогрессивная технология волочения с по-
подачей технологической смазки. Основу технологии со-
составляют тар называемые сборные волоки.
Существует несколько модификаций инструмента,
предназначенных для • изготовления продукции различ-
различных видов.
Волочению по новому способу подвергается проволо-
проволока из-углеродистой и легированной стали, из цветных ме-
металлов и сплавов, катанка с поверхностью, механически
очищенной от окалины. Инструмент обеспечивает хоро-
хорошее качество волочения проволоки с мягкими покрытия-
покрытиями, например биметаллической сталеалюминиевой. Кро-
22

ме гидродинамической подачи смазки, инструмент дает
возможность сохранить низкий уровень остаточных на-
напряжений в готовых изделиях, а также проводить воло-
волочение с противонатяжением.
В некоторых случаях при новой технологии можно от-
отказаться от нанесения технологических подсмазочных
слоев, а также получить эксплуатационные покрытия
увеличенной толщины и 'более равномерные по длине
бухты.
Разработанный в СССР способ волочения может
быть приспособлен к использованию любой смазки.
Предпочтение отдается дешевым и легко удаляемым
смазкам. Исследования показали, что при волочении
изделий по новой технологии толщина пленки смазки на
проволоке возрастает сравнительно немного, и это не-
небольшое утолщение смазочной пленки имеет значитель-
значительные премущества.
Внедрение новой технологии волочения дало сле-
следующие результаты: увеличение производительности во-
волочильных станов без их реконструкции достигает, 30%;
износостойкость инструмента — волок возрастает в три-
четыре раза; расход электроэнергии на волочение умень-
уменьшается на 11—20%; единичные обжатия металла повы-
повышаются до 40—45%. Из-за меньшей обрывности прово-
проволоки при волочении и сокращении промежуточных тер-
термообработок удельный расход металла снижается на
несколько килограммов на 1 т продукции. Упрощается,
а в некоторых случаях совершенно не производится под-
подготовка 'поверхности изделий перед волочением. Улуч-
Улучшается качество изделий.
При новом способе волочения вследствие меньшего
разогрева изделий и инструмента и многократного по-
повышения стойкости волок скорость волочения без ущер-
ущерба для качества продукции увеличивается до предельно
возможных значений (в условиях СССР иногда в 1,5—
2 раза). Это обеспечивает соответствующий рост про-
производительности волочильных станов.
Внедрение прогрессивной технологци золочения на
предприятиях Советского Союза дало удельный эконо-
экономический эффект до 26 руб. на 1 т проволоки из леги-
легированной стали.
Основу технологии составляет, как уже отмечалось,
сборная волока. Одна из первых модификаций сборной
волоки показана на рис. 6. Сборные волоки внешне от-
23

личаются от обычных только габаритами, имея несколь-
несколько больший диаметр и высоту.
Преимущества сборных волок в сравнении с извест-
известными конструкциями инструмента для волочения с гид-
гидродинамической подачей смазки состоят в следующем:
1. Исключена горячая запрессовка твердосплавной
рабочей волоки в обойму. Оборка волок осуществляется
с натягом, обеспечиваемым холодной запрессовкой за-
зажимной конической втулки с волоками в корпус сборной
волоки. Сильное радиальное сжатие твердосплавных
волок, в стальном корпусе исключает «их растрескивание
в процессе работы и позволяет в ряде случаев уменьшить
габариты твердосплавных заготовок. Это обстоятельст-
обстоятельство само по себе обеспечивает экономию твердого сплава.
2. Между напорной и рабочей волоками достигнута
довольно высокая герметичность за счет специальных
уплотнительных элементов и сильного осевого сжатия
волок при их запрессовке в стальном корпусе.
3. Обеспечена хорошая соосность в результате при-
применения шлифованных по наружному диаметру напорной
и рабочей волок и радиального сжатия их в одной ци-
цилиндрической 'поверхности зажимной втулки. Соосное на-
направление проволоки в рабочую волоку обеспечивает
равномерный износ последней.
4. Нагнетающая волока, выполняющая роль насадки,
представляет со(бой обычную отработанную твердосплав-
твердосплавную волоку, в силу чего использование такого -инстру-
-инструмента .практически не приводит к расширению его парка.
б. Стальные детали сборных, волок изготовлены из
высокопрочных материалов и термообработаны, поэтому
они долговечны, что 'позволяет в сотни раз уменьшить
потребность в стали, идущей на 'изготовление обойм, в
сравнении с волоками старого типа.
6. Сборная волока не создает никаких осложнений
¦при эксплуатации волочильного стана. Волочильщик по-
получает уже готовый инструмент, установка которого в
волокодержатель мыльницы (рис. 8) производится так
же, как и обычных волок. •
Практикой установлено, что эффективность внедре-
внедрения сборных волок в значительной степени зависит от
точности изготовления их деталей и правильности сбор-
сборки. Если учесть, что перед рабочей волокой создается
очень высокое давление смазки, превышающее порой
при волочении труднодеформируемой проволоки 1000
24

МН/м2 A00 кгс/мм2), то станет очевидным, насколько
важны прочность материала инструмента, правильность
изготовления и сборки деталей.
Сборные волоки собираются и разбираются только в
фильерной мастерской цеха. Комплектовка напорных и
рабочих волок в сборных волоках производится соглас-
согласно технологическим картам.
Рис. 8. Устаншка сборной волоки в волокодержатель мыльницы:
/ — мыльница; 2 — сборная волока; 3 — волокодержатель; 4 —винт креп-
крепления волокодержателя; 5 — крышка мыльницы; 6 ~ направляющая втул-
втулка; 7— смазка; 8 — протягиваемая проволока
(Применяется следующий порядок сборки нового ин-
инструмента: в зажимную втулку 3 (см. рис. 6) вставляется
рабочая волока /, уплотнительная шайба 6 и напорная
волока 2. Зажимная втулка помещаетсялв коническое
отверстие корпуса 4. Сверху кладется упорная шайба 7
и затем производится запрессовка комплекта зажимной
втулки в корпус усилием, которое не меньше силы при
волочении. При этом обеспечивается надежное радиаль-
радиальное сжатие твердосплавных вкладышей, что исключает
их растрескивание в процессе работы. После запрессов-
запрессовки на прессе сборная волока окончательно фиксируется
накидной гайкой 5 пр!и помощи ключа с удлиненной ру-
рукояткой. Собранный таким образом инструмент хранит-
25

Рис. 9. Приспособление для
разделки канала волок:
7 — обойма; 2 — короткая за-
зажимная втулка; 3 — твердо-
твердосплавная волока
ся на стеллажах по размерам и выдается волочильщику
только в обмен на изношенный.
Разделка канала рабочих волок производится в
фильерной мастерской цеха в специальном устройстве,
состоящем из корпуса с внутренним конусом и зажим-
зажимной втулки (рис. 9).
В настоящее время назрела необходимость центра-
лизованного изготовления деталей сборных волок на спе-
специализированных предприятиях, так как многие метиз-
метизные заводы не имеют для этого нужного обрудования и
стоимость изготовления одного комплекта сборной во-
волоки по заводам колеблется в значительных пределах.
Стальные детали сборных волок выгодно 'изготовлять
методом горячей штамповки с последующей их чистовой
обработкой на специализированном оборудовании. Шли-
Таблица I
РАЗМЕРЫ ДЕТАЛЕЙ СБОРНЫХ ВОЛОК, мм
Показатели
Наружный диаметр твердо-
твердосплавного вкладыша после
шлифовки
Высота твердосплавного
вкладыша
Диаметр калибрующей зоны
твердосплавного вкладыша
Наружный диаметр сборной
волоки
Ориентировочная высота
сборной волоки
Форма вкладыша
Г
10,4-°'02
10
0,5—2,3
40
44
Д
15,4-°'02
14
0,8—3,8
50
55
Е
21 3-0,02
20
1,5-3,7
65
66
Ж
29> 3-0,02
20
4,7—12,5
85
71
26

фованные по наружному диаметру твердосплавные
вкладыши и корпуса сборных волок должны иметь еди-
единые стандартные размеры, которые приведены в табл. 1.
Шлифовать твердосплавные заготовки-волоки по на-
наружному диаметру следует на заводах твердых сплавов.
Совершенствуя технологию волочения проволоки с
гидродинамической подачей смазки, сотрудники Урал-
НИИЧМ совместно с заводскими работниками . создали
новые модификации инструмента, работа с которыми
аналогична работе с описанным выше инструментом. Но-
Новые модификации просты по конструкции и удобны для
работы. Их внедоение в производство не связано с капи-
капитальными затратами и простоями оборудования, они
обеспечивают лучшее нагнетание смазки в очаг дефор-
деформации, более надежное уплотнение, в несколько раз бо-
более высокую стойкость рабочих волок, а также при не-
необходимости снятие остаточных напряжений в изделиях
непосредственно в процессе деформации металла.
2. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ СБОРНЫХ ВОЛОК
ПРИ ВОЛОЧЕНИИ ПРОВОЛОКИ
Результаты исследований и частичного внедрения
гидродинамической подачи смазки при волочении про-
проволоки, в основном из низкоуглеродистых сталей, до-
довольно подробно изложены в книге «Волочение в режи-
режиме жидкостного трения» (см. предисловие). Здесь мы
остановимся на эффективности процесса и результатах
массового использования технологии и -инструмента раз-
различных модификаций при волочении проволоки различ-
различных назначений с гидродинамической подачей смазки.
В СССР новая технология применяется преимущест-
преимущественно на станах сухого волочения. Волочение проволоки,
как правило, производится на сухом порошке натриевого
мыла, которое до известной степени является универ-
универсальной смазкой. Натриевое мыло имеет относительно
высокую температуру плавления и прочность, достаточно
«липйо» при высокой температуре и легко растворяется
в воде. Однако оно поглощает воду из окружающей ат-
атмосферы, что ухудшает его смазочные свойства.
В табл. 2 показаны физико-химические свойства ряда
образцов заводских натриевых порошков ч стружек (по
данным Уфимского авиационного института).
Влажность мыльного порошка в состоянии поставки
достигает 12%.
27

Таблица 2
.ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАТРИЕВЫХ ПОРОШКОВ
И СТРУЖЕК (ПО ВТУ-406)
Показатели
Зольность золы, %
Температура размягчения, °С
Содержание жирных кислот, %
Кислотное число жирных кислот
Титр жирных кислот :
Мыльный
порошок
18,1
224
88,2
194,7
38,0
Мыльная
стружка
18,5
220
86,2
196,1
36,5
Одним из важнейших условий устойчивого волочения
проволоки в режиме гидродинамического трения явля-
является своевременная и достаточная подача смазки в очаг
деформации. В процессе волочения ее частицы в мыль-
мыльнице захватываются поверхностью проволоки и увлека-
увлекаются в (волочильный инструмент. На условия захвата
оказывает влияние микрогеометрия поверхности прово-
проволоки и свойства смазки. Проволока с повышенной шеро-
шероховатостью увлекает соответственно больше смазки в
волоку.
Исследованием установлено, что влажность порошко-
порошкообразной смазки должна быть не более 1%.
-Опыт работы показывает, что применение мыльниц
с встроенными в них шнековыми механизмами для пе-
перемешивания порошкообразной смазки позволяет по-
получить более ста'бильный процесс волочения в режиме
гидродинамического трения и, кроме того, улучшает ус-
условия труда благодаря освобождению волочильщиков
от систематического перемешивания смазки в мыльнице
во время работы.
НИЗКОУГЛЕРОДИСТАЯ СТАЛЬНАЯ ПРОВОЛОКА
При волочении низкоуглеродистой проволоки диа-
диаметром 1 мм и более на станах без прямого охлаждения
волоки водой наиболее удобным инструментом, обеспе-
обеспечивающим волочение проволоки в режиме гидродинами-
гидродинамического трения, являются обычные сборные волоки с на-
накидной гайкой.
Продолжительное и тщательное исследование было
проведено на Ревдинском метизно-металлургическом за-
заводе на волочильных станах типа ГСВА 5--6/560 и ГСВ
28

2/560 при волочении химически очищенной низкоуглеро-
низкоуглеродистой катанки. Волочение производили по действующим
на заводе маршрутам.
В табл. 3 показана эффективность использования но-
нового инструмента.
Таблица 3
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ СБОРНЫХ ВОЛОК
Показатели
Тип стана
ГСВА 5-6/560
ГСВ 2/560
Среднее повышение стойкости волок по
маршруту
Уменьшение простоев на смену волок и
заправку станов .'....
Уменьшение числа обрывов . ¦
Снижение расхода электроэнергии, % . •
Увеличение производительности машин, %
6,7
5,8
2,4
1,5
17,0
21,5
2,0
1,2
6,0
2,5
При проведении экспериментов было установлено, что
оптимальный зазор по диаметру между напорной воло-
кой и входящей в нее 'проволокой равен 0,04—0,06 мм
при скорости волочения до 6 м/с и 0,07—0,10 мм при
скорости волочения свыше 7 м/с.
В сборных волоках, помимо рабочих, изнашиваются
и напорные твердосплавные вкладыши, но так как по-
последние подбираются из изношенных рабочих, то их
износ почти- не отражается на общем расходе твердого
сплава. Кроме того, при волочении толстой проволоки
(свыше Э мм) в сборных волоках применяются твердо-
твердосплавные вкладыши формы Д массой 36 г, в то время
как при волочении на старом инструменте применяются
преимущественно вкладыши формы Е «массой 87 г. Это
также 'способствовало снижению расхода твердого спла-
сплава. Старый инструмент — одинарные волоки — часто ло-
ломался на первой протяжке, так как дефекты на катанке
приводили к перегрузке волок и они преждевременно
разрушались. Сборные волоки не разрушаются на пер-
первой протяжке, потому что всю избыточную нагрузку бе-
берет на себя напорная волока.
Благодаря внедрению сборных волок объем произ-
производства проволоки на Ревдинском заводе возрос на 20%.
29

Таблица 4
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОЙ ПОДАЧИ СМАЗКИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ
ПРОВОЛОКИ ИЗ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОИ СТАЛИ @8 кп, 10,
20 и др.)
Завод
Ревдинский метизно-ме-
метизно-металлургический ....
Череповецкий сталепро-
сталепрокатный . .
Магнитогорский метизной
металлургический . . .
«!Са)ршнайсметаллу|р1г» .
Солнечногорский метал-
металлических сеток ....
Снижение
расхода
электро-
электроэнергии ,
%
11,1
3,4
5,0
38,0
—
Умень-
Уменьшение
рас-
расхода
твер-
твердого
сплава
1,46
4,1
1,45
1,6
8,3
Повыше-
Повышение про-
изводи-
изводительности
станов,
%
12,9
23,7
> *
14,9
10,0
7,5
Умень-
Уменьшение
рас-
расхода
метал-
металла,
кг/т
1,9
2,1
1,3
—
2,0
Удельный
экономи-
экономический
эффект,
руб/т
0,61
2,50
0,80
1,91
0,46
На Череповецком -сталепрокатном заводе примене-
применение новой технологии позволило сократить расход волок,
уменьшить число обрывов проволоки, увеличить произ-
производительность труда и вести волочение с большими еди-
единичными и суммарными обжатиями. Перевод всех ста-
станов сухого волочения на режим гидродинамического
трения дал возможность увеличить выпуск готовой про-
продукции на 23,7%, в четыре раза сократить расход волок
и уменьшить расхой электроэнергии. Суммарный годо-
годовой экономический эффект от внедрения сборных волок
составил в 1971 г. 1,02 ,млн. руб.
Об эффективности использования новой технологии
волочения можно судить по данным табл. 4.
ПРОВОЛОКА ИЗ СРЕДНЕУГЛЕРОДИСТОЙ,
ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ И ЛЕГИРОВАННОЙ СТАЛИ
Проволоку из среднеуглеродистой, высокоуглеродистой
и легированной стали, как правило, изготовляют на во-
волочильных станах с прямым охлаждением волоки водой.
Для таких станов оказались непригодными сборные во-
волоки с накидкой гайкой, так как через резьбу накидной
гайки просачивается вода и смазка увлажняется.
30

В связи с этим был разработан специальный инстру-
инструмент (модифицированная сборная волока), обеспечи-
обеспечивающий нормальное волочение в «режиме гидродинами-
гидродинамического трения.
Эффективность внедрения гидродинамической смазки
при .волочении канатной проволоки была проверена на
Белорецком металлургическом комбинате.
В лабораторных условиях с помощью проволочных
тензодатчиков был изучен процесс волочения проволоки
из стали марки 50 со смазкой под давлением и в обыч-
обычном граничном режиме трения (рис. 10). При обычном
Рис. 10. Осциллограмма изменения силы волочения проволоки с 2,8
на 2,3 М',м из стали марки 50:
1 — через обычную вожжу; 2 — через сборную волоку
режиме и неудовлетворительной смазке в очаге де-
деформации процесс волочения становится неустойчи-
неустойчивым — сила волочения колеблется. При гидродинамиче-
гидродинамическом трении полностью исчезают характерные скачки
силы волочения и значение ее снижается на 20%.
Производственные эксперименты по волочению ка-
канатной проволоки из стали марки 50 показали, что
гидродинамическая подача смазки позволила повысить
стойкость инструмента в пять раз и увеличить произво-
производительность станов на 6%. Широкое внедрение гидроди-
гидродинамической подачи смазки обеспечило не только устой-
устойчивое волочение неомедненной канатной проволоки из
сталей марок 50—70, но и сокращение расхода металла
(9 кг на 1 т проволоки) при * одновременном снижении
удельного расхода волок и повышении производитель-
производительности волочильных станов. При этом удельный экономи-
экономический эффект составил 2,5 руб. на 1 т проволоки. Прак-
Практикой установлено, что наиболее выгодно использовать
сборные волоки на участках и станах, где волочевде про-
проволоки на протяжении длительного времени ведется без
перестроек.
31

Сборные волоки оказались эффективными также при
волочении проволоки из высокоуглеродистых и легиро-
легированных сталей марок 80, 85, У1ОА, 65Г, 1X18Н9,
0Х18Н9Т, 1Х18Н9Т и др. Производственные эксперимен-
эксперименты по волочению легированной проволоки в режиме
гидродинамического трения производились в основном
на машине шестикратного волочения. Поверхность про-
проволоки перед волочением подготавливали по обычной
технологии. Маршрут; волочения проволоки: 6,0—5,10—
4,40—3,75—3,25—2,80^-2,45 мм.
При первых опытах гидродинамическая подача
смазки применялась только на первом блоке машины.
Полагали,1 что установка специального инструмента
только на первом блоке улучшит условия смазки и по-
повысит эксплуатационную стойкость волок на всех по-
последующих блоках. По цеховой технологии при волоче-
волочении легированной стальной проволоки в мыльный поро-
Таблица 5
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОЙ ПОДАЧИ СМАЗКИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ
ПРОВОЛОКИ ИЗ СРЕДНЕУГЛЕРОДИСТОЙ,
ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ И ЛЕГИРОВАННОЙ СТАЛИ, А
ТАКЖЕ ИЗ СПЕЦИАЛЬНЫХ СПЛАВОВ
Завод
Материал прово-
проволоки
Белорецкий метал-
металлургический ком-
комбинат
Орловский стале-
сталепрокатный
Харцызский стале-
проволочноканатный
Миньярский метиз-
но-металлургичес-
но-металлургический
Каменск-Уральс-
Каменск-Уральский ОЦМ.
«Электросталь»
Стали 50, 60,
70, 80. и др.
То же
1,42
1,33
19,2
21,8
Сплавы копе ль,
алюмель, хро
мель и др.
Х15Н60
1,2
1,14
3,04
2,6
5,4
1,6
16,0
5,1
30,0
10,0
40,0
9,0
2,0
15
2,50
0,97
1,84
1,07
95,0
32

шок добавляют порошкообразную серу, которая улуч-
улучшает условия смазки, однако 'проволоку после волоче-
волочения приходится подвергать травлению для снятия обра-
образовавшихся на поверхности сульфидов металла, так как
сера ухудшает антикоррозионные свойства 'проволоки.
При волочении проволоки с гидродинамической подачей
смазки использовали чистый порошок натриевого мыла.
Эксперименты «показали, что эксплуатационная стой-
стойкость 'волок на первом блоке повышается .в пять-девять
раз. Установленный на первом блоке инструмент созда-
создавал на поверхности 'проволоки довольно толстый слой
неошлакованного мыла. Разогрев рабочей волоки из-за
невысокой скорости волочения, равной 2,5 м/с, был не-
невелик. Однако на последующих барабанах толстый слой
смазки на проволоке^сохранить не удалось, вероятно,
из-за того, что угол наклона образующей рабочей зоны
был велик (8—12°) и вызывал интенсивный отток
смазки.
Ввиду того, что наибольший износ инструмента на-
наблюдался на последних блоках волочильного стана, в
последующих экспериментах гидродинамическую подачу
смазки применяли на всех блоках стана. При этом эк-
эксплуатационная стойкость волок возросла в пять-семь
раз. . .
Результаты применения гидродинамической подачи
смазки приведены в табл. 5.
ПРОВОЛОКА ИЗ СПЕЦИАЛЬНЫХ СТАЛЕЙ И СПЛАВОВ
(Массовому внедрению сборных волок при волочении
проволоки из специальных сталей и сплавов предшест-
предшествовало продолжительное и тщательное исследование их
на однократных .и многократных волочильных станах за-
завода «Электросталь». Особое внимание было уделено
изготовлению основных деталей сборных волок.
Для определения оптимальных параметров волоче-
волочения проволоки с гидродинамической подачей смазки, а
также геометрии волочильного инструмента был иссле-
исследован процесс волочения проволоки из сплавов с особы-
особыми физическими свойствами Х20Н80, 36НХТЮ и 48НХ
е применениемо'бычных и сборных волок.
Проволоку перед волочением подвергали рекристал-
рекристаллизации вколпаковой электропечи. Затем проволоку
протравливали комбинированным щелочно-кислотным
методом, промывали струей холодной воды под давле-
2 Зак. 412 33

(Щ
нием 0,3 МН/м2 (Э г%); известковали в водном растворе
•с концентрацией 150 кг/м3 Са(ОНJ и 115 кг/м3 NaC!
при температуре 90°С в течение 15 мин и сушили в;
электропечи в течение 1 ч при температуре 200°С. При
обработке стали 48НХ известкование и связанные с ним
операции не применяли.
Результаты механических испытаний на растяжение
исследованных сплавов приведены на рис. 11.
Жаростойкие сплавы высокого омического сопротив-
сопротивления относятся к числу материалов, интенсивно уп-
упрочняющихся под воздей-
воздействием холодной пласти-
пластической деформации, по-
поэтому предусматривается
несколько рекристаллиза-
ционных отжигов прово-
проволоки промежуточных раз-
размеров и волочение ее на
пониженных скоростях.
Так, на однократных во-
волочильных станах при во-
волочении проволоки из
сплава Х20Н80Н с исход-
исходного диаметра do=8,O мм
до rfK==2,5 мм через,обыч-
через,обычные одинарные волоки
требовалась двукратная
промежуточная термооб-
термообработка на размерах 5,5
и 4,0 мм. При увеличении суммарной степени деформации
между отжигами увеличивался расход волок и ухудша-
ухудшалось качество поверхности. Это препятствовало исполь-
использованию многократных станов с высокими частными и
суммарными обжатиями и повышенными скоростями во-
волочения при производстве нихромовой проволоки.
Для улучшения технико-экономических показателей
исследовали процесс волочения проволоки в режиме
гидродинамического трения. В опытах определяли
удельный расход электроэнергии и стойкость инструмен-
инструмента при волочении проволоки сплава ХJ0Н80'Н по мар-
маршруту 5,6—4,25—3,5—2,9—2,5 мм на однобарабанном
стане 1/500 при скорости 1,65 м/с с использованием сбор-
сборных и обычных волок (тщательно обработанных тончай-
тончайшим порошком карбида бора).
20 40 60
Деформация, %
во 100
Рис. 11. Зависимость пределов теку-
текучести от
прочности о»в сплавов
48НХ (Л), Х20Н80 (Б) и ЗбНХТЮ (В)
от суммарной деформации при воло-
волочении '(процент уменьшения площади
поперечного сечения проволоки)
34

iB качестве смазки при волочении использовали про-
сушеннук> смесь из 7з серного .я 2/з мыльного порошков.
Расход электроэнергии определяли по показаниям
счетчика, включенного в силовую цепь приводного
электродвигателя. Стойкость волок оценивали по вели-
величине износа Ad на 100 кг протянутой проволоки путем
взвешивания партии « измерения диаметра. Одновремен-
Одновременно определяли также удельный расход электроэнергии
Wd- Показатели по пропускам при волочении нихромово-
го сплава с диаметра 5,5 до 2,5 мм через сборные и обыч-
обычные волоки приведены в табл. 6.
Таблица 6
РАСХОД ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ И ИЗНОС ВОЛОК ПРИ
ВОЛОЧЕНИИ (В ЧИСЛИТЕЛЕ —ДЛЯ СБОРНЫХ ВОЛОК,
В ЗНАМЕНАТЕЛЕ — ДЛЯ ОБЫЧНЫХ)
Номер пере-
перехода
1
2
3
4
За цикл
dQ, мм
5,5
4,25
3,50
2,90
5,5
dK, мм '
4,25
3,50
2,90
2,50
2,5
W3, кВт-ч/т
26,3/30,0
- 29,6/32,7
33,7/36,4
30,0/38,3
119,6/137,3
Ad
-- мм/100 кг
0,004/0,006
0,006/0,009
0,004/0,010
0,005/0,012
0,019/0,031
Таким образом, при переходе на сборные волоки
расход электроэнергии снизился на 13%, а стойкость ин-
инструмента возросла почти вдвое. Применение сборных
волок позволило повысить скорость 'волочения нихро-
мовой 'проволоки до 800 м/мин. При более высоких
скоростях волочения стойкость волок повысилась еще
больше.
Для выявления возможности увеличения частных де-
деформаций при применении сборных волок в процессе ис-
исследования измеряли напряжение волочения. На рис. 12
показаны сравнительные графики: напряжение волоче-
волочения— деформация при волочении в граничном и гидро-
гидродинамическом режимах трения. Скорость волочения со-
составляла 1,65 м/с. Угол наклона образующей волоки к
оси волочения ав=6°. В качестве смазки использовали
мыло и смесь мыла с серой в отношен-ии 2:1.
2* Зак. 412
35

Исследования показали, что при волочении отожжен-
отожженной проволоки через одинарные волоки со степенью де-
деформации 8=21п^о/б?к=0,3ч-0,32 происходят частые
обрывы. Процесс волочения предварительно деформиро-
деформированной заготовки (степень деформации 0,68) через
20 30
Деформация, %
Рис. 12. Зависимость напряжения волочения сплавов
48НХ (Л), Х20Н80 (Б) и 36НХТЮ (В) через одинарные
(а) и сборные (б) волоки от относительного изменения
площади сечения проволоки
одинарные волоки при степени деформации 0,2—0,24
протекал неустойчиво; при волочении с гидродинамиче-
гидродинамической подачей смазки даже *при деформации 0,35 обры-
обрывов не было. Применение гидродинамической подачи
смазки не только уменьшает силу волочения, но, и дела-
делает процесс более устойчивым (отношение максимальной
36

гсилы волочения к минимальной уменьшается с 1,1—1,3
до 1,06—1,03), улучшается качество поверхности-прово-
поверхности-проволоки и увеличивается стойкость волочильного инстру-
инструмента.
В случае применения нагнетающей волоки в сборном
инструменте на условия возникновения гидродинамиче-
гидродинамического режима трения в значительной степени влияет ге-
юметрия волочильного инструмента: разность диаметров
проволоки и калибровочного пояска нагнетающей волоки
ж угол сев рабочей волоки. Для установления оптималь-
оптимальных параметров геометрии сбррного волочильного инст-
инструмента угол 2ав рабочей волоки принимали равным 12;
30; 8 и 6°, а разность d\—d0 меняли в пределах от +0*3
до —0,3 мм (d\ — диаметр отверстия нагнетающей во-
волоки).
Во всех случаях нагнетающая волока имела постоян-
постоянный угол рабочего конуса 2dB=\2° и цилиндрический
поясок длиной .0,5—0,6 do. Смазкой служила смесь мыла
и серы B:1); скорость волочения составляла 1,65 м/с.
Исследования показали (рис. 13) целесообразность при-
применения сборного инструмента с рабочими волоками,
ммеющими угол 2ав=6—8°. Наилучшие результаты по-
получали при соотношении размеров й\—d0=±0,05 мм;
в этом случае снижается сила волочения и повышается
стойкость инструмента.
Увеличение скорости волочения с 0,5 до 0,65 м/с при
применении сборного инструмента * стабилизирует про-
процесс и уменьшает силу волочения приблизительно на 7%
для всех примененных единичных и суммарных дефор-
деформаций и различных смазок.
При -исследовании влияния смазок на напряжение во-
волочения использовали смесь порошков мыла и серы в
соотношении 2:1 по объему, чистый порошок мыла, син-
синтетическое мыло (типа «Новость»), мыло с добавками
дисульфида молибдена E:1 и 10:1 по объему) и сере-
серебристый графит. Частные степени деформации изменяли
в пределах от 0,1 до 0,4.
При изучении влияния смазок на процесс волочения
опыты проводили по маршруту 5,5—4,25—3,6—2,9—
2,5 мм. В процессе исследования измеряли напряжение
волочения. На рис. 14 показано влияние различных сма-
смазок на напряжение волочения по ходу маршрута. Наи-
Наиболее эффективной оказалась смазка из смеси мыльного
порошка и дисульфида молибдена в объемном соотно-
37

0,1 0,2
Рис. 13. Зависимость напряжения волочения от зазора между проволокой и
пояском нагнетающей волоки и от угла 2 <Хв (цифры у кривых) при волоче-
волочении отожженной заготовки сплава Х20Н80 диаметром 5,5 мм через волоку
4,25 мм (а) и предварительно деформированной (с 5,5 на 2,9 мм) заготовки
того же сплава через волоку диаметрам 2,5 лш (б)
m soo
I иm
^ % 400
* Mho
40 SO 60 70 80
Деформация, %
SO 60
70 80 "0 SO
Деформация, %
60 70 80
Рис. 14. Изменение напряжения по ходу маршрута волочения
сплавов 48НХ (а), Х20Н80 (б) и 36НХТЮ (в) через сборные
волоки с различными смазками (в ркобках у кривых — угол
2 ав рабочей волоки):
М —мыло, M+S — мыло и сера B:1); M+M0S2 — мыло и
дисульфид молибдена E:1); Г —графит; СМ — синтетическое
мыло
38

шении 10:1 и 5:1. После первого прохода на поверхности
проволоки образовалась прочная пленка, которая не раз-
разрушалась даже после семи-восьми проходов.
Волочение на смазке под давлением внедрено при
производстве жаростойких сплавов высокого омического
сопротивления марок Х2ОН80, Х20Н80Н, Х15Н60,
0Х23Ю5А, 0Х27Ю5А, высокоомного сплава марки
Н80ХЮД, сплава с заданным коэффициентом термиче-
термического расширения ЭИ693 D8НХ), пружинного сплава
ЭИ7О2 C6НХТЮ) и др. Волочение производится с ис-'
Таблица 7.
РОСТ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ТРУДА В СВЯЗИ
С ПЕРЕХОДОМ НА ГИДРОДИНАМИЧЕСКУЮ ПОДАЧУ
СМАЗКИ
Тип стана
1/500
6/7—350
Марка сплава
Х15Н80,
Х15Н80.
Х20Н80,
Х15Н60Н,
X20H8GH
0Х23Ю5А,
0Х27Ю5А
Х18Н9Т,
Х18Н10Т,
Н80ХЮД
ЭИ693
ЭИ702
Х18Н10Т,
Х18Н9Т,
Х20Н80,
Х15Н6Э,
Х20И80Н,
Х15Н60Н
•Диаметр прово-
проволоки, мм
исход-
исходный
5,5
5,5
5,5
5,5
5,5
. 2,5
2,5
конеч-
конечный
2,5
2,5
2,5
2,5
2;5
1,2
1,2
Количество пропус-
пропусков при волочении
на обыч-
обычных
волоках
6
6
6
10
6
10
7
на сбор-
сборных
волоках
4
4
4
4
[ «
7
7
% увели-
увеличения
норм вы-
выработки
30,3
31,6
16,1
84,0
15,2
90
П,1
39

пользованием в качестве смазки смеои мыльного и сер-
серного порошков B:1), поверхность проволоки известкует-
известкуется в известково-солевом растворе и просушивается, она
свободна от окислов (за исключением сплава ЭИ693, во-
волочение которого происходит без известкования).
Волочение сплавов на смазке под давлением позво-
позволило:
а) сократить число пропусков с шести-десяти до че-
четырех при ©олочении с исходного сечения до конечного;
б) увеличить частные степени деформации для пред-
предварительно деформированной заготовки до е=0,35;
в) улучшить качество поверхности проврлоки и по-
повысить ее точность путем перехода к суженным в 2,5 ра-
раза допускам по диаметру;
г) исключить промежуточную термическую обработ-
обработку и увеличить*суммарную «степень деформации с 36 до
75%;
д) повысить скорость волочения с 0,5 до 13,35 м/с;
е) уменьшить силу волочения на 7%;
ж) увеличить стойкость волок в два раза;
з) снизить удельный расход электроэнергии на 13%;
е) повысить производительность труда при волоче-
волочении в зависимости от марок сплавов и сталей на 11—
90%.
Только в результате исключения промежуточной тер-
термообработки и связанной с этим потери дорогостоящего
металла, а также резкого увеличения производительно-
производительности труда, позволившего повысить шыпуск проволоки,
внедрение гидродинамической подачи смазки обеспечи-
обеспечило удельную экономию 95 руб. на каждой тонне сплава
типа нихром.
(В табл. 7 приведены данные о росте производитель-
производительности труда при волочении сплавов после перехода от
обычных волок к сборным.
ПРОВОЛОКА ИЗ КАТАНКИ, МЕХАНИЧЕСКИ ОЧИЩЕННОЙ ОТ ОКАЛИНЫ
В последние годы для подготовки поверхности ка-
катанки к волочению, кроме химического способа, который
обеспечивает получение.хорошо очищенной от окалины
поверхности, но и обладает рядом существенных недо-
недостатков, стали применять более простой и дешевый ме-
механический способ. По этому способу окалина с поверх-
поверхности катанки удаляется с помощью роликов окалиноло-
мателей, сблокированных с волочильными станами.
40

На Магнитогорском метизно-металлургическом за-
заводе новую технологию волочения проволоки из катанки
с поверхностью, механически очищенной от окалины, на-
начали разрабатывать в 1964 г. Для механического удале-
удаления окалины применили простой по конструкции и удоб-
удобный в работе двухроликовый окалиноломатель верти-
вертикального типа. Окалиноломатель^ выполнен в виде при-
приставки к волочильному стану и рассчитан на волочение
катанки со скоростью до 600 м/мин. Однако после ока-
линоломателя на поверхности каталки остаются части-
частицы окалины.
Для удаления их применены специальные резцы,
которые обеспечивают окончательную очистку поверх-
поверхности катанки без рисок и других механических по-
повреждений.
. Волочение механически очищенной от окалины ка-
катанки производится так же, как и химически очищенной,
но при этом исключается нанесение подсмазочного слоя,
которым обычно является известь. В качестве смазки
применяется сухой порошок натриевого мыла с добавкой
сухого порошкообразного мела. Известно, что при воло-
волочении в режиме гидродинамического тречия мыльные
смазки с высокотемпературными наполнителями в виде
чистых сухих порошков мела, извести и талька уменьша-
уменьшают ошлакование смазки в процессе работы и повышают
стойкость сборных волок. При волочении весьма Важно
хорошее затягивание смазки в волоку, что достигается
тщательным перемешиванием смазки в мыльнице при
помощи специальных ворошителей.
Процесс волочения механически очищенной от ока-
окалины катанки через обычные одинарные волоки оказал-
оказался нестабильным. Через одну волоку удавалось протя-
протянуть всего 2—3 т катанки. Волоки выходили из строя
или из-за налипания металла в рабочем конусе, или из-
за растрескивания твердого сплава. Все это приводило к
частым обрывом катанки и резкому снижению произво-
производительности.
Исследованиями было установлено, что наиболее
эффективно волочение механически очищенной от ока-
окалины катанки через универсальные волоки. Опыты про-
проводили на двукратном стане ГСВ 2/560. Смазкой служил
сухой порошок натриевого мыла с добавкой 10% сухого
порошкообразного мела. Волочение проволоки вели по
маршруту 7,0—5,90—4,95 мм. Скорость волочения на
41

первом блоке волочильного ста'на была 165 м/мин, на
втором блоке 208 м/мин.
За время наблюдений в идентичных условиях было
протянуто через обычные волоки 71,3 т, через сборные
волоки 150 т и через универсальные волоки 179,8 т про-
проволоки. Массовые производственные эксперименты по-
показали, что стойкость универсальных волок по сравне-
сравнению с обычными была выше на первом блоке в 5,4 раза,
а на втором блоке — в 19 раз, а по* сравнению со сбор-
сборными волоками на первом блоке — в 2,8 раза, на втором
блоке — в 2,7 раза. При работе на универсальных воло-
волоках средняя производительность стана за длительный
промежуток времени повысилась почти на 40% в срав-
сравнении, с обычными волоками и на 20% в сравнении со
сборными волоками.
Проволока, полученная из механически очищенной
катанки после волочения в режиме гидродинамического
трения, имеет темный цвет из-за, оставшейся оксидной
пленки и покрыта сплошной пленкой натриевого мыла
толщиной в среднем 3—4 мкм. Удельный расход натрие-
натриевого мыла составил примерно 600 г на 1 т проволоки.
Механические свойства проволоки, изготовленной из ка-
катанки с поверхностью, механически и химически очищен-
очищенной от окалины, почти не различаются и полностью со-
соответствуют действующим стандартам.
(Внедрение гидродинамической подачи смазки при
волочении механически очищенной катанки не было свя-
связано с капитальными затратами и простоями волочиль-
волочильных станов. Сейчас в проволочном цехе Мангнйтого'рско-
го метизно-металлургического завода по новой техноло-
технологии протягивается около 100 тыс. т проволоки."
БИМЕТАЛЛИЧЕСКАЯ СТАЛЕАЛЮМИНИЕВАЯ ПРОВОЛОКА
На Магнитогорском метизно-металлургическом заво-
заводе биметаллическую сталеалюминиевую проволоку по
проекту должны были изготовлять путем волочения ста-
леалюминиевой заготовки через обычные твердосплав-
твердосплавные ВОЛОК*}.
Однако из-за сдвига алюминиевой оболочки не уда-
удалось достичь стабилизации процесса волочения. В связи
с этим были проведены производственные эксперименты
по волочению проволоки в режиме гидродинамического
трения с применением универсальных волок. Испытания
осуществляли на станах типа ГСВ 2/700 и 3/700 по мар-
42

шрутам: S,20—7,75—6,90 и 6,15—5,50—4,90 мм. В каче-
качестве смазки применяли сухой порошок натриевого мыла.
Опыты показали, что новая технология обеспечивает
устойчивый процесс волочения биметаллической стале-
алюминиевой проволоки и высокое качество продукции.
Однако при нарушении установленной технологии на
проволоке появлялись дефекты, 'которые возникали и
при волочении на обычных волоках, а именно: «гармош-
«гармошка», срывы оболочки, задиры.
Новая технология волочения сталеалюминиевой про-
проволоки 'внедрена в производство.
СТАЛЬНАЯ ОМЕДНЕННАЯ ПРОВОЛОКА
Бортовые кольца автопокрышек изготавливаются из
стальной проволоки с медным слоем на поверхности.
При освоении производства такой проволоки на Орлов-
Орловском сталепрокатном заводе ее волочение до диаметра
1,0 мм вели через обычные волоки. Толщина' медного
покрытия при этом получалась малой и составляла
0,05—0,10 мм, кроме того, иногда медное покрытие при
волочении сдиралось уже на первых проходах.
/Применение гидродинамической подачи смазки поз-
позволило значительно улучшить качество и увеличить тол-
толщину медного покрытия на проволоке.
Опытное волочение проволоки было проведено на
стане 6—7/350 через обычные волоки и через сборные
волоки с зазором между напорной волокой и проволокой
0,05 мм. Заготовку с d=2,65 мм из среднеуглеродистой
стали с содержанием углерода 0,:59% протягивали по
маршруту 2,65—2,40—2,10— 1,75—Л ,50— 1,30— 1,13— 1,0
мм.
Скорость волочения на последнем блоке стана была
720 м/мин. Для уменьшения слоя смазки на готовой
проволоке сборные волоки устанавливали только на пер-
первых шести проходах, а на последнем блоке волочильного
стана применяли обычную волоку.
При волочении через сборные волоки толщина медно-
медного покрытия на готовой проволоке была почти в три раза
больше, чем при волочении через обычные волоки. Из-
Изменение толщины медного покрытия по проходам при-
приведено в табл. 8.
Кроме того, в сборных волоках медное покрытие было
более равномерным но длине мотка. Стойкость сборных
волок в 2—3,5 раза превышала стойкость обычных волок.
43

Таблица 8
ИЗМЕНЕНИЕ ТОЛЩИНЫ МЕДНОГО ПОКРЫТИЯ ПРИ
ВОЛОЧЕНИИ СТАЛЬНОЙ ОМЕДНЕННОЙ ПРОВОЛОКИ
Номер
прохо-
прохода
0
1
2
3
Толщина медного покрытия,
мкм, при волочении
через обыч-
обычные волоки
0,445
0,291
0,248
0,273
через сбор
ные волоки
0,445
0,438
0,324
0,420
Номер
прохо-
прохода
4
5
6
7
Толщина медного покрытия,
мкм, при волочении
через обыч-
обычные волоки
0,132
0,115
0,086
0,058
через сбор-
сборные волоки
0,211
0,194
0,278
0,166
Новая технология производства стальной омеднен-
омедненной проволоки внедрена на Орловском сталепрокатном
заводе. При этом улучшено качество и увеличен выпуск
продукции.
ПРОВОЛОКА ИЗ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Сборные волоки успешно применяют также и при во-
волочении проволоки из цветных металлов и сложных
сплавов на станах однократного и многократного воло-
волочения.
Перед волочением в режиме гидродинамического тре-
трения поверхность катанки подготавливали по действую-
действующей технологии.
Перед волочением проволоки из никеля окалину с
поверхности катанки не удаляли. Нетравленую катанку
покрыли известью и поваренной солью в водном раст-
растворе, имеющем температуру не менее 9(fC. После из-
известкования катанку не менее 40 мин просушивали в
электрическом сушиле при 120— 150°С.
При волочении катанки из марганцовистого никеля
для удаления окалины бунты обрабатывали в щелочном
расплаве; после этого катанку тщательно промывали в
воде, травили в кислотном растворе, отбеливали и пас-
пассивировали. Далее катанку известковали.
Удаление окалины с поверхности катанки из констан-
тана производили обработкой в щелочном расплаве и
травлением в серносоляной ванне. После травления ка-
катанку промывали холодной водой, отбеливали, пассиви-
пассивировали, .вновь промывали холодной водой и затем суши-
сушили в электрическом сушиле.
44

Горячекатаную заготовку из хромеля перед волоче-
волочением пассивировали. После промежуточного отжига про-
проволоку из хромеля подвергали для дальнейшего волоче-
волочения щелочно-кислотному травлению — пассивированию,
промывке холодной водой и известкованию в известково-
солевом растворе.
При волочении проволоки из сложных сплавов диа-
диаметром от 1,2 до 6 мм угол наклона образующей рабо-
рабочей зоны волоки был в пределах 4—9°.
Волочение проволоки из целого ряда цветных метал-
металлов и сплавов через сборные волоки не вызвало каких-
либо затруднений и не было связано с затратой произ-
производственного времени на освоение волочильщиками но-
новой технологии.
В качестве технологической смазки при волочении
всех сложных сплавов в режиме гидродинамического
трения применяли сухой порошок натриевого мыла. При
работе по действовавшей ранее технологии для уменьше-
уменьшения износа волок и налипания металла на рабочую по-
поверхность волоки в мыльные порошки добавляли серу,
графит и.другие добавки. Следует отметить, что сера яв-
является нежелательной примесью, ухудшающей антикор-
антикоррозионные свойства проволоки.
Для выяснения влияния утолщенной смазочной плен-
пленки, образующейся при волочении в режиме гидродина-
гидродинамического трения, на качество готовой проволоки в на-
наклепанном и отожженном состоянии, а также на все
последующие операции производства проволоки были
проведены специальные исследования при изготовлении
проволоки из константана и никеля. Было установлено,
что волочение проволоки из никеля и его сплавов на
станах шестикратного волочения со смазкой под давле-
давлением не оказывает заметного влияния на дальнейший
¦процесс изготовления проволоки и ее качество.
При волочении в режиме гидродинамического трения
наиболее высокая эффективность была получена для
таких металлов и сплавов, как хромель, алюмель, не-
нелегированный никель, марганцовистый никель, копель и
констайтан.
Результаты внедрения (см. табл. 5) показывают, что
волочение проволоки из цветных металлов и сплавов с
гидродинамической подачей смазки обеспечило улучше-
улучшение всех тёхйико-экономических показателей работы при
одновременном улучшении качества проволоки.
45

ЁОЛОЧЕНЙЕ ПРОВОЛОКИ НА ЖИДКИХ СМАЗКАХ
Разработка инструмента и технологии волочения про-
проволоки в режиме гидродинамического трения с приме-
применением жидких смазок впервые была начата Кристофер-
соном и Найлором. Они сконструировали устройство (см.
рис. 2), обеспечивающее нагнетание смазки в очаг де-
деформации движущейся проволокой.
(В нашей стране мокрое волочение тонкой и тончай-
тончайшей проволоки со смазкой под давлением впервые было
осуществлено Я. А. Гохбергом.
Авторами для выполнения производственных экспе-
экспериментов по волочению тонкой и тончайшей проволоки с
гидродинамической подачей смазки на заводе «Электро-
«Электросталь» были разработаны и изго-
изготовлены сборные волоки (рис.
15), которые по габаритам соот-
соответствовали гнездам волокодер-
жателей стана мокрою волочения
проволоки, благодаря чему ис-
использование их не было связано с
какими-либо переделками воло-
волочильного стана. Сборка и разбор-
разборка этих волок, а также перешли-
перешлифовка их на следующий размер
не представляли существенных
затруднений.
Опытное волочение стальной
гонкой и тюнчайшей проволоки
через сборные волоки было про-
проведено на станах мокрого волоче-
волочения Ювель-IV. Маршрут волоче-
волочения следующий: 1,17—1,10—
1,02—0,93—0,86—0,79—0,72—0,66—0,60—0,55 — 0,50 —
0,47—0,43—0,40—0,36 мм.
Зазор по диаметру между проволокой и рабочей воло-
кой составлял О',О2—0,05 мм. В качестве смазки при во-
волочении применяли хлорпарафин.
Массовыми производственными экспериментами было
установлено, что на свежей смазке волочение идет нор-
нормально, при этом стойкость сборных волок была в три-
четыре раза больше стойкости обычных, а -скорости воло-
волочения были повышены до максимально возможных зна-
значений. Однако после нескольких суток работы, когда
смазка была загрязнена, сборные волоки закупори-^
46
Рис. 15. Сборная волока
для волочения тонкой и
тончайшей проволок.t:
1 — рабочая твердосплав-
твердосплавная волока; 2 — напорная
волока; 3 — корпус; 4 —
накидная гайка

вались, что приводило к многочисленным обрывам про-
проволоки.
Опыт 'показал, что при работе на сборных волоках не-
необходимо менять смазку не реже чем через 2—3 суток,
однако "в условиях производства это вызывает повышен-
повышенные простои волочильного стана и невыгодно из-за рез-
резкого увеличения расходов на смазку. Следовательно, для
успешного внедрения нового режима на станах мокрого
волочения целесообразно применить очистку в процессе
работы жидких смазок, как это делается на станах хо-
холодной прокатки.
Исследованием установлено, что п-ри работе на све-
свежих смазках сборные волоки позволяют повысить ско-
скорость волочения до 1400 м/мин, при этом производитель-
производительность стана составляет 217 кг в смену, т. е. она вдвое
выше, чем 'при волочении со скоростью 740 м/мин. Удель-
Удельная стойкость сборных волок при производстве прово-
проволоки диаметром 0,3 мм в среднем составляет 174 кг на
0,01 мм износа, что в четыре раза выше, чем у. обычных
волок.
3. .ВОЛОЧЕНИЕ ПРОВОЛОКИ € ВЫСОКИМИ
СКОРОСТЯМИ И ОБЖАТИЯМИ
В метизной промышленности резкое повышение про-
производительности волочильных станов может быть достиг-
достигнуто при увеличении скоростей волочения и обжатий.
До настоящего времени преобладало волочение про-
проволоки в граничном режиме трения, поэтому на станах
сухого волочения используют относительно низкие ско-
скорости волочения, порядка 3—13 м/с. Дальнейшее увели-
увеличение скоростей волочения приводит к чрезмерному разо-
разогреву инструмента и изделия и значительному увеличе-
увеличению износа волок. В результате этого рост скоростей во-
волочения в последние годы замедлился. Возникший «теп-
«тепловой 'барьер» является серьезным препятствием на пути
создания новых высокоскоростных волочильных станов.
Некоторое повышение скоростей волочения (насколь-
(насколько позволяла конструкция машин) и обжатий было до-
достигнуто только при условии резкого снижения сил внеш-
внешнего * трения в результате гидродинамической подачи
смазки в очаг деформации.
Повышение стойкости волок и уменьшение числа
обрывов проволоки при волочении с гидродинамической
смазкой позволили Рев;дин-скому метизно-металлургичес-
47

кому заводу повысить скорости волочения на станах
двух-, и шестикратного.-волочения соответственно до 400
и 800 м/мин.- В результате их производительность воз-
возросла на 14%. '.... . .,. ....¦
На Каменск-Уральском заводе по обработке цветных
металлов никелевую проволоку грубо-средних разме-
размеров по старой технологии протягивали со скоростью
300 м/мин. Попытки повысить скорость волочения на
обычных одинарных волоках не. дали положительных ре-
результатов. Так, при волочении со скоростью 600 м/мин
происходил чрезвычайно большой разогрев твердосплав-
твердосплавного материала, о чем свидетельствовал вынос его в ви-
виде мелких частиц, нагретых до температуры красно-жел-
красно-желтого каления. Следствием этого являлся большой износ
волок. Волочен-ие этой же проволоки на сборных -волоках
/ г j 4 5
Диаметр про боло на, мм
Рис. 16. Скорости волочения стальной проволоки с
содержанием углерода до 0,3% в различных стра-
странах: *
1—СССР (данные ГИПРОМЕТИЗа)- 2 — ГДР
(максимальные скорости); 3 — Австрия; 4 — ФРГ
(станы с накоплением);" 5 — ЧССР; ?~-Франция;
/ — США
48

на предельно возможной для данного стана скорости
волочения — 600 м/мин — проходило нормально. При
этом износ волок на максимальной скорости волочения
был в два раза меньше, чем обычных одинарных волок
на низких скоростях волочения.
/ 2 J 4
Диаметр проволоки, мм
Рис. 17. Скорости волочения стальной проволоки с
содержанием углерода 0,3—0,9% в различных стра-
странах:
/ — СССР (проекты); 2— СССР (максимальные по
Данным тна; I960 г.); 3 — США; 4 — Австрия; 5 —
ФРГ; 6 — ГДР (станы с накоплением)
В последние годы для повышения производительности
и увеличения выпуска готовой продукции во ВНИИмет-
маше были разработаны высокоскоростные волочильные
станы для изготовления проволоки из углеродистой
сГальной катанки/Выпускаемые Алма-Атинским заво-
заводом тяжёлого^ Машиностроения новые волочильные ста-
станы по 'Скоростям ©олочения "превосходят волочильные
станы, выпускаемые за рубежом. Это еидно из рис. 16 и
17 и табл. 9,
• 49

Таблица 9
СКОРОСТИ ВОЛОЧЕНИЯ НА ОТЕЧЕСТВЕННЫХ
И ЗАРУБЕЖНЫХ СТАНАХ
Типы волочильных
.станов
5/750
3—4/550
5—6/550
6—7/550
6—7/350
Скорость волочения, м/с
СССР
4
8—12,5
8—20
8—25
8—20—40
США (Вогн)
4
7
10
20
Англия
(Баккро)
6
10
16
ФРГ
(Герборн)
8
10
20
Основные параметры выпускаемых АЗТМ волочиль-
волочильных станов приведены в табл. 10.
В созданные ВНИИметмашем и АЗТМ волочильные
станы был заложен резерв скорости, реализовать кото-
который.помогла технология волочения с гидродинамической
подачей смазки.
Конструкция установленных на Магнитогорском ме-
метизно-металлургическом заводе высокоскоростных воло-
волочильных станов прямоточного типа давала возможность
осуществлять волочение на скоростях до 1200 м/мин.
Однако волочение с такими скоростями на обычных во-
волоках в условиях граничного трения протекало весьма
неустойчиво, а производительность этих станов из-за
многочисленных обрывов проволоки оказалась ниже, чем
волочильных станов петлевого или магазинного типа,
предназначенных для волочения проволоки тех же раз-
размеров из тех же сталей. Таким образом, завод был вы-
вынужден осуществлять волочение проволоки на скоростях,
не превышающих 700 м/мин. Стойкость волочильного
инструмента, особенно волок чистовых барабанов, была
очень низкой.
После того как на высокоскоростных волочильных
станах начали применять новую технологию волочения
в режиме гидродинамического трения, положение изме-
изменилось: скорость волочильного инструмента в среднем по
станам увеличилась в 6 раз и составила на последнем
проходе 1,9 т на 0,01 мм износа, количество замен волок
в среднем по волочильному стану уменьшилось в 4 раза,
благодаря чему машинное время увеличилось в среднем
на 30 мин в смену, скорость волочения устойчиво дове-
50

is • §
U 1 1
¦I 1
со со ю
О
5
U
S
со
т
^Д. ю оо
1 I I I
gg ° «
^ со со
I
О
s
и
X
Си
ш
а,
о
W
X
I I
5Ю ОЮ
0СО СО-4
-н —i 00 *->
so,« а м
i-i * c_ 2
sis»
III
Я1 W О
iftOU
51

дена до 1000 м/мин, ереднесменная .производительность
волочильных станов повысилась на 34%.
В настоящее время Алма-Атинский завод тяжелого
машиностроения выпускает все станы с волокодержате-
лями, приспособленными для волочения проволоки в ре-
режиме гидродинамического трения.
Сейчас новыми волочильными станами оснащены во-
волочильные цехи многих метизных заводов. Опыт экеплуа.
тации этих станов показывает, что с точки зрения ско-
скоростей волочения, простоты перехода от волоки к волоке,
техники безопасности, отсутствия накопления проволоки,
более надежной и простой механической части прямо-
прямоточные станы являются самыми прогрессивными конст-
конструкциями. : :
На прямоточных станах грубо-среднего волочения
применяют скорости до 1400 м/мин — таких скоростей
не удалось достигнуть на волочильных станах других
типов. Система управления прямоточными станами поз-
позволяет регулировать скорость и диапазоны обжатий в
очень широких пределах, т. е. станы могут быть настрое-
настроены практически на любой режим волочения. Производи-
Производительность этих станов превышает производительность
машин аналогичного назначения в 1,6—2 раза.
В табл. 11 приведены данные о производительности
прямоточных станов.
Т а б л и ц а 11
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ПРЯМОТОЧНЫХ ВОЛОЧИЛЬНЫХ
СТАНОВ
Тип стана
5/750
6—7/550
3—4/550
6—7/350
Проволока
Струннобетонная
Низкоуглеродистая
То же
»
Диаметр про-
проволоки, мм
5
2
4
1,2
Производи-
Производительность
-стана, т
в смену
15
9—10
13—14 ^
4,5—5,0
По данным Гипрометиза, в результате внедрения но-
нового волочильного оборудования со скоростью волоче-~
ния 40—60 м/с удельные капитальные вложения на 1 тг
проволоки снизятся ¦_ на 3,34 руб.> ^.производительность^
труда возрастет в тр-й и более «раза.
52

'Кроме скорости Волочейий, на йройзвоДительйо№ь
волочильных станов в значительной степени влияет ве-
величина единичных обжатий. Единичные обжатия, приме-
применяемые при производства проволоки во всех странах, ус-
устанавливаются в соответствий с допустимой температу-
турой нагрева проволоки, при которой исключается разо-
разогрев ее до температур искусственного старения — около
300°<С, и прочностью проволоки.
Величина единичных обжатий зависит от предела
прочности материала и допустимой температуры разо-
разогрева в<сего сечения проволоки. При волочении низко-
низкоуглеродистой проволоки единичные обжатия составляют
обычно 30—35%, а при волочении канатной проволоки
20—30%. В рациональном маршруте волочения величина
единичных обжатий постепенно снижается, что связано
с увеличением предела прочности металла проволоки
вследствие наклепа. Применение относительно неболь-
небольших единичных обжатий приводит к снижению произво-
производительности волочильных станов из-за увеличения числа
протяжек и, кроме того, к снижению пластических
свойств проволоки из-за дополнительного нагрева ее
внешних слоев.
Опыт работы показывает, что при волочении прово-
проволоки в режиме гидродинамического трения единичные
обжатия могут быть значительно повышены в результате
снижения усилия .и уменьшения нагрева проволоки.
На Ревдиеском метизно-металлургическом заводе по
старой технологии низкоуглеродистую проволоку диа-
диаметром 1,6 мм из катанки диаметром 6,5 мм получали
на двух станах: трех- и шестикратном с единичными об-
обжатиями до 39%. При волочении через сборные волоки
проволоку диаметром 1,6 мм начали протягивать на од-
одном шестикратном стане с единичными, обжатиями до
44%. Производительность станов при этом повысилась
на 63%, стойкость волок возросла в шесть раз, а расход
электроэнергии снизился на 48%. Ужесточенные марш-
маршруты волочения внедрены в производство. Аналогичные
результаты получены и на шестикратных волочильных
станах Череповецкого сталепрокатного зазода, где при-
применение сборных волок позволило освоить производство
проволоки диаметром 1,6 и 1,8 мм непосредственно из
-горячекатаной заготовки диаметром 6,5 мм, т. е. ис-
исключить один волочильный передел, и вести волочение
на максимальных скоростях.

На Миньярском метизно-металлургическом заводе
были значительно ужесточены маршруты волочения вы-
высокопрочной проволоки при волочении с-гидродинами-
с-гидродинамической смазкой, что видно из табл. 12.
Т а б ли ц а 12
МАРШРУТЫ ВОЛОЧЕНИЯ И ОБЖАТИЯ ЗА ПРОХОД ПРИ
ПОЛУЧЕНИИ ВЫСОКОПРОЧНОЙ ПРОВОЛОКИ
Марка
стали
У8А
У10А
65Г
Маршрут,
обычные
волоки
6,5—5,4—4,6—4,0
6,5—5,5—5,0—4,5
6,0—5,5—5,0—4,5—
—4,0—3,5
мм
сборные
волоки
6,0—4,8—4,0
6,0—5,2—4,5
6,0—4,9—
—4,0—3,5
Единичные обжатия, %
обычные
волоки
19; 27; 24
16; 17; 19
16; 17; 19;
21; 23
сборные
волоки
36; 31
36; 19
33; 33;
24
Производительность труда при этом повысилась в сред-
среднем на 30%, расход электроэнергии снизился на 24,8%,
а стойкость волок возросла в 2,2—2,6 раза.
Наиболее высокая удельная эффективность, равная
95 руб. на 1 т проволоки, достигнутая при одновремен*
ном повышении скоростей волочения и единичных обжа-
обжатий металла до оптимальных значений, получена на за-
заводе «Электросталь» при волочении проволоки из спе-
специальных сплавов.
Непременным условием достижения высоких .показа-
.показателей работы при больших скоростях волочения и обжа-
обжатиях являются высококачественное изготовление и сбор-
сборка деталей инструмента, обеспечивающего гидродина-
гидродинамический режим трения в процессе волочения проволоки.
4. ВОЛОЧЕНИЕ ТРУБ БЕЗ ОПРАВКИ В РЕЖИМЕ
гаДШДИНАММЧЕСШГО ТРЕНИЯ
При освоении на цепных станах безоправочного воло-
волочения труб в режиме гидродинамического трения учиты-
учитываются следующие особенности 'процесса: цикличность,
сплошность сортамента протягиваемых труб, низкий
уровень механизации и т. п.
54

НОВЫЙ ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ БЕЗОПРАВОЧНОГО ВОЛОЧЕНИЯ ТРУБ
. И ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА
Отмеченные выше особенности производства труб за-
затрудняют создание инструмента к цепным станам и про-
промышленное освоение волочения труб в режиме гидроди-
гидродинамического трения. Основные требования к инстру-
инструменту:
1) универсальность или взаимозаменяемость волоко-
держателей из-за чередования на одном стане нового
способа волочения труб со старым в граничном режиме
трения;
2) возможность использования типовых волок в ка-
качестве нагнетателей; при частичном внедрении новой тех-
технологии это позволяет обходиться без двойного парка
волочильного инструмента;
3) соответствие посадочных размеров типовых и спе-
специальных волок с насадками для создания гидродина-
гидродинамического эффекта; это позволя-
позволяет использовать оба вида волок в
одном волокодержателе;
4) простота-сборки инструмен-
инструмента с наборами типовых волок, на-
надежность герметизации, проч-
прочность, долговечность, сравни-
сравнительно малая масса.
Существует ряд конструкций
инструмента, в определенной ме-
мере отвечающих предъявляемым
требованиям. На рис. 18, напри-
например, показано устройство, пред-
предложенное В. Е. Шерманом и
Я. 3. Гринбергом для одновремен-
одновременного волочения двух труб или
прутков в режиме гидродинами-
гидродинамического трения. Оно состоит из
волокодержателя / с двумя гнез-
гнездами для установки волок, клинового зажима 2 с дву-
двумя отверстиями для * пропуска заготовок к волокам
и винта 3, предназначенного для вытягивания . кли-
клинового зажима перед извлечением волок. Сборка ин-
инструмента состоит в установке в отверстия волокодержа-
волокодержателя комплектов из рабочей и напорной волок и зажатии
их клином. Достоинством устройства является быстрота
сборки и разборки, прочность узла зажима.
Рассмотрим, как выполняется одно из основных усло-
Рис. 18., Устройство креп-
крепления рабочих и нагнетаю-
нагнетающих волок для двухниточ-
ного волочения труб в ре-
режиме гидродинамического
трения
55

вий достижения жидкостного трения — надежность пере-
перекрытия путей утечки смазки под давлением. При уста-'
новке двух комплектов волок маловероятна их полная
идентичность по высоте и по этому неприменим наибо-
наиболее щ рациональный способ герметизации — установка
между рабочими и напорными волоками уплотнительнык
прокладок. Применение прокладок между типовыми во-
волоками вообще неэффективно из-за нестабильности фор-
формы и размеров соприкасающихся с ними поверхностей.
Если торцы напорных волок не выступают из гнезд
волокодержателя, кл<ин плотно прилегает к стенке послед-
последнего и препятствует выходу смазки. С уменьшением вы-
высоты волок в течение нескольких циклов волочения про-
происходит их раапирание под действием смазки до сопри-
соприкосновения с клином, при этом давление смазки из-за
утечки незначительно и не обеспечивает режим жидкост-
жидкостного трения. Если напорные волоки выходят из гнезд,
надежная герметизация невозможна из-за разницы в вы-
высоте комплектов волок. Существенным недостатком
рассматриваемой конструкции является также ограни-
ограниченность диапазона высоты комплектов волок, обуслов-
обусловленная наличием клинового зажима.
Другая конструкция инструмента для волочения од-,
повременно двух труб (рис. 19) состоит из волокодержа-
теля /, устанавливаемого в гнездо люнета 2. В гнездах
волокодержателя помещаются наборы двух-трех типовых
волок 5, 4, 5, включая 'рабочие и напорные. Волоки за-
зажимаются с помощью общей крышки, болтов 6 с прямо-
прямоугольными пазами и клиньев 7. К внешней стороне крыш-
крышки крепится мельница <?, оборудованная входными нап-
направляющими патрубками 9 и роликовыми обоймами.
Патрубок 10 мыльницы служит для загрузки смазки с по-
помощью шнекового механизма. Назначение направляю-
направляющих патрубков — предотвращение выхода смазки из
входных отверстий мыльницы. Роликовые обоймы служат
опорой труб, предохраняют последние от нежелательного
соприкосновения с деталями инструмента и повреждения
поверхности, а также центрируют трубу в отверстиях
напорных волок. Существуют аналогичные конструкции
инструмента для волочения в одну и три нитки.
По условиям герметизации и возможности регулиро-
регулирования давления смазки изменением высоты наборов во-
волок последнее устройство имеет ряд преимуществ перед
устройством, изображенным на рис. 18. Из рис. 19 видно%
56

что при разной высоте комплектов волок сохраняется
сопряжение поверхностей волокодержателя и крышки, а
следовательно, и перекрытие пути утечки смазки. Надеж-
Надежность уплотнения увеличивается благодаря постепенному
уменьшению давления смазки в процессе движения в
зазорах за счет сил трения о,стенки. Однако до запол-
заполнения всех пустот в пределах уплотнения давление смаз-
смазки не достигает величины, обеспечивающей режим гидро-
гидродинамического трения.
Применение в качестве узлов зажима волок клиньев
и болтов позволяет устанавливать комплекты волок с
различной высотой. Регулировка крепления при этом
производится путем поворота болтов в нужном направ-
направлении.
Создание необходимого для возникновения жидкост-
жидкостного трения давления смазки при волочении труб по за-
заданному маршруту обеспечивается подбором числа и раз-
размеров напорных волок. В отличие от профилей сплошно-
сплошного сечения, для которых увеличение нагнетающей способ-
способности насадок сверх необходимого уровня нежелательно
только с точки зрения увеличения расхода смаз<ки, воло-
волочение труб без оправки при повышенной нагнетающей
способности насадок может сопровождаться лотерей ус-
устойчивости профиля и образованием ужимов. Размеры
напорных волок поэтому должны обеспечивать получение
минимально необходимой для полного разделения по-
поверхностей волоки и трубы толщины смазочной пленки.
Величина развиваемого в насадке давления определяется
размером зазора и длиной. С учетом больших допусков
на диаметр труб промежуточных размеров, особенно
после холодной или теплой прокатки, и градации волок
по диаметру отверстия через 1 мм номинальное значение
радиального зазора принимается чаще в'сего равным
0,5 мм, а если приходится принимать зазор иным, то он
должен быть не более 1. мм. Регулирование давления
производится главным образом длиной насадки путем
изменения количества напорных волох и их высоты.
Стандартные волоки можно разделить на две группы:
низкие (типов Т-30, Тц-45, Тц-60 по ГОСТ 2330—66) и
высокие (Т-35, Т-45, Т-60 и т. д. по ГОСТ 2330—66).
Волочение тонкостенных труб (отношение толщины
стенок 'к диаметру s/Z)<0,08) -во избежание ужимов, как
правило, ведут с противонатяжением через две дефор-
деформирующие волоки. Для создания необходимого давления
58

смазки служат «свободные участки конуса волок. При
необходимости устанавливается третья волока уменьшен-
уменьшенной высоты, играющая роль напорной волоки.
Жесткие требования к нагнетающему инструменту
предъявляются при волочении труб из нержавеющих
сталей, обладающих повышенной способностью налипа-
налипания на инструмент с образованием задиров на поверх-
поверхности изделия. Возникая в одном месте, налипание
быстро распространяется по всему периметру отверстия
волоки и обычно вызывает выкрашивание и выход ее
из строя. Вероятность налипания металла возрастает с
уменьшением толщины защитной пленки окислов. Хотя
применение инструмента с набором волок и позволяет
создать необходимое для волочения нержавеющих труб
давление, наличие полостей -в пределах уплотнения ухуд-
ухудшает условия смазки (вначале процесса. Этот недостаток
делает целесообразным использование при- волочении
нержавеющих труб специальных сборных волок.
Сборные волоки для труб имеют несколько иную
конструкцию по сравнению с волоками для проволоки.
Они лишены зажимной ¦
втулки. Как указано выше,
габариты сборных и обыч-
обычных волок для волочения
труб должны быть одинако-
одинаковыми. Одна из конструкций
сборной волоки изображена
на рис. 20. Волока состоит
из стального корпуса /, ра-'
бочего твердосплавного
вкладыша 2, напорного вкла-
вкладыша 3 и зажимной крышки
4. Материал корпуса воло-
волоки— пружинная сталь, под-
подвергаемая закалке и высоко-
высокому отпуску; напорного вкла-
вкладыша — сталь, закаленная до твердости HRC 60—62.
Сборка волоки заключается в поочередной запрессов-
запрессовке в конический канал корпуса рабочего и нацорного
вкладышей и фиксации последнего с помощью /навинчи-
/навинчиваемой на корпус крышки. Усилие запрессовки рабочего
вкладыша должно быть не менее величины усилия во-
волочения. Благодаря конической форме сопрягаемых
поверхностей под действием осевого усилия сборки воз-
Рис. 20. Сборная волока для
лочения труб
59

пикают радиальные сжимающие /Напряжения, уменьша-
уменьшающие опасность разрушения рабочего -вкладыша. Необ-
Необходимым условием работоспособности волоки является
высокая точность угла конуса. Величина половинного
угла конуса выбирается из расчетд минимально возмож-
возможного съема твердого «сплава при шлифовке наружной
поверхности рабочего вкладыша, предотвращения выхо-
выхода его из корпуса под действием усилия волочения и
равна 3—4°.
Недостатком волоки, кроме жестких требований к
точности изготовления, является отсутствие опоры рабо-
рабочего в'кладыша со стороны выхода трубы, что нередко
приводит к его скалыванию.
Сборная волока другой конструкции (рис. 21) состоит
из стального корпуса 1 с заштампованным в горячем
Рис. 21. Сборная волока, имеющая у на-
нагревателя противозадир'ную вставку
Рис. 22. Спорная волока для
безоп'равочиого волочения
тонкостенных труб
состоянии рабочим твердосплавным вкладышем 2 и на-
напорной трубки 5, ввернутой в резьбовое отверстие кор-
корпуса. Корпус волоки изготовляется из стали ЗОХГСА,
напорная трубка — стальная с антифрикционной встав-
вставкой, предохраняющей поверхность трубы от царапин при
KOHTaKfe. Преимущество такой волоки заключается в
обеспечении нормальных условий работы твердосплав-
твердосплавного вкладыша, менее жестких требований к точности
изготовления, возможности установки напорных трубок
любой длины. Резьбовое соединение с натягом обеспечи-
обеспечивает для характерных при безоправочном волочении дав-
давлений надежное уплотнение от прорыва смазки.
Сборная волока для тонкостенных труб (рис. 22),
предложенная С. И. Орловым, состоит из корпуса /, двух
60

свободно помещенных в него вкладышей 2 из твердого
сплава, закрепленных напорной трубкой 3. Благодаря
небольшим контактным нагрузкам вкладыши не требуют
плотной заделки в корпус. Сборная волока во всех отно-
отношениях эффективнее набора из трех типовых волок, так
как она компактна, имеет меньший объем вредных по-
полостей и хорошо уплотнена.
Размеры напорных трубок сборных волок, как и па-
параметры набора типовых волок, выбираются расчетом.
Толщина смазочной пленки должна быть порядка
0,02 -мм. При подборе инструмента для конкретного слу-
случая волочения учитывается: захватывающая способность
(шероховатость) поверхности подвергаемых волочению
труб; налич.иедефектов, предрасполагающих к образова-
образованию складок и ужимов; механические свойства метал-
металла и т. д.
Сравнительно хорошие условия гидродинамического
трения при безоправочном волочении позволяют исклю-
исключить операции омеднения и фосфатирования для нанесе-
нанесения подсмазочных покрытий и существенно упростить
технологию подготовки труб к волочению. Наилучшим
вариантом упрощенной технологии обработки труб между
двумя холодными деформациями с гидродинамической
подачей смазки является термообработка в защитной
атмосфере или в слабо окислительной атмосфере в про-
проходных печах или в баллонах. В этом случае пакеты труб
сразу без химической обработки подаются на волочиль-
волочильный стан. Если отжиг не предупреждает образование
окалины, трубы подвергают травлению, промывке, сушке
до полного удаления влаги и после этого подают на во-
волочение.
Окалина образуется также при нагреве концов труб
под забивку. Когда в числе подготовительных операций
отсутствует травление, нагрев концов следует вести в ин-
индукционных горнах или при пониженных температурах.
По возможности забивку концов производят в холодном
состоянии. Забитые концы для облегчения подачи в во-
волоку должны быть прямыми и соосными с трубой.
.Жесткие требования предъявляются к качеству сво-
свободных концов труб, которые при безоправочном воло-
волочении могут быть повреждены. Обрывы концов в проме-
промежутке между деформирующей и напорной волоками при-
приводят к большим потерям рабочего времени. Для преду-
предупреждения обрывов холоднокатаные трубы перед воло-
61

чением обрезают. Если обрезают забитые концы, то для
дальнейшего волочения после разворота пакета забивают
свободные концы.
s Выполнение всех перечисленных выше требований
является необходимым условием нормального волочения
с гидродинамической подачей смазки.
ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ
БЕЗОПРАВОЧНОГО ВОЛОЧЕНИЯ ТРУБ
В РЕЖИМЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ
Для экспериментов использовали специальный инст-
инструмент (рис. 23), приспособленный для измерения с по-
помощью месдоз тягового усилия и давления смазки, В
гнездо волокодержателя / установлен стакан 2, внутри
А-А
11
Рис. 23. Инструмент с месдозами для исследования безопгравочного волоче-
волочения в режиме жидкостного трения
которого находится волочильный инструмент с месдоза-
месдозами. Инструмент состоит из корпуса 3, волоки 4 и насад-
насадки 5 с промежуточным уплотнительным кольцом 6. Для
центрирования волоки с осью волочения стакан имеет
сферическую опорную поверхность. На наружной поверх-
поверхности тонкостенной части корпуса наклеены четыре ком.
лекта проволочных тензодатчиков тягового усилия 7.
Герметизация соединения волоки с насадкой производит-
62

ся путем обжатия уплотнительного кольца после сборки
на .прессе усилием 49 кН E тс) с последующим крепле-
креплением насадки к корпусу винтами.
Месдозы для измерения давления смазки, установ-
установленные в трех точках напорного канала, в том числе
вблизи границы контакта трубы с волокой, устроены
следующим образом. Радиальные отверстия диаметром
4 мм, просверленные в стенках волоки и насадки по од-
одной образующей, закрыты стальными мембранами 8.
Для увеличения чувствительности и предотвращения раз-
разрушения под давлением мембраны имеют разную тол-
толщину: для малых давлений (во входной части насадки)
0,16 мм, для больших 0,27 мм. Мембраны крепятся пусто-
пустотелыми винтами, в отверстиях которых диаметром 4 мм
помещены штифты 9, передающие усилия и перемещения
мембран на балки 10 с тензодатчиками //. Датчики тем-
температурной компенсации установлены на.соседнихнеде-
формируемых балках 12. Корпус 3 и балки изготовлены
из стали ЗОХГСА, уплотнительное
кольцо — из мягкой стали, осталь-
остальные детали — из стали ШХ15, за-
закаленной до твердости HRC 60.
Для записи измеряемых пара-
параметров использовали осцилло-
осциллограф Н-700 в комплекте с усили-
усилителем.
Тарировку месдозы тягового
усилия производили на прессе,
месдоз давления — на образцо-
образцовом манометре с помощью при-
приспособления, изображенного на
рис. 24.
В качестве смазки исполь-
использовали стружку натриевого мы-
мыла влажностью 0,27%. Опыты
проводили на цепном волочиль-
волочильном стане тяговым усилием 78,4 кН (8 тс) с диа-
диапазоном скоростей волочения 0,08—1,25 м/с E—
75. м/мин). Исходной заготовкой служили холодноката-
холоднокатаные трубы из стали марки 20 диаметром 25 м.м с различ-
различными толщиной стенки и характером предшествующей
обработки.
Исследовали характер изменения давления смазки по
длине напорного канала, зависимость давления от гео-
Рис. 24. Приспособление
для тарировки месдоз дав-
давления смазки на образцо-
образцовом манометре
63

метрических параметров насадки и деформируемой тру-
трубы, от обжатия, скорости волочения и от состояния ис-
исходной (Поверхности труб. Путем одновременного изме--
рения давления мыла и тягового усилия определяли за-
зависимость тягового усилия от условий смазки. Полная
программа экспериментов состояла из 20 вариантов,
включая волочение по обычной технологии. По каждому
варианту протягивали 5—.10 труб. ; .
На рис. 25 приведена типовая осциллограмма, полу-
полученная при волочении с насадкой по маршруту: 25Х
X1 ,85— 16ХЬ85 мм. Скорость волочения составляла
fr^^i-y
Рте. 25. Типовая осциллограмма:
1 — усилие волочения; 2 — давление во второй
(средней) месдозе;- 3 — давление в начале напор-
начале напорной волоки (месдоза 1); 4 — да1вление, перед
входом в очаг деформации (месдоза 3)
1 м/с. Кривая 4 свидетельствует практически о мгновен-
мгновенном достижении максимума давления смазки перед оча-
го.м деформации и не подтверждает мнение о том, что
штучное волочение изделий ограниченной длины в режи-
режиме гидродинамического трения на цепных станах неэф-
неэффективно из-за неудовлетворительных условии смазки в
начале процесса. По кривым 2 и 3 можно гудить сгнали-
чии больших колебаний давления в насадке, что, по-ви-
димоМу, объясняется биением свободного конца трубы.
64

60 (Щ)
40D,081
20B,04)
-
У
/
.-—- 1
• Р 20 АО
Х,ММ
/
/
1
60
Рис. 06. Распределение давле-
давления омазжи р по длине напор-
напорной волоки (маршрут волоче-
волочения 25X1,85 —йбХ 1,86 мм, ско-
скорость 1 м/с)
Построенная по осциллограммам кривая изменения
давления по длине напорного канала (рис. 26) показы-
показывает, что в начале насадки давление возрастает медлен-
медленно. Это объясняется наличием процесса уплотнения
стружки мыла, поступающей в насадку в разрыхленном
состоянии. После окончания
интенсивного уплотнения дав-
давление быстро возрастает про-
пропорционально длине.
На рис. 27 показана зави-
зависимость давления мыла перед
очагом деформации от состоя-
состояния поверхности труб, опреде-
определяемого характером предшест-
предшествующей обработки. При воло-
волочении труб с увлажненной по-
поверхностью давление незначи-
незначительно лз-за смачивания при-
прилегающего к трубе мыла и рез-
резкого уменьшения его вязкости
и сил сцепления. Таким обра-
образом,, отсутствие влаги как на
трубах, так и в смазке — мыле является необходимым ус-
условием гидродинамического трения.
Исследованием выявлена следующая зависимость
высоты микронеровностей поверхности от вида пред-
предшествующей обработки: баллонный отжиг 0,72 мкм; муг
фельный отжиг 0,76 мкм; травление 1,16 мкм.
Как видно из рис. 27, с увеличением шероховатости
поверхности возрастает и давление. При подборе пара-
параметров насадок необходимо учитывать класс чистоты
поверхности поступающих на волочение труб.
Зависимость давления от скорости волочения (рис. 28)
характеризуется наличием максимума при скорости
0,5 м/с, что соответствует скорости движения трубы через
насадку 0,3 м/с. Полученные в опытах данные о харак-
характере зависимости и положении максимума совпадают с
расчетными и экспериментальными величинами. Анало-
Аналогичную зависимость имеет и толщина смазочной пленки
на выходе из волоки, измеренная весовым методом. За-
Зависимость давления от скорости волочения иллюстриру-
иллюстрируется осциллограммой (рис. 29). Часть трубы была про-
протянута со скоростью 0,08 м/с. Соответствующие участки
осциллограмм показывают минимум давления мыла и
3 Зак. 412
65

максимум усилия волочения. После увеличения скорости
до 1 м/с давление возросло в два раза, а тяговое усилие
снизилось на 18%.
Известно, что удельные нагрузки на стенку волоки
при безоправочном волочении труб зависят от величины
р,МН/м?(кгс/мм2)
80(8,16)
60F,12)
40D,08)
20B,04)
п
и
-
-
-
_
с
X б 6 Z
100A0,2)
80(8,16)
60F,12)
40D,08)
* 20B,04)
п
V
*(пгс/ммг)
•
-/i p
- /
/
/
I
? U
У, М/С
ОД
0,01
п
и
Рис. 27. Зависимость дав-
давления смазки в месдозе от
состояния поверхности труб
(маршрут волочения 25Х
Х2 *- 16X2 мм, скорость
1 м/с):
а — увлажненная поверх-
поверхность; б — после отжига
в баллонах; в — после от-
отжига в муфельной проход-
проходной печи; г —после травле-
травления и сушки
Рис. 28. Зависимость давления и
толщины выходящего слоя смаз-
смазки t от скорости волочения (мар-
(маршрут волочения 25Х 1,85 — 16X1,85
мм)
Рис. 29. Осциллограмма зависимости
усилия волочения (/) и давления
смазки B) от роста скорости волоче-
волочения с 0,08 до 1 м/с (маршрут волоче-
волочения 25X2,1 — 16X2,1 мм)

обжатия, возрастая с его уменьшением. Из приведенных
на рис. 30 графиков видно, что давление смазки имеет
такую же зависимость от обжатия. Этим подтверждена
р,МШмг(мс/мм2}
140A4,28) -
12002$)
100A0,2)
60(8,16)
Рис.. 30 Зависимость дав-
давления смазки от обжатая
трубы (скорость волочения
1 м/с); исходные размеры
трубы:
/—25X2,85 мм: 2—25X2,1 мм
р,МН/м*(т/нм2)
100(Щ2)
80(8,16)
60F,12)
40D,08)
20B,04)
0,95 1,40 1,85205
Рис. 31. Зависимость дав-
давления смазки от толщины
стенки трубы (диаметр 26
мм, скорость волочения
1 м/с, обжатие 8=0,36)
справедливость условия жидкостного трения — соответ-
соответствие давления смазки контактным нагрузкам в очаге
деформации. Последнее подтверждается также опытной
зависимостью давле-
0,пН(тс)
100A0f2)
80(8,16)
60F,12)
40D,08)
20B,04)
т
: -^
i
— — —
P
0
1
н, MM
50E,10)
40D,08)
30(J,06)
20B,04)
10A/12)
ния смазки от толщи-
толщины стенки протягивае-
протягиваемых труб ('рис. 31).
Согласно теории те-
течения смазки в насад-
насадке, о которой речь дой-
дойдет ниже, развиваемое
давление определяется
размерами области те-
течения, ее длиной и вы-
высотой. При увеличении
длины насадки и умень-
уменьшении высоты зазора
нагнетающая способ-
способность возрастает. Экс-
Экспериментальное исследование подтвердило эти теорети-
теоретические выводы (рис. 32 и 33). С ростом давления смазки
усилие волочения уменьшается. Из рис. 34 следует, что
давление смазки уменьшается с увеличением угла кону-
Рис. 32. Зависимость давления смаз-
смазки р и усилия волочения Q от вели-
величины диаметрального зазора в ци-
цилиндрической части напорной трубки
(маршрут волочения 25X2,1—16X2,1 мм,
скорость волочения ! м/с)
3* Зак., 412
67

са отверстия насадки, которое соответствует увеличению
средней высоты зазора.
С использованием опытного инструмента (см. рис. 23),
но без подачи к насадке стружки мыла проводили воло-
волочение труб, подготовленных по обычной технологии:
омеднение, фосфатирование и омыление. В опытах за-
зафиксировано наличие небольшого давления смазки вбли-
вблизи входа в очаг деформа-
р,МН/м2(тс/мм2/
80(8,16)
60F,12)
40D,08)
20B,04)
О а
20 40 60
1и,мм
80
Q,nH(rc)
50E,10)
40D,08)
30C,06)
20B,04)
10A,02)
О
ции за счет гидродинами-
гидродинамического эффекта в ее из-
избыточном объеме, скап-
скапливающемся перед во-
р,МН/мг(кгст2)
Ш0A0,20)
80(8,16) -
60F,12)
Рис. 33. За(висимость давления р и
усилия волочения Q от длины напор-
напорного канала (условия волочения те
же, что и для рис. 32; а — параметры
волочения труб в режиме граничного
трения с медно-фоофатяо-'мылыным
покрытием)
0,1045 0,2090
аН1рад
Рис. 34. Зависимость давления
смазжи от угла конуса напор-
напорной волоки (маршрут волоче-
волочения 25ХД,85— 16Х'1,85 мм, ско-
скорость 1 м/с)
локой. Полученные в опытах значения коэффициента
трения находятся в пределах обычно принимаемых зна-
значений 0,046—0,126. Возрастание коэффициента трения с
увеличением толщины стенки свидетельствует о возмож»
ности достижения лучшего гидродинамического эффекта
трения на толстостенных трубах.
В других случаях тяговые усилия снижаются до
16,3%. Достигнутое снижение меньше возможного из-за
потерь на создание давления смазки.
Исследование зависимости ресурса пластичности ме-
металла при безоправочном волочении труб от режима тре-
трения проведено на трубах из стали 20 размером 27X1Л и
28X2J мм. По каждому варианту опыта попользовано
10 труб. Перед волочением в режиме граничного трения
трубы подвергали следующей обработке: отжиг (только
на исходном размере), травление, омеднение, фосфата-,
рование и омыление в 5%-ном растворе хозяйственного,
мыла. Перед волочением без отжига: удаление смазки,
омеднение, фосфатироваеие и омыление. Первому про-
проходу волочения в режиме гидродинамического трения
68

-I"
mX
Щ
Hi
nil
ce jy DC н
i
I
IB
* SS <n
В 2 О
i8'
I
I CNIOOS
CO
ю ю
00 <Л ОСО
со сою оо"
XXXX
I "^00
o"o
Ю
I-I I
ю ю
о*оо*
1 OO
°8
ooo
oomo о
COcD h-^-н
•^CD b- 00
СО
ooi
XXXX
S CO
us
WO5
CO
ю
со сою
со см сою
oooo о
coo ем ^
Ю 00
-и—i CNCN
хххх
со
о" о*
82 I
о —«ю
coi^co
Tf CO t^
ЮС0
too
XXX
ooow
69

предшествовали операции отжига, травления, промывки
и сушки. Волочение в режиме гидродинамического тре-
трения проводили на инструменте с насадкой, обеспечиваю-
обеспечивающей толстый слой смазки и устойчивый режим жидкост-
жидкостного трения. Волочение по всем вариантам вели по одно-
одному маршруту до разрушения труб. На каждом размере
от двух труб брали образцы для определения предела
прочности и относительного удлинения металла. Для
оценки величины тангенциальных остаточных напряже-
напряжений выре'зали кольца шириной 10 мм, а также продоль-
продольные образцы — сегменты длиной 200 мм и шириной
10 мм. Уровень тангенциальных напряжений оценивали
по относительному увеличению диаметра кольца после
разрезки колец по образующей; продольных — по стреле
прогиба сегмента. По известной методике рассчитали
коэффициент использования ресурса пластичности а]).
Результаты сравнительных опытов приведены в
табл. 13, из которой следует, что волочение в жидкост-
жидкостном режиме трения обеспечивает значительно более
низкий уровень остаточных напряжений и, как следствие,
больший ресурс пластичности. Данный вызод потверж-
дается сравнением предельных величин суммарного об-
обжатия без отжига, при которых еще не начинается раз-
разрушение труб в процессе волочения: 59—61%—для
гидродинамического, трения 46—47% для граничного
трения.
Сравнительное экспериментальное исследование по-
показало значительные преимущества безоправочного во-
волочения труб в режиме гидродинамического трения, вы-
выражающиеся в снижении тяговых усилий и увеличении
ресурса пластичности металла и создающие условия для
'интенсификации производства.
ЭФФЕКТИВНОСТЬ БЕЗОПРАВОЧНОГО ВОЛОЧЕНИЯ ТРУБ
В РЕЖИМЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ
Трубы из нержавеющих сталей
Аустенитные нержавеющие стали обладают интен-
интенсивной упрочняемостью при холодной деформации, ела.
бой способностью к взаимодействию со смазками и
склонностью к налипанию иа инструмент, поэтому нор-
нормальный процесс волочения невозможен без эффектив-
эффективной смазки или подсмазочных покрытий, надежно экра-
экранирующих основной металл. На Синарском трубном за-
зато

воде на волочение поступали нержавеющие трубы после
нанесения вручную на их поверхность толстого слоя
цинкового мыла или мыла с серой и после сушки. Из-за
неравномерной толщины смазочной пленки большое ко-
количество тонкостенных труб шло в брак по вмятинам.
При волочении толстостенных труб металл налипал на
волоку и инструмент выходил из строя из-за выкрашива-
выкрашивания твердого сплава; в брак уходил дорогостоящий ме-
металл, производительность снижалась. Наличие несма-
несмазанных участков поверхности труб, осыпание смазки в
процессе транспортировки пакетов, недостаточная суш-
сушка — все это служило причиной задиров. Волочение в
режиме гидродинамического трения, когда имеются наг-
нагнетающие устройства, способные создать необходимое
для надежного разделения контактных поверхностей
давление смазки, позволяет избавиться от всех перечис-
перечисленных выше недостатков.
Технология подготовки к волочению становится мак-
максимально простой: трубы поступают на волочильный стан
непосредственно после термообработки.
Путем соответствующего подбора инструмента лик-
ликвидирован брак по вмятинам на тонкостенных трубах.
Нагнетание смазки производится в свободной части ко-
конусного канала волок, при необходимости добавляется
напорная волока ограниченной высоты. Весьма эффек-
эффективно волочение тонкостенных труб в специальных сбор-
сборных волоках. Стабилизирован процесс волочения толсто-
толстостенных труб. Наиболее трудоемко было волочение труб
со светлой поверхностью, плохо захватывающей смазку.
Однако, как показали опыты, проблема решается путем
использования сборных волок с удлиненной насадкой,
снабженной антифрикционной (противозадирной) встав-
вставкой.
В результате внедрения волочения в режиме гидроди-
гидродинамического трения ужесточены режимы волочения. По-
Повышена до 1—1,25 м/с скорость волочения. Сравнитель-
Сравнительные данные по некоторым маршрутам приведены в
табл. 14.
Из табл. 14 видно, что средние разовые обжатия уве-
увеличены на 27—29%, на маршрутах сокращен один
•проход.
Экономический эффект- от сокращения числа опера-
операций, снижения брака и расхода металла составляет 30—
40 руб. на 1000 м труб.
71

Таблица 14 „ ,
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ДАННЫЕ О ВОЛОЧЕНИИ С ГРАНИЧНЫМ
И ГИДРОДИНАМИЧЕСКИМ ТРЕНИЕМ
Трубы с
толщиной стенки 1—1,5 мм.
граничное тре-
трение
маршрут-,
мм
25
18
14
10
8
Средние
«. %
,
22,2
28,6
20
24,7
гидродинамичес-
гидродинамическое трение
маршрут,
мм
25
16
12
8
—
__
е. %
36
25
33,3
31,4
Трубы с
толшиной стенки 1,5—3 мм
граничное тре-
* ние
маршрут,
мм
25
20
16
12
10
—
г. %
20 '
20
25
16,7
20,4
гидродинамичес-
гидродинамическое трение
маршрут,
мм
25
18
14
—
—
е, %
28
22,2
-26,6
26,3
Трубы из стали ЗОХГСА*
Трубы из стали ЗОХГСА также относятся к классу
труднодеформируемых из-за способности закаливаться
при охлаждении на воздухе и из-за отсутствия оборудо-
оборудования, 'обеспечивающего замедленное охлаждение труб
после отжига., Как правило, трубы поступают на волоче-
волочение, имея предел прочности порядка 735 МН/м2
G5 кгс/мм2) и более и удлинение 15—18%.
Во избежание обрывов волочение в режиме гранич-
граничного трения ведется с небольшими обжатиями, что обу-
обусловливает многоцикличность производства и низкую
производительность. Так, трубы размером 6X1,2 мм до-
доводились до-готового размера (исходный диаметр был
25 мм) за шесть циклов безоправочного волочения со
средним обжатием 21%, хотя обрывы все-таки происхо-
происходили. Каждой операции волочения предшествовала дли-
длительная, и сложная подготовка, включающая термообра-
термообработку, забивку головок^ отпуск головок, травление, омед-
омеднение, фосфатирование и омыление.
ь На основе волочения в режиме гидродинамического
трения разработана новая технология изготовления труб
с минимумом циклов и операций.
Примерно на 40% увеличены разовые обжатия, кото-
которые в среднем составили 30%. На маршруте сокращены
два прохода волочения. - . . .
72

Переход на отжиг в муфельных проходных печах
позволил исключить всю химическую обработку.
В результате значительно сокращены расходы по
переделу уменьшилась продолжительность передела,
упрощен грузопоток. Ранее выполнялись следующие опе-
операции технологического цикла волочения: забивка голо-
головок, термообработка, травление, промывка в холодной и
горячей воде, нейтрализация, омеднение, снова нейтра-
нейтрализация, фосфатирование, выдержка на воздухе; омыле-
омыление и, наконец, волочение. По новой технологии оста-
остались только такие операции: забивка головок, термообра-
термообработка и волочение.
Экономический эффект от снижения расходов по
переделу, высвобождения основного и вспомогательного
оборудования составляет около 100 руб. на 1000 м труб.
Трубы из углеродистых сталей со светлой поверхностью
Трубы со светлой поверхностью получаются лишь при
термообработке их в защитной атмосфере и при отсут-
отсутствии на поверхности прдсмазочных покрытий. Последнее
осуществимо при безопрявочном волочении в режиме
гидродинамического трения.
Разработана технология производства груб размером
6X1 мм из заготовки 25X0,85 мм стали марки 10 для
холодильников с чистой и светлой поверхностью. В табл.
Т а б л и ц а 15
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОПЕРАЦИИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ ТРУБ
РАЗМЕРОМ 6X1 мм ИЗ ЗАГОТОВКИ 25X0,85 мм
С ГИДРОДИНАМИЧЕСКИМ ТРЕНИЕМ
Маршрут,
мм
Подготовительные операции
Сокращенные операции
25X0,85
16X0,9
12x0,95
Открытый отжиг, травле-
травление, промывка, забивка го-
головок
Подбивка головок
Обрезка головок, отжиг в
защитной атмосфере, забив-
забивка головок на противопо-
противоположных концах
Омеднение, фосфатирование,
омыление
Отжиг, травление, омедне-
омеднение, фосфатирование, омы-
омыление
Травление, омеднение, фос-
фосфатирование, омыление
73

15 приведены маршруты безоправочного волочения и
перечень технологических операций, в том числе и сокра-
сокращенных благодаря гидродинамической подаче смазки.
Разработанная технология предусматривает очистку
поверхности труб от окалины и грязи на исходном раз-
размере 25 мм, после чего загрязнения внутренней поверх-
поверхности не (происходит. Путем соответствующего подбора
инструмента при волочении достигается минимально не-
необходимая толщина смазочной планки. Остающаяся
после термообработки зола практически незаметна.
Дальнейшее волочение производится с сокращением
двух операций отжига, а две оставшихся операции от-
отжига производятся в защитной атмосфере.
Благодаря внедрению безоправочного волочения в
гидродинамическом режиме ' трения стало возможным
сократить две операции отжига, четыре цикла химичес-
химической обработки и получить при снижении расходов по пе-
переделу высококачественные трубы.
Экономический эффект в результате снижения расхо-
расходов по переделу и высвобождения вспомогательного обо-
оборудования составляет около 50 руб. на 1000 м готовых
труб.
Как показала практика, внедрение безоправочного
волочения в режиме гидродинамического трения дает
наибольший эффект при производстве труб из нержавею-
нержавеющих и легированных сталей, а также труб со светлой
поверхностью.
Не меньшая эффективность может быть получена и
при изготовлении рядовых труб, если имеются средства
безокислительной термообработки или оборудование для
сушки труб после удаления окалины. В данном случае
эффект достигается в результате сокращения операций
химической обработки промежуточных отжигов. Жидко-
Жидкостное трение позволяет проводить два-три прохода воло-
волочения между отжигами с суммарным уменьшением ис-
исходного диаметра на 50—60%.
После оправочного волочения без предварительной
подготовки может быть осуществлен безоправочный про-
проход с обжатием до 34%, а на тонкостенных трубах — два
прохода с обжатием до 50%.
После холодной прокатки с предварительным удале-
удалением смазки и сушкой возможен проход безоправочного
волочения с обжатием до 20—26%, а в ряде случаев,
при высококачественной забивке головок,— до 28—30%.
74

После теплой прокатки волочение можно вести без
удаления смазки.
Одним из основных преимуществ волочения в режиме
гидродинамического трения является исключение из
технологического процесса дорогостоящей, трудоемкой и
нежелательной с точки зрения загрязнения труб ш окру-
окружающей среды химической обработки. При наличии в
производственном цикле операций удаления смазки,
термообработки в защитной атмосфере и волочения в
режиме гидродинамического трения можно получать тру-
трубы со светлой и чистой поверхностью, как наружной, так
и внутренней..
Глава II
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
О ПЛАСТОГИДРОДИНАМИЧЕСКОМ
ЭФФЕКТЕ
Практика волочильного производства, специальные
эксперименты, проведенные в производственных услови-
условиях, показали, что технико-экономические показатели во-
волочения с применением гидродинамической смазки мо-
могут быть еще повышены примерно в четыре-шесть раз,
если применить инструмент с оптимальными парамет-
параметрами.
Поиск оптимальных конструкций и размеров нагнета-
нагнетателей может быть проведен с помощью аппарата механи-
механики сплошных сред и гидродинамики как ее раздела. Пре-
Прежде чем приступить к анализу параметров волочильного
инструмента с целью выбора теоретическими методами
оптимальных размеров, введем основные положения тео-
теории вязко-пластического течения.
1. ИСХОДНЫК. ОБОЗНАЧЕНИЯ И УРАВНЕНИЯ
В общем случае течение смазки характеризуется в
каждой точке области, занятой веществом: вектором ско-
скорости v с его составляющим на оси декартовой системы
координат vx, vy, vz\ давлением р; массовой плотностью
р смазочного вещества и, наконец, температурой L Эти
шесть величин представляют собой функции координат
75

точки; они являются искомыми механическими перемен-
переменными. Для определения механических переменных оД р,
р, t теория располагает замкнутой системой из шести
дифференциальных уравнений в частных производных:
уравнения неразрывности (закон'сохранения массы); трех
уравнений движения (второй закон Ньютона); уравне-
уравнения термодинамического состояния р=/(Р, 0» связываю-
связывающего плотность, давление и температуру вещества; урав-
уравнения баланса энергии (первое начало термодинамики).
Уравнение (неразрывности выражает собой следую-
следующее: сумма маосы смазки, втекающей в единицу объема
в единицу времени, и массы, вытекающей из того же
объема и за тот же промежуток времени, равна измене-
изменению массы, происходящему в единицу времени вследст-
вследствие изменения плотности. Для нестационарного течения
сжимаемой жидкости уравнение неразрывности будет
dp , д (9vx) ( д (9уу) | д (?и2) п
"аТ дТ~~\ Ту « и I1
Ту « Тг ~"и# I1'
Решение задачи можно упростить, приняв допущение
о несжимаемости смазочного вещества p(pj==const; тог-
тогда уравнение A) принимает более простой вид и называ-
называется уравнением (или условием) несжимаемости1:
dvx dvu dvz
дх
= 0. B)
В этом случае плотность р выпадает из числа неизве-
неизвестных механических переменных и отпадает необходи-
необходимость в уравнении состояния, которое вырождается в ус-
условие р=const. В данной книге будут рассмотрены толь-
только течения несжимаемых или предварительно уплотнен-
уплотненных смазок.
Для составления уравнений движения исходят из
второго закона Ньютона, согласно которому масса гп,
* (Векторные величины, заданные своими составляющими по ко-
координатным осям, отмечены подстрочными свободными индекса-
индексами (X /, k и .т. д.), которые обязательно принимают значения i=
=х, у, z.
1 В уравнениях механики 'оплошных сред часто встречаются од-
нотивные суммы. Их обозначают краткза, яводя повторяющийся под-
подстрочный индекс. Частную (Производную по координате / иногда обо-
обозначают подстрочным индексам, и Тогда уравнение B) можно бо-
более кратко записать так: Vi,i = Q.
76

умноженная на ускорение ш, равна сумме сил F, дейст-
действующих на рассматриваемую массу
F = tnw,
или в координатной форме
Fx = mwx,
Fy = mwyt
Fz = mwz.
C)
Уравнения движения составляют для бесконечно ма-
малого параллелепипеда, мысленно выделенного оз потоке
смазки. По граням этого параллелепипеда действуют на-
напряжения Gij (t, j=x, yy 2)*, совокупность которых сос-
составляет тензор напряжений. Тогда уравнения C) приоб-
приобретают такой вид:
d ax
~d~x~
-d7- = f>w*>
do
ху
dx
д(*хг
dx
+
do
УУ
ду
двуг
ду
+
+ "
да
yz
dz
da2Z
D)
или кратко
В последних уравнениях ускорение wi — это полная
(субстанциональная) производная по времени от скоро-
скорости:
dx
или
dvx
wv =
dx
dvy
~дтГ
dvz
m--j??+
dvx
dx
dvy
~dx~
dvz
~dx~
dvx
dy
dvy
dvz
~d7
dvx
dz
dvy
dvz
dz
* Часто касательные напряжения стжу, <т2у, 0Zx обозначают
», tyz, Xzx, а нормальные Охх, оуу> <5%г — <Sx, oy, CFZ соответственно.
77

Мы будем рассматривать только такие течения, в ко-
которых роль инерционных сил мала, т. е. в дифференци-
дифференциальных уравнениях D) правая часть равна нулю. Диф-
Дифференциальные уравнения движения вырождаются в
дифференциальные уравнения равновесия
даху , д axz
' dz
даху , двуу , dayz
-+-5^ +
E)
ду ' dz "~v/)
а* ' ду { dz
или
0>//, / = 0.
Выразим уравнения D) и E) в скоростях течения.
Для этого необходимо воспользоваться физическими
уравнениями связи напряжений и скоростей деформации.
Тензор напряжений dj второй валентности имеет три
инварианта. Важное значение имеет первый инвариант
Инвариантную величину р, т. е. не изменяющуюся при
преобразовании координат, называют давлением смазки
в данной точке ее потока. Из тензора напряжений Та
обычно принято составлять с помощью шарового тензора
рЕ новый тензор, который называют девиатором напря-
напряжения
где Е — единичная матрица.
Девиатор напряжения
(<*хх + Р Оху Gxz
Оху О у у + Р Оу2
Oxz * Oyz Gzz+ P,
имеет свои инварианты, из которых особенно важен вто-
второй инвариант, положительный квадратный корень из
которого равен с точностью до постоянного множителя
интенсивности касательных напряжений
- J/4" [{охх - oyyf + (ауу - a22f + (azz - oxxf\ +
+<&+<&. F)
78

Движение частиц бесконечно малого объема смазки
складывается из поступательного движения его центра
со скоростью in, вращения объема вокруг центра с угло-
угловой скоростью
dvy dvz
шу
0)„ =
_. L (dv* dv~\
2 \ дх dz Г
dvy\
дх j
dy
и деформации этого объема со скоростями деформации
|tj. Скорости деформации \ц образуют симметричный
тензор второй валентности:^
(ъхх ъху
Ъху Ъуу
Ьлзг ъуг
компоненты которого подсчитываются по формулам
1
или
__ 1 (
- -2" \
дуГ
~z > bxz — ~~r
2 V dz дх
'Величины, которые стоят на главной диагонали мат-
матрицы Т? Цхх, lyy, |zz), называются скоростями удлине-
удлинения, их иногда обозначают соответственно !•*, gv, gz. На
остальных местах матрицы стоят половины скоростей
сдвигов. Скорости сдвигов порой обозначают г\Ху, Цуи Цгх-
Первый инвариант тензора скорости деформации Tg
<эхх "Т* ъуу \ bzz z=z ъ
выражает скорость изменения объема в некоторой бес-
бесконечно малой области потока смазки. Для несжимае-
несжимаемых 'смазок |=0, поэтому девиатор и тензор скорости де-
деформации совпадают. Удвоенный положительный корень

из второго инварианта девиатора (а для несжимаемого
материала— тензора) скорости деформации называет-
называется интенсивностью скоростей деформации сдвига:
= ]/4 №х - lyyf + AУУ ~ Ы2 + Aгг ~ lxXf\
"+.4.(U+&.+ &). G)
В теории течения произвольного, но изотропного ма-
материала принято, что девиаторы напряжений и скоростей
деформации подобны и коаксиальны. Следовательно, для
несжимаемой смазки
или
<Т// + р6// = Ч>?//> (8)
где 8ij — симметричный сим(вол. Кронекера, принимаю-
принимающий значение 1, если /=/, и 0, когда 1ф]
Коэффициент подобия а|> можно выразить через Т и Н,
для чего достаточно подставить (8) в F) и учесть G):
2Т
Y н
Окончательно получают физические уравнения связи
напряжений и скоростей деформации, если в последнем
выражении принять какой-то определенный закон тече-
течения, связывающий функционально
Т = Т(Н,р,Л (9)
и подставить результат в соотношения (8):
а -2Т(Н>Р> О' _2Т(Н, р, Qr
Н " Н
2Т (Н, р, 0 g _ ст 2 ^ 2Т(Н,р,
2Т(Н,р, 0 g _ 0 = 2Т(Н, р,
Н Иг гх н
Ьуг,
A0)
В случае жидких смазок закон течения (9), как пока-
показали в свое время на частном случае простейшего тече-
течения Ньютон, а б общем" случае позже Стоке, имеет более
простой вид:
Т = {х(р, ОН, (И)
во

где \i — коэффициент вязкости, который, вообще говоря,
является функцией координат, так как зависит от р и t—
величин, переменных в 'потоке смазки.
Если подставить физические уравнения A0) в урав-
уравнения движения D) или равновесия E), то получим сис-
систему уравнений движения, выраженную через искомые
механические переменные Vi, put. Условно уравнения
движения, выраженные таким образом, можно записать:
В* частном случае для жидких смазок, закон течения
которых выражается формулой (И), эти уравнения на-
называются уравнениями Навье—Стокса.
Обратимся к последнему уравнению — дифференци-
дифференциальному уравнению баланса энергии. Оно выражает сле-
следующее: механическая работа пластической деформации
смазки, совершенная в единицу времени, в единице ее
объема и равная ТН, вся переходит в тепло, которое в
свою очередь идет на повышение температуры смазки и
теряется теплопроводностью. Это уравнение имеет вид
где Я и с — коэффициенты теплопроводности и удельной
массовой теплоемкости;
d
Y% —полная или субстанциональная производная
по времени.
В последнем уравнении предполагается, что Т выра-
выражено конкретным законом течения (9). Это уравнение в
развернутом виде выглядит так: .
-Л
Часто в последних уравнениях принимают, что % и
с=const.
Итак, полная система дифференциальных уравнений
для определения в потоке несжимаемой смазки механи-
механических переменных р, t, viy которая будет использована
81

ниже для анализа гидродинамической смазки в процес-
процессах обработки металлов давлением, имеет вид
v- — О
(р, *, а)],/ = 0, i A3)
Здесь Я, р, с — известные величины.
Для полной (физической определенности решений сис-
системы уравнений A3) должны быть заданы граничные и
начальные условия. Начальные условия дают значения
р, t и Vi в момент времени т=0 во всей области течения
смазки V.
Область течения смазки имеет границу s двух видов:
sv и 5/. На поверхности sv происходит контакт смазки с
твердыми телами. Считают, что смазка «прилипает» к
поверхности твердых тел, а движение их известно. Сле-
Следовательно, на поверхности sv
vt (ДГ, т) = v* (МУ т),
где М — произвольная точка на поверхности sv;
v i — заданная скорость движения твердых тел.
На поверхности sv еще должны быть заданы тепловые
граничные условия
/с (М, т) = U (М, т),
, dtc (М, х) _^ dtT(M,x)
/^ дт ^
on д п
где индексы «с» и «т» относятся к смазке и твердым те-
телам соответственно. Условия A4) означают равенство
температур на поверхности sv и равенство тепловых по-
потоков через sv со стороны смазки к поверхности и от по-
поверхности в твердые тела (или в обратную сторону).
Поверхность S/ свободна от контактов с твердыми те-
телами, на ней отсутствуют нагрузки; принимают также,
что через S/ отсутствует тепловой поток.
Течение смазки в общем случае описывается настоль-
настолько сложными уравнениями, что их точное решение пока
невозможно. Поэтому исследуемые ниже течения схема-
схематизированы (огрублены) настолько, чтобы уравнения и
граничные условия делали задачу разрешимой. В этих
более простых случаях течения уравнения записываются
82

проще, но их физический смысл остается таким же, ка-
какой был показан в настоящем параграфе.
В заключение заметим, что в данной работе рассмот-
рассмотрены только устойчивые (ламинарные) течения несжи-
несжимаемых смазок.
2. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ И ТЕПЛО ФИЗИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА ЖИДКИХ СМАЗОК
Для жидких смазок, применяющихся в процессах об-
обработки металлов давлением, справедлив реологический
закон ньютоновской среды 'пропорциональности интен-
сивностей касательных напряжений и скоростей сдвига.
Динамическая вязкость \х характеризует сопротивле-
сопротивление слоя жидкости скорости относительного сдвига. За
единицу динамической вязкости в международной систе-
системе единиц СИ принят 1 Н«с/м2; эта единица находится
в следующем соотношении с другими единицами динами-
динамической вязкости:
1 Нс/м2 = 0,102 кгсс/м2=10 Пз.
(В технических характеристиках масел приводится
обычно кинематическая вязкость v, равная отношению
динамической вязкости к плотности жидкости, <у=*у/р.
Единицей кинематической вязкости является
1 м2/9= 10е сСт= 104 Ст.
Уравнение течения представляет собой прямую линию
с тангенсом угла наклона \i (рис. 35); это единственная
arctg/i
V-
*Г 0,00@,00612)
X ОМШОШ)
^0,02@,00204)-
20
Рас. 35. Кривые течения
смазок*.
/ — для ньютоновской сре-
среды; 2 — для вязко-пласти-
вязко-пластической среды [см. формулу
Рис. 36. Температурные зависимости вязко-
вязкости некоторых масел:
/ — автотракторного АКп-10; 2 — турбинного
46; 3 —- индустриального 45; 4 — турбинного
30 и индустриального 30; 5 — турбинного 22;
6 — индустриального 20
83

величина, которая полностью характеризует реологичес-
реологические свойства жидкости. Ньютоновская вязкость р, в силь-
сильной степени зависит от температуры и давления в сма-
смазочном слое. Повышение температуры смазки вызывает
падение вязкости. Фор-
Формул, описывающих из-
изменение вязкости во
всем диапазоне темпе-
температур ют точки загусте-
вания до точки кипе
ния, не существует. Эм-
Эмпирические формулы,
рекомендуемые различ-
различными исследователями,
как правило, выводят-
выводятся из температурных
кривых вязкости для
узкого температурного
интервала.
^ 0,20F,0204) -
% 0, ?5 @,0f63)
% 0, f0@,0f02)
^ 0,05@,057)
40 60 80 WO' t,°C
вязкости масел
Рис. 37. Зависимость
от температуры:
1 — цилиндрового; 2 — авиационного
МК; 3 — аетола АК-10; 4 — сурешого;
5 — тюленьего жира
На рис. 36 и 37
представлены кривые изменения динамической вязкости
р, некоторых масел в рабочем диапазоне температур. По
данным С. А. Чернавскопо, с достаточной для практичес-
практических расчетов точностью зависимость \i от температуры в
интервале 50— 100°С может быть выражена приближен-
приближенной формулей
Р = 1*50 (—J , A5)
где [150 — динамическая вязкость при 50°С;
т — показатель степени, зависящий от кинематиче-.
ской вязкости масла.
Можно принимать следующие значения т в зависи-
зависимости от кинематической вязкости при 50°С:
v60, м2/с106
т
v60, м2/с-106 (сСт)
т ....... .
20
1,9
70
2,8
30 40
2,5 2,6
80 90
2,85 2,9
50
2,7
120
3,0
В табл. 16 приведены значения уъо 'некоторых смазоч-
смазочных масел; значения кинематической вязкости при 20 и
100°С для различных масел показаны в табл. 17, здесь
же приводятся значения критической температуры смаз-
смазки 4ф.
84

Таблица 16
ХАРАКТЕРИСТИКА НЕКОТОРЫХ СМАЗОЧНЫХ МАСЕЛ
Масло
Л (велосит) .
Т (вазелиновое)
Л (сепараторное)
Индустриальное 12 (веретенное 2) .
Сепараторное Т
Индустриальное 20 (веретенное 3) .
Индустриальное 30 (машинное Л) .
Индустриальное 50 (машинное) . .
Турбинное 22 ¦>
Турбинное 30
Турбинное 57 (турборедукторное) .
Полугудрон
Вязкость при
50°С, сСт
4-51
5,1—8,5
6,1—10
10—14
14—17
17—23
27—33
42—58
20—23
28—32
55-59
133—185
Плотность при
20°С, г/см»
0,800
0,900
0,880—0,900
0,886—0,926
0,904
0,88.5—0,926
0,890—0,916
Таблица 17
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА И РЕЗУЛЬТАТЫ
ИСПЫТАНИЙ МАСЕЛ
Масло
Вапор ....
МК-22 . . .
MG20;
образец 1 .
образец 2 .
Автол 18j . .
АвтолjlQ . .
Автол 6 . .
Автол 4 . .
Нигрол летний:
образец 1 .
образец 2 .
Вязкость.
сСт,
при
темпера-
температуре
20
7500
1500
1120
1070
2700
700
310
112
6000
5800
г, °С
100
55,1
22,2
21,6
21,3
18,9
9,2
8,54
5,41
32,3
31,8
У
ь
350
220
227
249
195
164
147
120
230
200
Масло
Нигрол зимний
Трансмиссион-
Трансмиссионное (ВТУ-401):
образец 1 . .
образец 2 . .
Медицинское .
Машинное СУ:
Веретенное АУ-
образец^Д . .
образец^ . .
Веретенно^Д .
Вязкость,
сСт,
при
темпера-
температуре
20
2800
3300
2700
171
04
49
51
55
100
23,6
27,2
23,8
7,03
8,50
3,30
3,32
3,75
f Л
р.
X
177
248
300
156
170
105
117
105
При критической температуре происходит разрушение
смазочной пленки, что влечет за собой возможность не-
непосредственного контакта отдельных участков поверхно-
поверхностей инструмента и изделия.
85

При высоких давлениях в смазочном слое вязкость
масел значительно увеличивается. Следует отметить, что
при обработке металлов и сплавов с высокими механиче-
механическими свойствами давление в смазке может достигать
величин свыше 1000МН/м2 A02 кгс/см2). Особенно силь-
сильно увеличивается вязкость масел минерального проис-
происхождения. Так, при давлении 100 МН/м2 A000 атм) она
возрастает в 8—40 pas. У масел растительного и живот-
животного происхождения увеличение меньше — в среднем в
2—6 раз. При дальнейшем возрастании давления вяз-
вязкость повышается с уве-
увеличивающейся скоростью
(рис. 38). Отсутствие тео-
теоретических зависимостей
вязкости от давления вы-
вынуждает прибегать к эм-
эмпирическим формулам,
среди которых наиболее
распространена формула
Баруса
(x = !xoexp (ар), A6)
2,0@,204) -
1,5@,15J)-
1,0@,102) -
0,5@,051) L
0,6 1,2 1,8 2,4
F00) A200) A800) B400)
р,МН/мг(лгс/смУ '
Рис. 38. Зависимость вязкости масел
от давления:
а — (касторовое масло; б — карафини-
стое масло (пенсильванское); в — наф-
тенистое масло; г — русское масло;
д — Брайшсток «СССР». Цифры на
кривых — температура, °С. Значения р,
МН/м2, даны уменьшенными в 100 раз
где |Яо — динамическая
вязкость при ат-
атмосферном дав-
давлении;
а — пьезокоэффици-
ент вязкости.
Пьезокюэф ф и -ц и е н т
вязкости в общем случае
может зависеть от темпе-
температуры и давления. В
настоящее время известно большое количество исследо-
исследований, посвященных определению пьезокоэффициента
вязкости. Герси и Гопиинсом (выполнен обзор работ
по определению коэффициента а. Обобщая данные
о зависимости вязкости от давления для большого
количества сортов масел минерального, раститель-
растительного и животного происхождения, полученные различ-
различными исследователями при температурах от 20—100°С
и давлениях от 27,4 МН/м2 B80 кгс/см2) до
117,6 МН/2. A200 кгс/см2), Герси и 'Гопкинс. разделили
все минеральные масла на «несколько групп, для
каждой из которых характерны свои значения пьезо-
86

4
(Щ2)
09,6)
<
с
о!
Т у
х *
о
V
п
''' ¦ х
X
ДА
1
о
J
¦i.
а ¦
? 4 6810'* 2 4 6 8Wf 2 4 6 81,0 2
ju, Нс/м2
Рис. 39. Значения пьезакоэффициегнта вязкости по данным:
О — Герои и Гопкинса; X—Дау; С — Е. В. Золотых, А —
М. П. Воларовича
коэффициента вязкости. Эти значения приведены
на рис. 39. Из рис. 39 видно, что пьезокоэффициент меня-
меняется линейнр от lg jxo-
Зависимость ta от вязкости смазки при р=0 может
быть аппроксимирована зависимостью
a = D1,44 + 11,5 lg |х0)- Ю~9 м2/Н. A7)
При использовании данной формулы следует иметь в
виду, что размерность [jio] Н-с/м2. Для известной ис-
исходной величины fi0 минеральной смазки по формуле
A7) либо с помощью рис. 39 определяется величина пье-
зокоэффициента. На этом же рис. 39 приведены резуль-
результаты исследования Дау с сотрудниками и Е. В. Золотых.
Однако давления, исследуемые этими авторами, ниже,
чем у Гер си и Гопкинса, поэтому значения шьезокоэффи-
циента у последних выше. При давлениях до 98 МН/м2
A000 клс/см2) 'величины и были определены М. П. Вола-
ровичем и приведены также на рис. 39.
Величина пьезокоэффициента при изменении давле-
давления в определенном интервале остается постоянной. Так,
Фреско, Клаус и Тьюксбери, исследуя с помощью преци-
прецизионного вискозиметра зависимость вязкости жидкостей
от давления до 68,6 МН/м2 G00 кгс/см2) при 38°С, отме-
отмечают, что для большинства жидкостей 'пьезокоэффициент
а оставался приблизительно постоянным в исследуемом
диапазоне давлений.
87

Можно отметить исследования вязкости некото-
некоторых смазочных масел, проведенные Новаком и Винером.
С помощью капиллярного вискозиметра было изучено
влияние температуры, давления и высокой скорости
сдвига на вязкость. Зафиксированное авторами умень-
уменьшение льезокоэффициента с давлением связано, понвиди-1
мому, с температурным аффектом в капилляре вискози-
вискозиметра, вследствие которого происходит падение вязкости
жидкости. Так, для давлений до 137,2 МН/м2 A400 кгс/
см2) значения а сохраняются постоянными, при
274,4 МН/м2 B800 кгс/см2) уменьшение незначительно,
максимальное падение имеет место при давлении
343 МН/м2 C500 кгс/см2). Следует отметить, что отдель-
отдельные исследования поведения смазок при повышенных
давлениях касаются ограниченного количества смазоч-
смазочных материалов, поэтому результаты работы Герси и
Гопкинса наиболее полно охватывают эксперименталь-
экспериментальный материал по величине а для масел минерального
происхождения. Пьезокоэффициент а ^при этом зависит
лишь от исходной вязкости смазки, в меньшей степени он
изменяется с сортом масла. Влияние температуры учи-
учитывается через изменение вязкости при атмосферном
давлении.
Таким образом, для минеральных масел совместное
влияние температуры и давления на вязкость может быть
выражено формулой
(^-)Ш ехр (а р). A8)
Эта зависимость положена в основу последующих ра-
расчетов нагнетающих устройств и давления смазки в от-
отдельных технологических процессах обработки металлов
давлением.
При расчетах гидродинамического трения возможно
использование и других зависимостей вязкости смазок
от температуры и давления. И. Н. Недовизием и С. И.
Петрухиным эта зависимость принята в виде
При исследовании.'процесса прессования в гидродина-
гидродинамическом режиме трения Сю пользуется формулой
88

В последних двух формулах коэффициенты, входящие
в показатель степени, найдены из опытов, постоянны и
принимают определенные значения для различных сма-
смазок.
При использовании в качестве смазок смеси различ-
различных масел и других жидкостей кинематическая вязкость
v для смеси из п компонентов определяется уравнением
lg lg (v + 0,8) = V щ lg lg (v, + 0,8),
где щ—©есовые концентрации компонентов смеси;
Vi — кинематическая вязкость компонентов.
, Уравнению A9) не подчиняются смеси жидкостей
различной химической природы.
Практически во всех видах обработки металлов дав-
давлением находят применение эмульсии. Выбор той или
иной эмульсии определяется технологическими свойства-
свойствами, охлаждающей способностью и вязкостью. Вязкость
разбавленных 1-^5%-ных эмульсий практически не отли-
отличается от вязкости воды, увеличиваясь, однако, с повы-
повышением концентрации. В табл. 18 приведены значения
динамической вязкости воды для различных температур
и давлений. Из таблицы следует, что дииамичаская вяз-
вязкость воды в рассмотренном диапазоне практически не
зависит от давления, в гидродинамических расчетах
можно принимать ii(p)=const; в соответствии с данны-
данными табл. 18 получено значение температурного коэффи-
коэффициента, определяющего зависимость вязкости воды от
температуры A5): т=0,842.
Таблица 18
ДИНАМИЧЕСКАЯ ВЯЗКОСТЬ ВОДЫ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ И ДАВЛЕНИЯ, fulO5 Н-с/м2 (кго-с/м2)
/, °с
10
30
50
70
90
Fp, МН/м» (кгс/см*)
0,0% A,0)
130,3A3,3)
80,07(8,17)
54,88E,6)
40,57D,14)
31,46C,21)
9,8 A00)
129,4A3,2)
79,16(8,18)
55,08E,62)
40,77D,16)
31,65C,23)
39,2 A00)
127,4A3,0)
80,56 (8,22;
55,86E,7)
41,65D,25)
32,54C,32)
89

С увеличением относительного объема дисперсной
фазы вязкость эмульсии будет все больше отличаться от
вязкости воды. Для расчета вязкости эмульсии можно
пользоваться формулой Гатчека
t*=Pc L-> B°)
1
где jic — вязкость основной среды (воды);
Ф— отношение объема дисперсной фазы к общему
объему эмульсии.
В формуле B0) не учитывается вязкость дисперсной
фазы в отличие от формулы Тейлора:
B1)
где щ—вязкость внутренней фазы йпой компоненты
эмульсии;
п — число входящих в состав эмульсии компонен-
компонентов.
С помощью этих формул определяется динамическая
вязкость эмульсий сложного состава. Для эмульсии с
преобладанием в составе воды вязкость принимается не
зависящей от давления. Это справедливо для эмульсий,
не содержащих лиофильных эмульгаторов. Так, вязкость
25%-ной эмульсии пальмового масла при 70°С в 2,8—3
раза выше, чем воды, что соответствует формуле B0).
Для высокотемпературных процессов обработки ме-
металлов давлением находят применение смазки минераль-
минерального происхождения, которые в процессе деформирова-
деформирования плавятся и работают как жидкие. К таким смазкам
относятся стекла, используемые главным образом для
прессования. В табл. 19 приведены составы стекол, ис-
используемых для прессования в условиях высоких темпе-
температур. В табл. 20 даны значения вязкости стеклосмазок
в зависимости от температуры, Высокая вязкость стекол
обеспечивает хорошее разделение поверхностей и низкий
коэффициент трения. В литературе не имеется данных о
влиянии давления на вязкость стеклосмазок, поэтому в
гидродинамических расчетах можно принимать вязкость
стеклосмазок не зависящей от давления.
Тепловые расчеты гидродинамического трения требу-
требуют знания тепло-физических констант применяемых сма-
смазок. Ниже.приведена объемная масса некоторых жидких
90

Таблица 19
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ СТЕКЛОСМАЗОК
Номер
стекла
1
2
3
4
5
SiO2
'56
65
50
56
60
А12О3
15
3

2
3
Химический состав, %
СаО
18
10
15
15
15
Na2O
2
15
19
20
15
К2О
—
5
3
—
В2О3
7
—,
3
2
3
прочие
элементы
2
7
8
2
4
Т а б л и ц а 20
ЗАВИСИМОСТЬ ВЯЗКОСТИ СТЕКОЛ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
Номер
стекла
1
2
3
4
5
Вязкость стекла, Н-с/м2 (кгс-с/м2), при температуре, °С
800
1813,0
A84,9)
2458,0
B50,7)
900
991,0
A01,1)
1356,0
A38,3)
2120,0
B16,2)
1000
5120,0
E22,2)
1120,0
A14,2)
161,0
A6,42)
189,0
A9,3)
415,0
D2,3)
1100
580,0
E9,2)
310,0
C1,6)
34,5
C,52)
52,0
E,31)
84,0
(8,57)
1200
140,0
A4,3)
62,0
F,32)
5,5
@,46)
16,0
A,63)
26,0
B,65)
смазок и представлены средние коэффициенты удельной
массовой теплоемкости для интервала температур 0—•
lOffC
Плотность или объемная масса жидких смазок,
ХМ3 кг/м*
Глицерин (безводный) 1,27
Глицерин с 50% воды ...... 1,13
Касторовое масло 0,97
Керосин * 0,79—0,82
Кокосовое масло 0,93
Льняное масло 0,94
Минеральные смазочные масла . . 0,80—0,95
Нефть . . . . ч 0,76
Оливковое масло 0,92
Пальмовое масло 0,91
Сурепное масло 0,91—0,92
Хлопковое масло . . 0,93
91

Средние коэффициенты удельной массовой
теплоемкости жидких смазок между 0 и 100°С,
кДж/(кг-град) [ккал/(кг-град)]
Глицерин .2,43@,58)
Керосин 2,09 @,50)
Машинное масло 1,68 @,40)
Оливковое масло 1,68 @,40)
Масло МС-20 2,14@,51)
Трансформаторное масло . . . .1,85@,441)
Масло АМГ-10 2,05@,487)
Для минеральных масел с достаточной точностью в
интервале температур 40—70°С можно принимать коэф-
коэффициент теплопроводности А»0,116—0,140 Вт/(м* град).
[0,10—0,12 ккал/(ч-м-град)].
Следует отметить, что масла, подчиняющиеся закону
Ньютона A1) в нормальных условиях, в условиях высо-
высоких давлений могут превращаться в твердообразное сос-
состояние. Вопрос о давлениях, при которых происходит это
превращение, почти не изучен. По данным Шора и Кисс-
кальта, это давление существенно зависит от температу-
температуры и изменяется у лярда от 264,6 МН/м2 B700 кгс/см2)
при 25°С до 705,6 МН/м2 G200 кгс/см2) при 75°С, а у не-
неочищенного спермацетового масла соответственно от
117,6 МН/м® A200 кгс/см2) до 499,8 МНм E100 кгс/см2).
В основу полной системы уравнений течения вязкой
жидкости A3) положено условие несжимаемости смазки.
Однако значительные давления, имеющие место в гидро-
гидродинамическом слое смазки, иногда существенно влияют
на плотность смазочного вещества. В этих случаях при-
приходится условие несжимаемости B) заменять условием
неразрывности A), которое дополняется уравнением
термодинамического состояния, связывающего плотность
с давлением и температурой:
Для жидких смазок сжимаемость определяется по
фор-муле Тэйта:
-V. [1-С In (l + i)]
где Vo — объем при атмосферном давлении;
С, D — эмпирические коэффициенты.
По данным Л. В. Прозорова и др., при давлениях
I960 МН/м2 B-104 кгс/см2) объем жидкостей изменяет-
92

ся на 10—30%. При учете такого изменения объема жид-
жидкостей с давлением гипотеза о несжимаемости смазки
может внести определенную погрешность в выполняе-
выполняемые расчеты.
Резюмируя сказанное о реологических свойствах
жидких смазок, можно отметить, что в настоящее время
кривая течения A1), связывающая интенсивность каса-
касательных напряжений и скоростей сдвига, достаточно
хорошо изучена лишь для ряда смазок. Вязкость мине-
минеральных и органических масел зависит от температуры
и давления и может быть найдена с помощью формулы
A8). Для водных эмульсий вязкость не зависит от дав-
давления и меняется лишь с температурой. В зависимости
от состава эмульсии вязкость определяется соотношения-
соотношениями B0) и B1). По-видимому, не всегда оправдано, осо-
особенно при больших давлениях, принятие гипотезы о не-
несжимаемости смазки, значительно упрощающей расчеты.
3. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ И ТЕПЛО ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
КОНСИСТЕНТНЫХ И (ПОГОИЖООБРАЗНЫХ СМАЗОК
В процессах обработки металлов давлением широкое
применение находят консистентные смазки. Консистент-
Консистентные смазки относятся к пластичным смазкам, которые
приобрели всеобщее признание в качестве смазочного
материала. Эти смазки подчиняются реологическому
чакону вязко-иластической среды
Т = Л + 5Н. B2)
Здесь А и В — реологические коэффициенты.
Принципиальным отличием пластичных смазок от
жидких является наличие предельного напряжения сдви-
сдвига А, вследствие чего смазки в состоянии покоя не текут
и приобретают способность течь только при предельных
напряжениях сдвига. Благодаря особенностям агрегат-
агрегатного состояния пластичные смазки при малых нагрузках
ведут себя подобно твердым телам. В общем случае рео-
реологический коэффициент Л является функцией темпера-
температуры и давления в смазочном слое:
А = А(р, t). B3)
При течении смазок, подчиняющихся уравнению B2),
коэффициент пластической вязкости В характеризует
93

вязкое течение и определяется углом наклона кривой те-
течения. Пластическая вязкость зависит не только от тем-
температуры и давления, но и от условий течения смаз(ки:
В = В (р, /, Н). B4)
Следует отметить, что в настоящее время отсутствуют
данные о большинстве смазок, позволяющие описать до-
достаточно полно реологическую кривую B2) с помощью
зависимостей B3) и B4).
В-простейшем случае пластичные смазки состоят из
двух компонентов — жидкой основы (дисперсионной
среды) и твердого загустителя (дисперсной фазы). .В ка-
качестве жидкой основы используют различные «минераль-
«минеральные, растительные и синтетические масла. Содержание
твердого загустителя в смазке обычно составляет 8—
12%, редко 15—20%. Загустителями являются твердые
вещества, способные образовывать в дисперсионной сре-
среде стабильную структурированную систему. Такими про-
продуктами могут быть твердые углеводороды (парафины,
церезины, петролатумы, различные воски), мыла, про-
продукты неорганического и органического происхождения
(глины, силикагель, бентонит, графит, целлюлоза и
т. д.). Жидкая основа может удерживаться в структур-
структурном каркасе смазки либо в результате адсорбции на по-
поверхности частиц загустителя, либо под действием меха-
механических сил, либо входить в состав структурных эле-
элементов каркаса, образуя с ним единое целое.
Расчеты гидродинамического трения предполагают
наличие известных закономерностей поведения вязко-
(Пластич-ных смазок в условиях высоких давлений и по-
повышенных температур. В табл. 21 приведены характери-
характеристики некоторых основных видов смазок. При определе-
определении вязкостных свойств пластичных смазок используют-
используются визкозиметры, с помощью которых определяют Ш
пластическую вязкость смазки, а эффективную вязкость,
поэтому по значениям эффективной вязкости произведен
расчет значений коэффициента В по формуле
о __ Уэфф нэксп — Л
где (Иэфф — эффективная вязкость;
Нэксп — интенсивность скоростей сдвига, соответству-
соответствующая условиям эксперимента по определе-
определению эффективной вязкости смазки.
94

Известно, что для пластичных смазок эффективная
вязкость значительно уменьшается с увеличением скоро-
скорости сдвига. Очевидно, для таких смазок более правильно
определять пластическую вязкость, которая может со-
Таблица 21
ХАРАКТЕРИСТИКА НЕКОТОРЫХ ОСНОВНЫХ ТИПОВ СМАЗОК
Смазка
Солидол:
синтети-
синтетический .
жировой
УС-2 .
Консталин
жировой
УТ-1 .
1-13*
1 т XxJ •
жиро-
жировая .
синте-
тичес-
тическая .
ЦИАТИМ-201
УНИОЛ . .
ВНИИНП-279
ПВК (пушеч-
(пушечная) . . . .
Вазелин тех-
технический (УН)
Предельное
напряжение сдвига ЛхЮ4
МН/м2 (кгс/мм2), при температуре, °С
20
1,96—3,92
@,2-0,4)
3,92—5,88
0,4-0,6)
4,9—9,8
@,5—1,0)
2,94—5,88
@,3—0,6)
3,92—7,84
@,4-0,8)
3,92—5,88
@,4—0,6)
1,96—3,92
@,2-0,4)
1,96—2,94
@,2—0,3)
14,7—24,5
A,5—2,5)
5,88—17,65
@,6—1,8)
50
0,97—2,94
@,1—0,3)
1,96—3,43
@,2-0,35)
2,94—5,88
@,3-0,6)
1,47—4,41
@,15-0,45)
1,96—2,45
@,2—0,25)
1,96—3,92
@,2-0,4)
2,45
@,25)
0,98—1,76
@,1-0,18)
6,49—1,47
@,05—0,15)
0,59—0,78
@,06—0,08)
80
0
0
0
0
0,98—2,45
@,1-0,25)
0,49—2,45
@,05—0,25)
0,98—1,96
@,1-0,2)
0,98—1,96
@,1-0,2)
1,47
@,15)
0,88—1,47
@,09—0,15)
—
—
—
—
Пластическая
вязкость при 20°С,
Н-с/м* (кгс-с/м2)
20,4—60,8
B,08—6,21)
40,8—61,2
D,17—6,24)
51—102
E,2-10,4)
•
70,6—141,2
G,2—14,4)
40,8—71,6
D,17-7,3)
30,8—41,2
C,14-4,2)
40,4—30,8
D,12—3,15)
20,4—60,6
B,08—6,18)
(—47)—155
[(_4,79)—15,8]
91,2—223,5
(9,3-22,8)
хранять постоянное значение при изменении скорости
сдвига в широком диапазоне. Расчеты течения вязко-пла-
вязко-пластичных смазок требуют наличия экспериментальных
данных по значениям реологических коэффициентов.
95

Для улучшения смазочной способности пластичных
смазок широко применяют механические наполнители.
Наиболее распространенными наполнителями являются
графит, тальк, мел, дисульфид молибдена, окислы раз-
различных металлов и т. д. Наличие наполнителя может
значительно изменить свойства смазки — на рис. 40 при-
приведены результаты исследования влияния содержания
наполнителя на предельное напряжение сдвига А пушеч-
пушечной смазки. Так, при наличии 60% графита в качестве
наполнителя значение реологического коэффициента А
увеличилось в восемь раз по сравнению с исходным зна-
значением А для пушечной
смазки. При высоких на-
нагрузках в качестве на-
наполнителей могут быть
использованы порошки
мягких металлов, алюми-
алюминия, бронзы и т. п.
К сожалению, в насто-
настоящее время реологичес-
реологические свойства большинст-
большинстО 20 40
Содержание наполнителя, %
Рис. 40. Влияние содержания налол-
нителя на предельное напряжение
сдвига А вяако-пластичной смаэки:
1 — окись железа; 2 — окись никеля;
3 — графит КТ; 4 — тальк; 5 -— мел;
6 — двусернистый молибден
ва вязко-пластичных сма-
смазок изучены недостаточ-
недостаточно, практически отсутст-
отсутствуют основные зависимо-
зависимости значений коэффици-
коэффициентов А и В давления и
температуры.
Кроме консистентных
смазоХ в процессах обра-
обработки металлов давлением применяют твердые смазки.
Наиболее ширхжо твердые смазки используют при волоче-
волочении. К твердым смазкам можно отнести различные крис-
кристаллические твердые вещества, как правило, минерально-
минерального происхождения: соли, силикаты, мыло. Особенно широ-
широкое применение при волочении в режиме гидродинами-
гидродинамического трения нашли порошкообразные сухие мыльные
смазки. Использование мыла вместо масел при гидроди-
гидродинамическом волочении позволило в свое время сокра-
сократить длину напорных труб—насадок до сравнительно
небольших размеров, удовлетворяющих производство.
Кроме того, мыло, применяемое при сухом волочений
без насадок, уже само создает промежуточный режим
трения между гидродинамическим и граничным.
96

I
\
Таттерсол, пытаясь распространить на мыло теорию
течения жидких смазок при гидродинамическом волоче-
волочении, по экспериментальным данным рассчитал значения
кажущейся (эффективной) вязкости кальциевого мыла,
полагая, что мыло является линейно-вязкой смазкой. На
рис. 4! представлена
зависимость кажущей-
кажущейся вязкости от скорос-
скорости волочения проволо-
проволоки. По мнению Таттер-
сола, изменение вязко-
вязкости в зависимости от
скорости может быть
аппроксимировано сле-
следующей формулой:
P = h>exp (—cv),
где ixq и с — постоян-
постоянные величины.
Экспериментальные 0 0,1 0,2 огд
данные о зависимости ¦- г,м/с
Кажущейся ВЯЗКОСТИ Рис. 41. Расчетные значения кажущейся
ОТ СКОрОСТИ ВОЛОЧенИЯ вяжости кальциевого мыла в зависимо-
rr,rwaoi_Tr, ^^чсдии сти от скор01СТИ волочения
показывают, что мы-
мыло обладает существенно нелинейными реологическими
свойствами. Предположенная зависимость не учитывает
изменения свойств с температурой и давлением в сма-
смазочном слое.
Для исследования реологических характеристик по-
порошкообразных смазок был создан специальный виско-
вискозиметр (рис. 42), работающий по принципу волочильной
машины.
Проволока проходит с определенной скоростью через
ступенчатую трубку-насадку, имеющую внутренний пе-
переменный диаметр. Скорость сдвига смазки регулируется
скоростью протягивания проволоки. Усилие, развиваемое
силами вязкости смазки, регистрируется индикатором.
Постоянное обновление смазки в насадке обеспечивает
изотермические условия опыта. Для облегчения поступ-
поступления смазки на входе установлена воронка. Вертикаль-
Вертикальное расположение насадки и воронки со смазкой улучша*
ет условия смазки. Для центрирования проволоки на
входе в смазочную воронку и перед тянущей шайбой ус-
установлены вкладыши из твердых сплавов. Термостат
обеспечивает постоянство температурных условий опыта.
4 За к. 412
97

Экспериментальное определение силы волочения про-
производили при протяжке проволоки диаметром 0,6 мм че-
через насадку с размерами первой и второй ступени соот-
Рис. 42. Схема вискозимет-
вискозиметра:
/ — ступенчатая "насадка;
2 — термостат; 3 — натяж-
натяжной барабан протяжного
механизма; 4 — индикатор
усилия протягивания; 5 —
коромысло; 6 — пружина;
7—тянущая шайба протяж-
протяжного механизма; 8 — цри-
емщый барабан; 9 — бункер
со смазкой
Р,Н(кгс)
ветственно: внутренний диаметр 1,0 и 0,7 мм, длина
30 мм. Скорость протяжки проволоки изменялась ступен-
ступенчато—от 4,08 до 10,21 м/с. Чтобы установить зависи-
зависимость сил вязкости от тем-
температуры, Проволоку на
натяжном барабане, во-
воронку со смазкой и на-
насадку поместили в термо-
термостат. Результаты разме-
размеров усилия волочения при
использовании порошко-
порошкообразной смазки натрие-
натриевого мыла приведены на
рис. 43.
По результатам экспе-
экспериментов на вискозимет-
вискозиметре была предложена сте-
степенная функция кривой
течения натриевого мыла.
Т = А Нв'.
Рассматривая течение смазки для степенного закона
в насадке вискозиметра, получили теоретическое значе-
0,6@,061)^
0,2@,020)
Рис. 43. Зависимость усилия от ско-
скорости протягивания проволоки в вис-
вискозиметре. Цифры «а кривые—тем-
кривые—температура, °С
98

ние усилия, выраженное через реологические коэффици-
коэффициенты Аг и В\ Следует отметить, что давления смазки в
эксперименте на вискозиметре были невелики, расчетные
значения давления на стыке ступеней составили 0,87—
0,99 МН/м2 (8,9—10,1 кгс/см2), что значительно ниже тех
давлений, которые могут иметь место при волочении. По-
Полагая, что реологические свойства мыла зависят оот дав-
давления, были найдены реологические коэффициенты Аг и
В' из опытов по безоправочному волочению труб и пред-
предложена кривая течения в таком виде:
Т = 1,35-Ю5 B,42 — 0,0047/) Н0'1. B5)
Давление смазки при волочении труб без оправки
было в пределах 28,2—87,8 МН/м2 B,88—8,97 кгс/мм2),
температура менялась в довольно узком интервале, сред-
среднее значение составило 30°С. Исследование свойств
мыльной смазки показало значительное изменение рео-
реологических коэффициентов при увеличении давления.
При малых давлениях Ъмазка находится в порошкооб-
порошкообразном состоянии, по мере нарастания давления смазка
уплотняется и, естественно, растет ее сопротивление де-
деформации. Таким образом, для сравнительно невысоких
давлений в слоях смазки можно принимать для натрие-
натриевого мыла «кривую течения» в виде формулы B5), одна-
однако при более высоких давлениях можно ожидать даль-
дальнейшее изменение реологических коэффициентов А' и В'.
Из экспериментальных данных рис. 43 видно, что
опытная зависимость усилия от скорости протягивания
проволоки .может быть аппроксимирована линейной за-
зависимостью, что говорит о вязко-пластических свойствах
порошкообразной смазки натриевого мыла. Для описа-
описания поведения смазки были принята реологическая зави-
зависимость B2). Рассматривая течение вязко-пластичной
смазки в ступенчатой насадке вискозиметра, через тео-
теоретическое значение усилия протягивания перешли к ре-
реологическим коэффициентам А и В. На рис. 44 приведе-
приведены значения А я В в функции температуры смазки. Од-
Однако напомним, что давления смазки в опытах на виско-
вискозиметре были невелики.
При определении предельного напряжения сдвига на-
натриевого мыла в зависимости от температуры и более
высокого давления в слое смазки B3) был использован
статический метод вдавливания жесткого цилиндричес-
цилиндрического штампа в предварительно спрессованную порошко-
4* Зак. 412 99

образную смазку. Меняя давление предварительной
спрессовки и температуру смазки, фиксировали усилие
вдавливания.
Для перехода от усилия вдавливания к пределу теку-
текучести на сдвиг исследуемой смазки была решена задача
о внедрении цилиндрического штампа в пластическое по--
А, пН/м*(пгс/мм2)
8
@,816)
4
(п4он)
I ! I
0,017
0,015.
от
А,МН/мг(мс№2)
Ь0@,102)
0,Щ051)
- /
п
1A00)
20
60
100
У40 ,
2B00) Ш
40 80 120 t,°C
Рис. 44. Значения коэффициентов А
и В в зависимости от температуры
р, МН/нЧкгс/см2)
Рис. 45. Зависимость коэффициен-
коэффициента А от давления и температуры.
Цифры на. кривых — температура,
°С. Значения р, МН/м2, даны умень-
уменьшенными в 10 раз
лупространство. С помощью приближенного вариацион-
вариационного метода разрывных решений получили размеры зоны
деформации и удельное давление вдавливания штампа
р = 5,68/1.
Это соотношение было использовано для определения
коэффициента А 'порошка натриевого мыла в зависимо-
зависимости от давления предварительной спрессовки и темпера-
температуры. Результаты, приведенные на рис. 45, показывают,
что реологический коэффициент А интенсивно растет до
давления 14,7 МН/м2 A50 кгс/см2).). Дальнейшее повыше-
повышение давления практически не влияет на А. Температура
оказывает существенное влияние на свойства натриевого
мыла; при повышении ее предельное напряжение сдвига
значительно понижается. Для тех давлений смазки, ко-
которые могут обеспечить гидродинамический режим тре-
трения в процессах обработки металлов давлением, величи-
величина А определяется лишь температурой смазки (рис. 46).
На рис. 46 также приводятся значения коэффициента
пластической вязкости В при высоких давлениях, для оп-
определения которого воспользовались закономерностями
течения вязко-пластической среды. На рис. 46 видно, что
100

приведенные зависимости качественно подобны данным
рис. 44, но величины их значительно больше.
Таким образом, получены реологические коэффици-
коэффициенты, характеризующие свойства натриевого мыла как
вязко-пластичяаго вещества для температур -и давле-
давлений, соответствующих гидродинамическим условиям ра-
работы смазки. Зависимости, приведенные на рис. 45 и 46,
определяют соотношения B3) и B4).
Рис. 46. Зависимость коэф-
коэффициентов А и В при вы-
высоком давлении от темпе-
температуры
А,ПШмЧнгс/мм2)
- 1,6@ft632)
0Ж08Г6)
о
И. Я. Киселев предложил метод оценки упруго-пла-
упруго-пластичных свойств порошкообразной смазки и показал вли-
влияние наполнителей из древесного угля и графита на
свойства мыльного порошка. Сущность метода заключа-
заключается в выдавливании смазки из прессформы с постоян-
постоянной скоростью через калиброванное отверстие. На рис. 47
приведена зависимость давления истечения от темпера-
температуры; видно, что наполнители повышают упруго-пластич-
упруго-пластичные свойства смазки. С ростом температуры наблюдает-
наблюдается падение давления истечения, что связано, вероятно, с
уменьшением предельного напряжения сдвига.
Чтобы оценить возможность использования гипотезы
о несжимаемой смазке, выполнили исследование сжима-
сжимаемости мыльной смазки.
Для исследования сжимаемости порошкообразной
смазки сдавливали порошок натриевого мыла в контей-
контейнере до давления 78,4 МН/м2 (8000 кгс/см2); диаграмма
изменения объема от давления приведена на рис. 48. Из
рисунка следует, что в начальный период происходит
значительное изменение объема смазки, порошок уплот-
уплотняется. При давлении 'порядка 14,7 МН/м2 A50 кгс/см2)
интенсивность изменения объема уменьшается, дальней-
дальнейшее повышение давления вызывает несущественное из-
изменение объема. Среднее изменение объема при высоком
101

давлении и комнатной температуре составляет пример-
примерно 40%. Исходя из этого, гипотеза о несжимаемости по-
порошкообразной смазки может быть применима только с
давлений 14,7 МН/м2 A50 кгс/см2). И. Я. Киселев отме-
отметил также значительное изменение объема порошкооб-
порошкообразных смазок; качественная картина изменения объема
подобна кривой на рис. 48. Для мыльного порошка при
AV/V, <
0,4
о,г
Рис. 47. Зависимость давления ис-
истечения р от температуры:
1 — чистый мыльный порошок;
2 — мыльный порошок с добавкой
10% древесного угля; 3 — то же,
с добавкой 10% графита. Значения
р, МН/м2, даны уменьшенными в
10 раз
20 40 60 80
B000) D000) F000) (8000)
р, МН/м2(пгс/пм2)
Рис. 48. Изменение объема порош-
порошка натриевого мыла с давлением.
Значения р, МН/м2, даны умень-
уменьшенными в 40 раз
давлении 62,8 МН/м2 F40 кгс/см2) объем уменьшился в
1,5" раза; наличие наполнителей увеличивает сжимае-
сжимаемость смазки.
По опубликованным ранее данным о плотности и
среднем коэффициенте удельной массовой теплоемкости
при температурах от 20 до 200°С сухого натриевого мы-
мыла, плотность его определения гидростатическим взве-
взвешиванием составила y=0,996-103 кг/м3. Теплоемкость
определяли калориметрическим способом. Цилиндриче-
Цилиндрические образцы спрессованного порошка натриевого мыла
нагревали в печи.до заданной температуры и выдержи-
выдерживали в течение 2 ч, после чего определяли удельную мас-
массовую теплоемкость с помощью калориметра. В резуль-
результате были получены следующие значения среднего
удельного массового коэффициента теплоемкости натри-
натриевого «мыла:
Интервал температур, °С 23—50
с, кДж/(кг-град) . . . \ 2,30
[ккал/(кг-град)] , , , . [0,55]
Ю2
23—100
2,43
[0,58]
23—150
2,51
[0,601
23—20Q
2,5-1
[0,60]

Таблица 22
ТЕМПЕРАТУРА
ПЛАВЛЕНИЯ МЫЛА
ЖИРНЫХ КИСЛОТ, °С
При 200°С мыло начинает разлагаться и терйет мас-
массу со скоростью примерно 1,5% в час.
Для мыльной смазки большую роль играет темпера-
температура плавления. Сухая мыльная смазка обладает высо-
высокой вязкостью в результате сохранения твердо-жидкой
фазы при высоких температурах. Влияние температуры
плавления на работоспособ-
работоспособность сухого мыла отмечает-
отмечается многими исследователями.
Однако в настоящее время
имеется мало данных о темпе-
температурах плавления чистого
мыла и его сгмесей. В табл. 22
приведены температура плав-
плавления мыла жирных кислют.
С точки зрения температу-
температуры плавления предпочтитель-
предпочтительней применение натриевого
мыла.
Таким образом, в настоящее время известны реологи-
реологические свойства ряда вязко-пласгичных смазок, для
порошкообразной смазки натриевого мыла определены
реологические коэффициенты Л и Л в зависимости от
температуры и давления, а также ее теплофизические
характеристики.
Смазка
Стеариновая
Пальмитовая
№
260
270
Са
150
156
Li
220
224
Глава III
РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНЫХ
ПАРАМЕТРОВ
ВОЛОЧИЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА,
ОБЕСПЕЧИВАЮЩЕГО РЕЖИМ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО ТРЕНИЯ
Для создания оптимальной технологии волочения в
режиме гидродинамического трения необходима методи-
методика расчета параметров инструмента. Эта методика долж-
должна быть основана на уравнениях механики сплошных
сред и соответствующих физических уравнениях, кото-
которые описаны в предыдущей главе. Приняв ряд допуще-
допущений, удалось проинтегрировать эти уравнения и создать
инженерную методику расчета давления, создаваемого
103

смазкой, и других механических переменных. Результа-
Результаты могут быть использованы для определения оптималь-
оптимальных размеров нагнетателей и (Величин, характеризую-
характеризующих процесс волочения в режиме гидродинамического
трения.
L ТШЛООВМЕН В СИСТЕМЕ СЛОЙ СМАЗКИ —
НАСАДКА — ИЗДЕЛИЕ
Решение системы уравнений A3) при соответствую-
соответствующих начальных и граничных условиях является чрезвы-
чрезвычайно сложной проблемой математической физики. В об-
общем случае система не имеет еще точного решения. По-
Потребности инженерной практики в решении подобных за-
задач удовлетворяются за счет принятия ряда упрощений.
В данной книге принято допущение, что в зазоре, запол-
заполненном смазкой, происходит хорошее перемешивание,
которое усредняет ее температуру. Тепло, образовавшее-
образовавшееся в результате пластической деформации смазки, ча-
частично рассеивается, уходя в твердые тела, органичиваю-
щие слой смазки, а остальное тепло идет на повышение
температура смазки. В такой постановке для слоя смаз-
смазки вместо дифференциального уравнения теплового
баланса A2), в котором ©следствие гидродинамического
эффекта генерируется достаточно высокое давление, сос-
составляется конечное уравнение теплового баланса. Темпе-
Температура считается постоянной в пространстве, занятом
смазкой, но неизвестной, входящей в это конечное урав-
уравнение. Таков общий подход к решению тепловой части
задачи гиродинамики, который применяется в настоящей
книге для решения системы A3).
Изучение температурного режима волочения в режи-
режиме гидродинамического трения совершенно необходимо,
так как реологические свойства смазок в сильной степе-
степени зависят от температуры. С повышением температуры
существенно снижается вязкость, а это влечет за собой
падение давления, развиваемого нагнетающей трубкой
или волокой, и режим трения при волочении может пе-
перейти из гидродинамического в граничный.
ОХЛАЖДАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ПРОВОЛОКИ
Полагая температуру слоя смазки в насадке постоян-
постоянной и равной tn> определим тепловой поток от слоя смаз-
смазки в протягиваемую проволоку (или наоборот), если тем-
104

пература проволоки на входе to=const, а ее скорость v0
(рис. 49). Для этого определим вначале температурное
поле ю проволоке в установившемся процессе.
Слойсмазпи
М ,
Рис. 49. Схема .расчета теплообмена между слоем
смазки ib насадке и проволокой
Дифференциальное уравнение A2) в случае стацио-
стационарного движения твердой недеформируемой проволоки,
$сли принять Я и с=const, будет
d2t ,1 dt , a2/ v0 dt п /о„,
[ 1 ± = о, B6)
а г2 г д г а х2 а д х
%
где а=~ — коэффициент температуропроводности;
X — коэффициент теплопроводности;
с — удельная массовая теплоемкость;
у — объемная масса протягиваемого матери-
материала.
Обозначая разность температур
уравнение B6) можно записать в виде
Z±+_L JA + iH.i^ ll_ = o. B7)
дг2 г дг дх2 а дх
Решение этого уравнения, определяющее температур-
температурное поле проволоки, будет таким:
'о 1\-
2г
X
X
105

Во всех рассуждениях выше мы имели дело с отно-
относительными температурами (отсчет вели от 0П); если
перейти к обычному отсчету, то последнее выражение
можно представить так:
<28>
где Ре = —критерий Пекле.
Температурное поле позволяет определить тепловой
поток от слоя смазки к проволоке или охлаждающую
способность последней. Теплопередача от смазки к про-
проволоке по поверхности LM осуществляется только тепло-
теплопроводностью. Тепловой поток будет
/ 2Л
QnP = f f qi Rdxdy,
об
о о
dt
дг
— удельный тепловой поток.
Особенность решения B8) такова, что оно не позво-
позволяет определить градиент температур на поверхности
проволоки — числовой ряд расходящийся. Этот недоста-
недостаток можно обойти следующим образом.
Рассмотрим замкнутый объем (Пространства, выделен-
выделенный сечениями OL и MN (см. рис. 49). Кондуктивный
подвод тепла теплопроводностью через поверхность LM
равен тепловым потерям через поверхность MN, так как
в стационарных условиях теплопередачи количество теп-
тепла в замкнутом объеме OLMN остается неизменным, а
теплообмена через поверхность OL нет. Тепловой поток
через поверхность MN состоит из конвективного потока—
переноса тепла движущейся проволоки и кондуктивного
потока за счет теплопроводности. Можно убедиться, что
в условиях волочения (достаточно высокие скорости дви-
движения проволоки) кондуктивная часть теплового потока
мала, и достаточно точно можно принять, что количество
тепла, отнятое в единицу времени от слоя смазки:
Qnp « Г f с 0U;-fo) У v0rd<pdr. B9)
о 6
106

ОП57 9
0 2
W 50 90100 300
Рис. 50.
Значения коэффициента К\ в формуле C7) в зави-
зависимости от l/d и критерия Ре |(цифры на кривых)
Как видно из (формулы B8), температура проволоки
в сечении MN будет
Подставив значение t\x==i из формулы C0) в равенст-
равенство B9) и имея в виду рекуррентную формулу
х
J xlo (x) dx =
о
получили следующее выражение для определения коли-
количества тепла, отбираемого от слоя смазки в единицу вре-
времени:
я R2 vQ с у (tn — г
exp X
-ill. C1)
107

Можно убедиться, например, с помощью ийтегралШ^
го признака Коши, что ряд в формуле C1) сходящийся.
Правая часть равенства C1), которую обозначим Кь бы-
была вычислена на электронно-вычислительной машине
Ф. А. Шолоховичем. Результаты расчета приведены ни
рис. 50. Таким образом, количество тепла, отбираемого в
единицу времени проволокой от слоя смазки в насадке
(или передаваемого ей, если ?о>^п), может быть вычи-
вычислено по формуле
(tn — t0) Кг.
C2)
ОХЛАЖДАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ТОНКОСТЕННОЙ ТРУБЫ
Рассмотрим охлаждающую способность трубы при
волочении с насадками в режиме гидродинамического
трения (рис. 51). При безоправочном волочении рассмат-
Слойсмазки
м И ? ? п t м м Аруба
О ~- х
Рис. 51. Схема расчета
теплообмена между слоем
в насадке и трубой
ривается теплообмен между наружной поверхностью
трубы и смазкой в насадке. При наличии оправки может
быть учтен теплообмен между внутренней поверхно-
поверхностью трубы и оправкой. Полагая, что труба тонкостен-
тонкостенная, для решения задачи о тепловом потоке от слоя смаз-
смазки достаточно определить температурное поле в полосе,
как на рис. 61.
В случае установившегося движения полосы стацио-
стационарное температурное поле удовлетворяет дифференци-
дифференциальному уравнению
а2/
ду*
дЧ
v0
а
dt
дх
108

й граничным условиям, указанным йа рис. 51. Решая это
уравнение методом, аналогичным предыдущему случаю
движения круглого стержня, получили формулу для рас-
распределения температур:
f~tn = У — sin б/
t-tn ^ * ..._, cos|fi/ ^JLjexpX
S
где бг представляет собой последовательный ряд чисел:
я/2; Зя/2; 5я/2 и т. д., a Pe=vos/a — критерий Пекле.
Количество тепла, отобранное ют смазки и отнесенное
к единице периметра поперечного сечения трубы, будет
Q= \ СУЩ (t\x==l — t0) dy,
4/2
4/2
где
00
ft» -'») У --гsi
Xexp {--^ i
*/cos (*/
Полное количество тепла, отобранное от внутреннего
или наружного слоя смазки отдельно, можно записать
где d — соответственно наружный или внутренний диа-
диаметр трубы.
Итак, охлаждающая способность трубы характеризу-
характеризуется выражением
Qip -1 J
1
х
Числовой ряд в правой части формулы — сходящий-
сходящийся. Правая часть, которую обозначим К% была вычисле-
109
s ^
n ay cv0 (tn — t0) -o~ i=\

на на электронно-вычислительной машине Ф. А. ШОлего-
ШОлеговичем. Результаты приведены на рис. 52. Таким образом,
количество тепла, отбираемое в единицу времени трубой
К2 / 5 10 20
1,0
Рис. 52. Значения коэффи-
коэффициента /Сг в формуле C8) в
зависимости от IJd и Ни-
Нигерия Ре (цифры на кри-
кривых)
SO 90 l/S
от наружнего или внутреннего слоя смазки отдельно,
может быть подсчитано по формуле
QTp == _1 я dsvoc у (tn — t0)
C3)
где d и tn — диаметр и температура смазки соответст-
соответственно для внутренней либо наружной по-
поверхности трубы.
ТЕПЛОВОЙ ПОТОК ЧЕРЕЗ СТЕНКУ НАСАДКИ
Определим тепловой поток через стенку напорной
трубки-насадки (рис. 53). Пусть температура наружной
поверхности tu а внутренней поверхности tn. Как и в пре-
.. дыдущих случаях, считаем,
/' /п что температура внутренней
поверхности насадки равна
температуре смазки. Темпе-
Температура смазки меняется
вдоль насадки, однако для
простоты примем, что тем-
температура слоя смазки посто-
постоянна и равна некоторой
средней величине tn. Для
ш
W////M
W////M
W//A

W///A
л
Рис. 53. Схема расчета теплового
потока через стенку напорной
трубки-насадки
ПО

достаточно длинной насадки уравнение теплового балан-
баланса можно принять в таком виде1:
*' — 'EL = о.
3ra
Интеграл этого уравнения известен — это логарифми-
логарифмическая функция
Для граничных условий, как на рис. 52, решение бу-
будет таким:
"" v" " ln Did
Тогда тепловой поток через стенку насадки
дг г ^А.
2
или
QH = 2 п 11
tn-h
In Djd
Насадка, как известно, не всегда представляет собой
такое простое устройство, как на рис, 53. Так, сборная
волока на рис. 6 имеет ъ качестве насадки твердосплав-
твердосплавный вкладыш или твердосплавную трубку. Тепловой по-
поток от смазки должен преодолеть стенку напорной труб-
трубки, разрезную коническую втулку, стенку корпуса, воз-
воздушный зазор между корпусом сборной волоки и волоко-
держателем мыльницы (см. рис. 8) и др. При известной
температуре охлаждающей среды tc тепловой поток че-
через стенки на единицу длины насадки равен
C4)
1
- In
di ~*~
*n -
1
2яЯ<
- ln
г
d3
d2 * '
1
" + ndn
a
где du d2, d3,..., dn — внутренний диаметр канала, на-
насадки, диаметры слоев и наруж-
наружный диаметр многослойной на-
насадки;
1 Тепловой поток считаем радиальным, а теплопередачей через
торцы насадки пренебрегаем.
111

Яь %2у • • • — теплопроводность материала
слоев;
а — коэффициент теплопередачи от
насадки в атмосферу цеха;
а=10 Вт/(м2-град) [9 ккал/(м2-ч-град)] отвечает
теплообмену труб в условиях свободного потока воздуха;*
а^Ю4 Вт/(м2-град) [9000 ккал/(м2-ч-град)] —тепло-
—теплообмену труб в вынужденном потоке воды.
Коэффициент теплопроводности для воздушных сло-
слоев, которые возможны в конструкции насадки, имеет
следующие значения:
t, °C 0 20 40
Я, Вт/(м-град)[ккал/мХ
Хч-град] 0,0203 0,0216 0,0228
[0,0236] [0,0251] [0,0265]
Л °С 60 80
Я, Вт/(м-град) [ккал/мХ
Хч-град)] - 0,0240 0,0252
[0,0279] [0,0293]
В формуле C4) знаменатель правой части — тепло-
тепловое сопротивление R. Для сборной волоки (см. рис. 6)
была вычислена обратная величина теплового сопротив-
сопротивления, или проводимость Кз=1/#. Тепловая проводи-
проводимость стенок сборной волоки была рассчитана для трех
случаев: 1) наружная поверхность сборной волоки ох-
охлаждается свободным потоком воздуха; 2) сборная во-
волока находится в водоохлаждаемом держателе; 3)
сборная волока укреплена на стане так, что ее наружная
поверхность охлаждается непосредственно проточной
водой.
Тепловой поток через стенки насадки-волоки
QH = / (tn - tc) к3: C5)
в сильной степени зависит от условий охлаждения на-
наружной поверхности волоки. Разница в тепловом потоке
для охлаждаемой воздухом и водой волоки составляет
почти два порядка. В лервом случае /Сз= 1,8, а во вто-
втором в зависимости ют внутреннего диаметра Я3=92—
154. Эффективно охлаждение сборной волоки и через
стенки волокодержателя, омываемые водой GСз=47-^
-f-59). Следует заметить, что в рассматриваемом случае
тепловой поток через стенку сборной волоки слабо зави-
зависит от внутреннего диаметра напорной трубки.
112

2. ТЕЧЕНИЕ СМАЗКИ «В НАГНЕТАЮЩИХ УСТРОЙСТВАХ
Для волочения в режиме гидродинамического трения
применяются напорные трубки-насадки (рис. 54). Смаз-
Смазка увлекается движущимся изделием в зазор между по-
поверхностью изделия и насадки, смазка нагнетается в зо-
зону деформацией при определенном давлении смазки тру-
Рис. 54. Схема расчета течения смазки в напор-
напорной трубке-насадке
щиеся поверхности в зоне деформации разделяются. Для
получения высоких давлений применяемые величины за-
зазоров незначительны, поэтому можно считать течение
плоским.
При расчете течения смазки полагаем, что движение
смазки ламинарное; ввиду малости зазора р=р(х) по-
поверхность насадки считаем абсолютно жесткой. С учетом
общепринятых в теории смазки допущений уравнения
движения вязкой жидкости Навье—Стокса примут сле-
следующий вид:
d2vx 1 dp dp
и, d x
= 0.
C6)
д у2 уь дх ду
Проинтегрируем первое из уравнений C6)* дважды по
у и получим
2 \i dx
Постоянные интегрирования определяются из условий
vx\y=0 = vQ, vXy^h = 0.
В гидродинамических расчетах полагаем, что смазка
прилипает к поверхностям инструмента и изделий. Ско-
Скорость в слое, прилегающем» к поверхности проволоки,
равняется скорости движущейся проволоки. В слое около
поверхности насадки она равняется нулю.
ИЗ

После определения постоянных интегрирования най-
найдем распределение скоростей в смазочном слое
<,,_*,.
C7,
Для определения градиента давления воспользуемся
уравнением расхода смазки
н
q= [ vxdy;
6
после подстановки выражения C7), интегрирования
упрощений полечим
и
dp __
dx
h*
C8)
где Q — ^~y—относительный расход смазки.
Градиент давления определяется вязкостью смазки
|ш, скоростью.проволоки v0, величиной -зазора и относи-
относительного расхода. Отметим, что при #=0,5 градиент дав-
давления равен нулю. Величина относительного расхода оп-
определяется количеством смазки, уносимой изделием че-
через зону деформации при волочении.
Приведенные соотношения определяют течение жид-
жидких смазок в напорной трубке-насадке.
Рассмотрим течение вязко-пластичных смазок. При
течении смазок, подчиняющихся реологическому уравне-
уравнению B2), возможно существование пяти различных схем
(рис. 55). Остановимся последовательно на каждой из
них, установим связь между градиентом давления, отно-
относительным расходом, размерами насадки и реологиче-
реологическими свойствами смазки.
П
Ш
Рис. 55. Эпюры скоростей течения вязко-пластическоп смазки
по различным схемам
114

Схема 1. Ёыделим в слое смазки некоторый эле-
элементарный объем. Уравнение равновесия этого элемента
запишется в виде
dp d t
dx dy
Для малого зазора р=/?(х), тогда
1=-^-У + Сз: C9)
dx -
На эпюре скоростей (по высоте) можно различить
две зоны, разграниченные жестким недеформируемым
слоем. Наличие последнего характерно для вязко-пласти-
вязко-пластического материала. В этой области касательные напря-
напряжения ниже предела текучести на сдвиг А, материал не
деформируется, перемещаясь как твердый слой. В нашем
случае этот слой ограничен значениями hi>y'>h2.
iB зоне 1 при y=h\ x=A. Тогда условие D4) запи-
запишется следующим образом:
±-у).. D0)
d x
Для зоны 2
В насадке течение ламинарное и смазка претерпевает
только однородную деформацию сдвига; поэтому ско-
скорость деформации сдвига равна по модулю интенсивно-
интенсивности скоростей деформации сдвига. Учитывая это положе-
положение, связь между касательными напряжениями и скоро-
скоростью сдвига запишется для первой и второй зон:
^ ^ D1)
dy dy
Распределение скоростей течения смазки в насадке
для первой зоны находим из уравнений D0) и D1). С
учетом .граничного условия vx\y=h=Q получим
vx = --lj -^ (h-y) [2кг-(к + у)]. D2)
Для второй зоны, принимая во внимание условие
vx\y==0=v0, найдем
1 dP „юь _уу D3)
115

В уравнения D2) и D3) входят неизвестные
ны dpfdx, hu Й2, которые можно исключить из дополни-
дополнительных условий. Так, из равновесия жесткого слоя сле-
следует (рис. 56)
dp __ 2Л
dx hx—- h2
Кроме того, имеем
D4)
у = ht — 0
= h2 + О
= /li (hx — h2)-\- J ^
h
D5)
Услогвия D5) дают систему двух уравнений с неиз-
неизвестными hi и h2, которые после перехода к безразмер-
ным^ величинам и интегрирования примут следующий
вид:
где
{h-htf =V2-a (hL-h2);
(h1—~h2) — 2 A ^hxf — V2 (Кг — 2>\) =
~- q • ~ъ - hi • a -
D6)
-
n2 ~
Градиент давления_ф/^л:, согласно выражению D4),
зависит от разности h\—А2, значения h\ и Л2 найдены из
системы уравнений D6) и приведены на рис. 57,а для
dx
p+dp ^
Рис. 56. Равновесие эле-
элемента жесткого слоя
А
различных значений безразмерного парам-етра сг и отно-
относительного расхода q. На рис. 57 даны значения разно-
разности h\—hi в зависимости от параметра а для различных
116

относительную расходов смазки Данной схемы и
V. Для определенного относительного расхода находим
безразмерный параметр а, включающий в себя реологи-
реологические характеристики вязко-пластической смазки и па-
Рис. 57. Результаты решения систем уравпе-
нений E1) и |E2);
а — значения корней системы уравнений
D6); б —значение hx — h2 от о для схем
I и V. _
Цифры на кривых — значения q (величины в
скобках соответствуют схеме V)
раметры процесса. Из кривых рис. 57 определяем раз-
разность h\—h2 и, согласно выражению D4), рассчитываем
градиент давления.
В рассматриваемых схемах нас интересует величина
градиента давления, знание которого позволяет опреде-
определить давление в слое смазки, и распределение скоростей
117

Течения смазки, которые позволяют переходить к силам
трения и определять энергию диссипации в смазочном
слое.
Знак «минус» в выражении градиента давления D4)
означает, что в слое действуют сжимающие напряжения
(давление), а не растягивающие (как принято на рис. 55
и 56). В дальнейшем при переходе к давлениям знак
_«минус» опускаем. Можно убедиться, что с увеличением
q схема I течения смазки ограничивается некоторым пре-
предельным случаем, когда /ii=l,0 (см. рис. 55). Предель-
Предельная крива?^^7=/(а), полученная из системы уравнений
D6) для /г1=1,0} изображена на рис. 58 (кривая 1). Для
фиксированного а при значениях q больше предельных
попадаем в область существования схемы II.
Рис. 58. Области существо-
существования схем течения смазки:
/ — пределыная кривая ~q=
=I (о) перехода к схеме II;
2 — то же, для схемы V;
/ — V — области существо-
существования различных схем
50
1006
Схема II. Аналогично второй зоне предыдущей
схемы в данном случае имеем
Неизвестные dp/dx и.С4 определили с помощью гра-
граничных условий
\y==Q
Тогда
dp ^ 6Bv0
77" Ц~~
118

Величину h2 найдем из условия
0= Г vxdtf.
о
Относительный расход будет равен
При fa—I получим q—1/З. Эта величина ограничива-
ограничивает область существования схемы II и определяет переход
к схеме III (см. рис. 58).
Схема III. По аналогии с предыдущими схемами
получим
Градиент давления определяется через расход
dp __ _ 6Bv0 (I — 2~q)
dx ""¦ ? "•
Для этой схемы по всей высоте зазора наблюдается
течение, подобное вязкому, без жесткого слоя; получен-
полученные выражения соответствуют соотношениям C7) и C8)
для жидких смазок, различие состоит в использовании В
вместо ji. * '
Схема IV. Распределение скоростей течения для
данной схемы имеет вид
Vx == Vn 1 —
Величину h\ можно найти в зависимости от расхода
смазки, тогда
7 = 4 B+Тг,)-
___ iB предельном случае (при /ij=0) ^=2/3. Если
9<2/3, то существует схема III, при #>2/3 — схема IV.
Верхний предел для данного случая найдем после рас-
рассмотрения течения по схеме V.
Схема V. Так же, как и для схемы I, можно выде-
выделить две зоны, разделенные недеформирующимся слоем
смазки. Для зоны 1 получим
119

а для зоны 2
Равновесие жесткого слоя запишется в виде
dp __ 2Л
dx hx — h2
С учетом условий D5) получим систему двух уравне-
уравнений с неизвестными hi и ti2 в безразмерном виде:
I
j
I
3 all, (h± —A,) + 2A -\Y -II GГ2 — 3^) = j D7)
= 3je (ft, - ft2). ]
Решение системы D7) представлено в виде разности
hi—h2 на рис. 57. При А2=0 имеем предельный случай
данной схемы. Предельная кривая, разделяющая обла-
области существования схем JV и V, представлена на рис. 58
(кривая 2).
Пользуясь рис. 58, при известном относительном рас-
расходе смазки q и заданных параметрах процесса (ско-
(скорость, величина зазора, известные реологические харак-
характеристики смазки), дающих значение безразмерного па-
параметра 0, можно.определить схему течения. Для данной
схемы находятся основные величины, характеризующие
течение вязко-пластической смазки.
Таким образом, приведенные формулы позволяют оп-
определить факторы, характеризующие процесс течения
вязко-пластической смазки в зазоре насадки, при этом
для насадок, применяемых при волочении в режиме гид-
гидродинамического трения, реализуются схемы течения I
и II, схема III имеет место в рабочем конусе волоки и в
зоне деформации, схемы IV и V встречаются редко.
3. РАСЧЕТ 'ПАРАМЕТРОВ ИНСТРУМЕНТА
ДЛЯ ЖИДКИХ СМАЗОК
Знание основных закономерностей течения смазки
в насадке^позволяет рассчитать необходимые параметры
напорных трубок-насадок.
120

Для жидких смазок с вязкостью, зависящей от давле-
давления A6) и температуры A5), после интегрирования диф-
дифференциального уравнения C8) получим
50
, -ар 6^50 — Щ 0-
Определим постоянную интегрирования из условия
р\х==0=0 и найдем распределение давления смазки по
длине насадки:
6ajx50 — vQx(l—2q)
1 ^-1 .
й2 J
При х=1 получим давление смазки в конце насадки:
Г 6alib0(^-)mv0l(l-2q) 1
^__Lln 1 Lk_>L I
a L h2 J
D8)
Подобная формула получена ранее Таттерсолом из
уравнения О. Рейнольдса для линейно-вязкой среды и
И. Н. Недовизием. В обеих работах учитывали измене-
изменение вязкости от давления по экспоненциальному закону,
но рассматривали изотермическое течение, что не позво-
позволяет учесть изменение вязкости смазки от температуры.
Ниже будет показано, что разогрев смазки может быть
значительным, особенно при волочении на высоких ско-
скоростях.
В выражении D8) неизвестна температура смазки в
насадке \tn. Для ее определения найдем количество теп-
тепла, выделяющееся в насадке за счет деформации слоя
смазки. Мощность такого рода источника для насадки
равна
Используя соотношение C7) с учетом C8), найдем
121

б е-
'ag
ill
-eg
03 ^ Щ
с
N
<
и
2
<и
со оо
со о
оо
оо
2399
,0573)
оо
0;1327
. @,0317)
о °°
см о
оо
4584
,1095)
417
055)
оо
о
о
о
о
о
2441
о
1340
°
ю
°
5024
о
°
о
о
CD ^
О т:
нем с
3 *O C?
о, оо с
feco
см§
о,о
,0583)
2487
So
,0320]
1348
So
^Го
о^о"
,1200)
5464
So
??
»—' iO
So
o
ss
O^-i
,0594)
2533
So
0322]
1361
So
Oco
So
,1305)
5861
So
CNoS
о о
o
н см а
>s °s c
^To
clo
,0605)
2579
So
0325)
1373
So
CM CM
OcO
So
,1400)
5418
S°
is
rr* CO
So
o
смП
о ^_
,0616)
2625
So
,0328]
1382
So
со со
SfO
oo*
,1294)
5418
So
ojS
— CO
°o
o
« CO j4
;— со
> S о з о
со со
см§
О^ц
,0627)
2671
оо
,0330)
1394
So
ОсО
оол
,1294)
5418
So
СМ ?>,
со см
So
о
оо00
О ^н
i
So
0333)
1403
So
*>о
2^
о"сГ
1294)
5422
So
со ^
о о
S
О)
о^
см
о
,0649)
со
§
,1295)
оо
'~^
о
122

после интегрирования и упрощений получим общее коли-
количество выделяющегося тепла
Г / 50 \m / -х 1
6\iabQ [-— vQl A—2G)
41 -^ J-
где d0 — диаметр входящей в насадку" проволоки.
Для стационарного процесса выделившееся тепло от-
отводится проволокой C2) или трубой C3), теряется через
стенки насадки D0) и уносится смазкой. Тепловой ба-
баланс имеет вид
0 = 0 +0 +0
или
D9)
Количество тепла, унесенного смазкой, равно
Можно показать, что Qcm незначительно по сравне-
сравнению с остальными составляющими теплового баланса,
поэтому в дальнейших расчетах нагнетающей способно-
способности насадки QCm не учитываем. Для расчета теплового
режима слоя смазки, а следовательно, и^ его нагнетаю-
нагнетающей способности необходимо знать теплофизические
свойства протягиваемого металла. В литературе содер-
содержится достаточное количество данных, некоторые из них
представлены ниже, а также в табл. 23—25.
Таблица 24
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ, Вт/(м-град)
[ккал/(м-ч-град)]
Металл
Алюминий ....
Латунь (90—10) .
Латунь F0—40)" .
X при /, °С
0
202
A74)
102
(88)
106
100
206
<$
200
229'
A97)
134
A15)
137
300
272
B34)
149
A28)
152
400
319
B74)
166
A43)
169
500
371
C19)
180
A55)
186
600
423
C64)
195
A68)
200
123

Продолжение табл. 25
Металл
Я, t, °С
100
200
300
490
500
600
Медь (чистая) .
Никель ....
Серебро ....
Сталь (мягкая) .
Тантал ....
Цинк
(91)
392
C37)
58,8
E0,6)
423
D7)
113
(97)
A03)
385
C31)
58,5
E0,3)
416
C58)
57
D9)
107
(92)
A18)
380
C27)
57,2
D9,2)
410
C53)
52
D5)
A31
374
C22)
56,9
D8,9)
405
C48)
46
D0)
102
(88)
98,3
(84,5)
A45)
366
C15)
55,6
D7,8)
400
C44)
42
C6)
93
(80)
A60)
362
C11)
55,2
D7,5)
394
C39)
36
C1)
A72)
357
C07)
53,7
D6,2)
388
C34)
31
B7)
Таблица 25
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ МЕТАЛЛОВ,
Вт/(м-град) [ккал/(м-ч-град)]
Металл
Вольфрам
Железо чистое
Железо кованое
Золото
Магний
Платина
Сталь A%С)
Константан iF0% Си, 40% Ni)
/. ас
20
18
100
18
100
18
100
0—100
18
100
. 18
100
18
100
X
160 A38)
67 E8)
63,4 E4,5)
60 E1,6)
60 E1,6)
293 B52)
294 B53)
159 A37)
70 F0)
72,6 F2,4)
45 C8,6)
45 C8,6)
22,7 A9,5)
26,9 B3,1)
124

Продолжение табл. 26
Металл
Манганин (84% Си; 4-% Ni; 12%
Мп)
70% Ni; 28% Си; 2% Fe
62% Ni; 12% Cr;26% Fe
Никелевое серебро
Платиноид
чПобедит ВК6
t, °с
18
100
20
20
0
100
18
20
%
22,2 A9,1)
26,3 B2,6)
35 C0)
13,5 A1,6)
29,3 B5,2)
37 C2)
25,1 B1,6)
73 F3)
Средние коэффициенты удельной массовой теплоем-
теплоемкости твердых тел между 0 и 100°С, кДж/(кг-град)
[ккал/(кг-град)]:
Вольфрам 0,142 @,034)
Константан 0,411 @,098).
Латунь 0,386 @,092)
Магний 1,05 @,25)
Платина 0,134 @,032)
Победит ВК6 . . . . 0,17 @,04)
Плотность металлов, кг/м3ХЮ3
Серебро 10,5—10,6
Сталь нелегированная . 7,85—7,97
Сталь быстрорежущая . 8,30—14,40
Сталь нержавеющая . 7,85
Сталь хромистая ... 7,74
Сталь никелевая, 36%*
Ni 8,13
То же, 50% №.... 8,19
То же, 15% Ni, 5% Мп 8,03
Тантал 16,6
Титан . 4,87
Хром : 6,7
Цинк 7,13—7,20
Победит В Кб . . . , Н,6
Алюминий
Вольфрам . .
Дюралюминий
Железо . . .
Золото . . .
Кобальт . .
Латунь . . .
Магний . . .
Медь ....
Молибден . .
Нейзильбер .
Никель . . .
Олово . . .
2,75
. 19,1
. 2,6-2,8
. 7,60—7,85
.19,30—19,35
8,8
. 8,50—8,73
1,74
. 8,9—9,0
10,2
. 8,4—8,7
8,6—8,9
. 7,3—7,5
125

Итак, определив составляющие теплового баланса
D9), решая уравнение теплового баланса совместно с
уравнением давления D8), находим давление смазки,
развиваемое насадкой длиной / с зазором h.
Кристоферсон и Найлор первыми разработали тео-
теорию волочения в режиме гидродинамического трения.
Ими же выполнено наиболее полное исследование влия-
влияния размера зазора, длины напорных труб и скорости во-
волочения на развиваемое давление. Значения давлений,
рассчитанные по приведенной выше методике, удовлет-
удовлетворительно согласуются с данными Кристоферсона и
Найлора.
На рис. 59 показано влияние основных факторов про-
процесса гидродинамического волочения (/, v0, h, р,о) на раз-
развиваемое насадкой давление. На рис. 59, а приведены
расчетные значения давления при различных скоростях
V
1 f \
Ё
и
401-
^=
^>.
ч
а
10°
A00)
108
A0)
W7
A)
0 2 4 ¦ 6 8 10 40 70
\Г, М/с
р,Н/пг(кгс/мпг)
If)
р, Н/мг(кгс/пм*)
108
A0)
W7
A)
10е
Ш)
\\
\\
\\
V-
\
SN |
X >.
^^
-'
-¦
—
in
===
О О,! Ц2 0,3 0,4 О/
Рис. 59. Анализ нагнетающей
способности насадок при ис-
использовании жидких смазок:
а — влияние скорости волоче-
волочения и длины насадок; б —
роль величины зазора; в —
влияние вязкости смазки
0,04@,4) 0,06@,5H,08@,8)
W(fJ)
.26

Волочений Дли напорных насадок длиной до 140 мм. Рас-
Расчет выполнен для низкоуглеродистой проволоки с do=
— 1,65 мм, смазка—.масло индустриальное 20 (веретен-
(веретенное 3). Принято, что сборная волока установлена в воло-
кодержатель, охлаждаемый проточной водой с ^=20°С
Относительный расход смазки #=0, температура прово-
проволоки 4=20°С, й=0,05 мм. С увеличением скорости на-
наблюдается рост давления смазки; лишь для больших
длин насадок скорости свыше 10 м/с не вызывают повы-
повышения давления из-за разогрева смазки. Длина насадки
значительно влияет на развиваемое давление. Например,
при скорости 5 м/с для 1—5 мм р=7,65 МН/м2
@,78 кгс/мм2), для /=40 мм р= 176,5 МН/м2
A8 кгс/мм2), а для /=140 мм р=1078 МН/м2
(ПО кгс/мм2). Дальнейшим увеличением длины можно
получить еще более высокие давления смазки. На этом
же рис. 59,а показано положение изотерм смазки. Рост
скоростей волочения и длин напорных труб-насадок вы-
вызывает увеличение температуры смааки в насадке. Разо-
Разогрев будет больше при использовании более вязкой смаз-
смазки.
Одним из основных параметров нагнетающих приспо-
приспособлений является величина зазора h между поверхно-
поверхностью насадки и протягиваемого изделия. О влиянии ве-
величины зазора на развиваемое давление при и=10 м/с
можно судить по рис. 59,6. Увеличение зазора вызывает
значительное падение развиваемого давления. Так, для
/=80 мм увеличение зазора с 0,05 до 0,1 мм влечет за
собой падение давления с 667 МН/м2 F8 кгс/мм2) до
96 МН/м2 (9,8 кгс/мм2), а для Л=0,2 и 0,5 мм оно соста-
составит соответственно 14,7 A,5) и 2,16 МН/м2 @,22 кгс/мм2).
Для достижения высоких давлений при больших величи-
величинах зазора требуется значительная длина напорных
труб.
Расчеты говорят о значительном влиянии температу-
температуры входящей проволоки на развиваемое давление — с
увеличением t0 нагнетающая способность падает. Так,
изменение t0 от 20 до 40°С вызывает падение давления
. для насадки длиной 40 мм в 5,5 раза. Повышение же t0
до 100°С приводит к падению давления в несколько де-
десятков раз. Это объясняется уменьшением вязкости с
температурой, что сопровождается к тому же «падением
пьезокоэффициента вязкости а. Следовательно, для обе-
обеспечения гидродинамического трения при волочении на
127

р, Н/мг (кгс/нм2)
жидких смазках первостепенное значение имеет охлаж-
охлаждение проволоки на барабанах волочильной машины,
при этом машины мокрого волочения предпочтительней
из-за более эффективного охлаждения. Одним из досто-
достоинств применения жидких смазок при волочении являет-
является их высокая охлаждающая способность по сравнению
с охлаждающей способностью воздуха на машинах сухо-
сухого волочения.
На рис. 59,в показано влияние вязкости применяемой
смазки при /=50°С для и = 5,0 м/с на развиваемое на-
насадкой давление. С увеличением вязкости давление смаз-
смазки в насадке растет. Особенно интенсивный рост давле-
давления наблюдается до значений вязкости |Ы5о=О,ОЗ Н-с/м2
@,3 Пз), с дальнейшим повышением вязкости рост давле-
давления замедляется. При этом
нужно учитывать, что с уве-
увеличением вязкости охлаж-
охлаждающая способность смазки
снижается. По-видимому, це-
целесообразно использовать
при волочении в режиме
гидродинамического трения
(особенно при высоких ско-
скоростях волочения) масла с
динамической вязкостью при
50°С в интервале 0,02—
0,045 Н-с/м2 @,2—0,45 Пз),.
На рис. 60 показано вли-
влияние относительного расхо-
расхода на налнетающую способ-
__ ность напорной трубки. При
#=0,5 /?=0, т. е.- происходит безнапорное движение
смазки. Относительный расход определяется количест-
количеством смазки, уносимой через рабочую волоку с проволо-
проволокой. Расход смазки зависит от величины микронеровно-
микронеровностей проволоки, о чем будет сказано ниже. Влияние рас-
расхода будет значительней на первых проходах маршрута,
так как по мере утонения проволоки шероховатость е:
будет уменьшаться. Более высокому качеству поверхно-
поверхности будет соответствовать более высокая нагнетающая
способность инструмента.
Развиваемое напорной трубкой давление зависит от
рода протягиваемого материала. Чем выше теплопровг.
ность металла, тем интенсивней отвод тепла с проволо-
128
Вис. 60. Зависимость давления. от
величины относительного расхода
смазки

кой, ниже температура смазки, выше нагнетающая спо-
способность. Так, для алюминиевой проволоки развиваемое
давление в среднем в 1,4 раза выше, чем для низкоугле-
низкоуглеродистой стальной при тех же значениях остальных па-
параметров.
Напряженное состояние изделия и усилие волочения
зависят от противонатяжения, поэтому представляет ин-
интерес определение .величины противонатяжения, создава-
создаваемого смазкой (см. рис. 54):
. dvx
прот— 0.) *-j-
* У=0
dx.
Подставим в это выражение формулу C8) после ин-
интегрирования, с учетом C9) и D8) найдем напряжение
противонатяжения от смазки в насадке:
При волочении возможно применение эмульсий, для
которых \i(p) =vonst. Для эмульсий давление в конце
насадки равно
_ 6VLQvo(l-2q)l
Рн — h2
где |ло — динамическая вязкость данной эмульсии.
Тепло, выделяющееся в насадке при волочении на
эмульсии, равно
Развиваемое насадкой давление при использовании
эмульсий невелико. Так, при использовании 25% -ной
эмульсии, уо=5О м/с, q=0, /=100 мм и А=0,02 мм
развиваемое давление составляет 34 МН/м2 C,47 кгс/мм2)
Этр давление не достаточно для гидродинамичес-
гидродинамическою трения, однако и оно может привести к улуч-
улучшению условий трения в зоне деформации при волочении
металлов и сплавов с невысокими механическими свой-
свойствами.
приведенная методика позволяет подбирать парамет-
ры'^садок для достижения необходимого давления при
волочении на жидких смазках.
5 Зак. 412 . 129

При расчете инструмента для волочения в режиме
гидродинамического трения необходимо учитывать на-
нагнетающую способность рабочей волоки (см. рис. 54).
Смазка под давлением рн после насадки поступает в во-
волоку. Для данного случая (ав мало) исходные уравнения
движения смазки имеют тот же вид D1). В результате
интегрирования первого из дифференциальных уравне-
уравнений D1) получим выражение для vx и dpldx в форме
D2) и D3), но для переменного зазора
h = hB -r- х tg aB
и относительного расхода смазки
q = ^ . E0)
4 2(hB-xigaB) '
Поскольку в сечении, соответствующему началу зоны
деформации (см. рис. 54), достигается максимум давле-
давления, абсолютный расход смазки в этом сечении q=
— vo,Jio/2. Величина _зазора меняется от hB до /i0, при
этом 9mm=W2 Ав, а <7тах=О,5. Согласно теории течения
вязких смазок, при G=0,5 dp/dx=0. Таким образом, для
переменного зазора рабочего конуса волоки имеем с уче-
учетом C8) и E0).
dp_ __ 6 [А0еаpv0 [(К — х tg aB>— h0]
d x ~~ (hB — xtg aBK
Разделим переменные и проинтегрируем данное диф-
дифференциальное уравнение; после определения постоянной
интегрирования из условия р|зс=о=Рн получим уравне-
уравнение распределения давления в рабочем конусе волоки:
1 1 f
= In \
a I
е н —
/ 50 \т Г /
6 а [х5о — Щ х \hB (hB — х tg ав) — /г0 Лв —
\ tn J j \ , , *
пв v^b — х & ив/
На входе в зону деформации при х=1 имеем
р = In
50 \^
__ар af50 (T-) vo(hB-ho)*
е н
130

Для стандартных волок при средних обжатиях hB ве-
велико по сравнению с Ло, тогда последнее выражение уп-
упрощается
р = — — In
-ар
е н—-
За \ib0
/ 50 V» 1
Приравняв выражение в квадратных скобках нулю,
можно оценить приближенно скорость волочения, необ-
необходимую для создания режима гидродинамического тре-
трения только за счет свободной длины рабочего конуса во-
волоки;
За fi5o
(tr
Для веретенного масла при ав=6°, А0==10-5 м
A0 мкм) и ^п = 20°С скорость волочения должна быть
равна 233 м/с, увеличение температуры смазки до 50°С
повышает скорость до 778 м/с. При Л0=2,4-10~б м
B,4 мкм) и-'<хв=4° для 30°С 1>г=37,3 м/с, а для 50°С
уг=124 м/с. Современные скорости волочения стальной
проволоки неспособны обеспечить без напорных трубок
гидродинамического трения при использовании жидких
смазок. В случае волочения мягких металлов и сплавов,
по-видимому, возможно достижение гидродинамического
трения или приближение к нему без специальных при-
приспособлений за счет эффекта смазочного клина. Об этом
говорят исследования А. С. Бе-
люуоова и Ю. В. Владимирова, а.
также И. Л. Перлина, В. Я. Ша-
Шапиро и Е. Л. Школьникова. При
замере усилий при однократном
волочении мягкой и твердой мед-
медной проволоки было установлено,
что при волочении мягкой прово-
проволоки имел место механизм гид-
гидродинамического трения".
Для определения давления
смазки необходимо знать темпе-
температуру смазки в насадке. По из-
известным закономерностям тече-
течения смазки в рабочем конусе оп-
определяется общее количество
О*
Рис. 61. Доля тепла, отво-
отводимого через стенки воло-
волоки:
/ — медь; 2 — сталь 0; 3 —
сталь Х18Н10Т
5* Зак. 412
131

выделившегося ^тепла. Большая часть тепла, отво-
отводимого от -слоя смазки, уносится с проволокой
QnP, потери тепла через стенки волоки незначительны.
На рис. 61 приведена теоретическая зависимость отноше-
отношения Qs/Qnp от скорости волочения для низкоуглеродистой
и нержавеющей стальной проволоки, а также медной
диаметром 1,5 мм. Начальная температура проволоки и
охлаждающей среды принималась равной 20°С, расчет
выполнен для случая охлаждения сборной волоки в воло-
кодержателе проточной водой. Величина QB/QnP зависит
от рода материала и скорости движения проволоки; в
целом величина QB мала по сравнению с Q^. Об этом
же говорят исследования других авторов. По данным
Шлегеля, волоки поглощают от 1 до 5% всего тепла, вы-
выделяющегося при волочении. Учитывая это положение,
считаем, что в стационарном ппоцессе все выделившееся
тепло уносится с проволокой Qnn. Приравняем1 выраже-
выражение для выделившегося в рабочей волоке тепла уравне-
уравнению C2) и получим
-^ (yTar
а \
hB
Здесь
х =
где рвх — давление смазки на входе в зону деформации.
Зная необходимое давление смазки на входе в зону
деформации рВх, решаем уравнение относительно х, по
найденному значению определяем ря — давление, кото-
которое должно развить насадка, чтобы обеспечить гидроди-
гидродинамический режим трения
__ а Рвх —1п*
Необходимое давление смазки на входе определяется
из условия пластичности для входящей в зону деформа-
деформации проволоки .
132

У////////////////Л '/'//
Рис. 62. Схема выбора величины h0
где <гт — предел текучести;
«то—напряжение противонатяжения от смазки в на-
насадке.
Величина hQ определяется из условия полного разде-
разделения поверхностей волоки и изделия, для этого h0 долж-
должно превышать высоту
микронеровностей протя-
протягиваемою изделия (рис.
62).
Шероховатость поверх-
поверхности определяется сред-
средним арифметическим от-
отклонением профиля Ra
и высотой неровностей
Rz. Под Ra понимается среднее значение рас-
расстояний t/u #2, • • .,Уп точек измеренного профиля до его
средней линии. Высота неровностей Rz определяется как
среднее расстояние между находящимися в пределах ба-
базовой длины пятью высшими точками выступов и пятью
низшими точками впадин. В табл. 26 приведены значе-
значения Ra и Rz в зависимости от класса чистотй поверхно-
поверхности.
Таблица 26
ЗНАЧЕНИЯ Ra И Rz В ЗАВИСИМОСТИ ОТ КЛАССА ЧИСТОТЫ
ПОВЕРХНОСТИ
Показатели
Ra) мкм, не более
RZf мкм, не более
vi
80
320
V2
т40"
160
V3
20
80
40
v40J
""б
0
2,5
10
v7
1,25
6,3'
V8
0,63
3,2^
V9
0,32
1,6
vto
0,16
0,8]
Класс чистоты определяется в свою очередь видом об-
обработки заготовки. Зная шероховатость изделий, задаем
величину h0 в предположении, что соприкасающиеся по-
поверхности разделяются; расчет инструмента выполняется
для заданного h0.
Класс чистоты
ГОСТ 2789—59):
поверхностей деталей, обрабатываемых давлением (по
Горячая ковка в штампах yl —\
Горячая вырубка и пробивка ,,,,,,, V^ —
133

Продолжение
Класс чистоты поверхностей деталей, обрабатываемых давлением (по
ГОСТ 2789-59):
Горячая объемная штамповка:
без калибровки I . . . . sj2 —v^
то же, с электронагреванием . , . .. • . . \73 —у5
с плоскостной холодной калибровкой . . . уб —v§
с объемной холодной калибровкой . . . . уб —V$
Холодная объемная штамповка:
чеканка у8 —у9
осадка • V*> —V^
высадка . . . ..........;у5 —уб
объемная формовка ..... V^ —V?
калибровка v8 —V§
выдавливание (прямой способ) . . ... у7 — V$
Холодная штамиовиа в вытяжных штампах . . уб —V$
Круглый холодный прокат калиброванный:
сталь . уб —V^
латунь . . - V? —?9
Прокат труб — алюминиевые сплавы . . . . . V? —\$
Прокат листовой:
сталль . . уб —у8
латунь ............... v^ —V^
Прокат ленты г
сталь о . . . . .*.,.. * у7 —у8
латунь, бронза . . у8
Прокат после обдувки песком:
сталь а у5 —
алюминиевые сплавы у5 —
Уравнением E1) можно пользоваться и для опреде-
определения толщины слоя в начале зоны деформации h0 по
заданным параметрам инструмента. При известном дав-
давлении рн и необходимом давлении на входе рВх рассчи-
рассчитывается значение х; после подстановки вг уравнение
E1) решается уравнение относительно h0. Как известно,
при волочении качество поверхности улучшается, высота
микронеровностей уменьшается. Так, для проката после
обдувки песком /?z^20 мкм (V5), а для круглого калиб-
калиброванного проката /?z^fl,6 мкм (V9).
На рис. 63 приведены профилограммы поверхности
проволоки после третьего прохода при волочении через
одинарную и сборную волоки по маршруту 6,5—1,8 мм
за шесть проходов. Качество поверхности заготовки,
протянутой в гидродинамическом режиме трения, хуже,
чем при волочении в граничном режиме трения; рабочая
волока не производит сглаживающего действия из-за
наличия слоя смазки между поверхностью канала воло-
волоки и протягиваемым изделием. При гидродинамическом
134

волочении уменьшение высоты микронеровностей про-
пропорционально утонению проволоки; так как конечные
диаметры проволоки обычно малы, качество поверхности
готового изделия будет достаточно высоко. Если нужно
Рис. Ы. Профилодраммы поверхности проволоки при волочении:
а — на обычных вол окал; б — та сборных волоках
получить поверхность повышенного качества, следует
либо использовать предварительно калиброванную ка-
катанку, либо проводить волочение на первых проходах в
режиме граничного трения.
|Как следует из приведенных выше соотношений, ис-
использование заготовки с меньшей шероховатостью по-
поверхности повышает нагнетающую способность инстру-
инструмента для гидродинамического волочения. Это объясня-
объясняется тем, что заготовка с меньшей шероховатостью по-
поверхности требует меньшего относительного расхода
смазки для разделения трущихся поверхностей, сниже-
снижение же расхода способствует развитию более высоких
давлений.
Чтобы проверить полученные соотношения теории
гидродинамического волочения, был сконструирован1 и
изготовлен инструмент, изображенный на рис. 64. Рабо-
Рабочая волока 1 и напорная трубка 2 плотно входят в водо-
охлаждаемый стакан 3, имеющий ребра для увеличения
интенсивности охлаждения. Резьбовые отверстия корпу-
Е. М. Чуруновьш.
135

са 4 служат для подачи и отвода воды охлаждения. Пе-
Перед напорной трубкой установлена направляющая воло-
волока 5, диаметр которой равен внутреннему диаметру труб-
трубки. Уплотнение 6 препятствует выдавливанию смазки из
рабочей зоны. Отверстие 7 служит для крепления месдо-
зы замера давления смазки в конце напорной трубки.
Рис. 64. Инструмент для гидродинамического
лочения на жидких смазках
На корпусе крепится месдоза 5 замера усилия, восприни-
воспринимаемого рабочей волокой. Проволока, увлекая за собой
инструмент, сжимает кольцо месдозы 8, которая упира-
упирается юпорной поверхностью через втулку в стенку мыль-
мыльницы. ' .
Для Болочения применяли трубки с внутренним диа-
диаметром 3 мм и длиной 90 и 45 мм. В качестве смазки ис-
использовали нигрол и подогретую сульфитно-спиртовую
барду. Волочению подвергали отожженную и подготов-
подготовленную по обычной технологии проволоку из стали 0,8 кп
с начальными диаметрами 2,76 и 2,94 мм и конечным
2,46 мм; скорость волочения составляла 1,67 м/с.
В экспериментальных протяжках (эксперимент про-
проведен Е. В. Славновым и Е. М. Чуруновым) наблюдался
режим гидродинамического трения, проволока выходила
из рабочей волоки с толстым слоем смазки и имела срав-
сравнительно низкую температуру. Иногда происходили вы-
выхлопы смазки, на шроволоке были заметны чередующие-
чередующиеся блестящие и матовые кольцевые участки поверхности.
По-видимому, развитию этого процесса способствовала
завышенная длина трубки при малом зазоре и высокой
136

вязкости смазки, что приводило к чрезмерным давле-
давлениям.
Превышение давления вызывало большее обжатие
проволоки и последующее увеличение расхода смазки, в
результате которого давление падало.*
На рис. 65 представлена типовая осциллограмма за-
записи усилия Р, воспринимаемого рабочей волокой, идав-
р
Рис. 65. Осциллограмма усилия, восприни-
воспринимаемого волокой Р, и давления смазки р
ления смазки р для do—2,94 м. Характерным для экспе-
экспериментальных осциллограмм является довольно широ-
широкий диапазон изменения давлений смазки в конце напор-
напорной трубки. Замеренные давления составили 94—
147 МН/м2 (9,5—15 кгс/мм2). Колебания давления
можно объяснить непостоянством расхода смазки вслед-
вследствие изменения микронеровностей проволоки. При пе-
периодическом уменьшении давления соответственно уве-
увеличивалось усилие волочения — оно менялось в преде-
пределах от 490 до 588 Н E0—60 кгс).
Отметим, что замеренные давления смазки ниже тех
давлений, которые необходимы для разделения рабочих
поверхностей, поскольку предел текучести материала ис-
исходной проволоки составлял 271,5 МН/м2 B7,7 кгс/мм2).
Чтобы сопоставить экспериментальные данные с расчет-
расчетными, для исходных данных, соответствующих экспери-
экспериментальным, рассчитали давление смазки, толщину слоя
смазки на входе в зону деформации и величину противо-
натяжения от смазки в насадке.
137

^ 280 Ш
1240B4,6)
200М4)
Решая совместно уравнения давления D8), теплового
баланса насадки D9) и выражения E1) для рабочей
волоки с учетом величины противонатяжения, получим
рш=87 МН/м2 (8,87 кгс/мм2), йо=2,74-10~5 м B7,4 мкм),
суо= 10,4 МН/м2 A,06 кгс/мм2). Среднее же замеренное
давление смазки в конце насадки равно 122 МН/м2
A2,45 кгс/мм2).
Таким образом, расчетное значение с точностью до
30% согласуется с результатами эксперимента. Следует
подчеркнуть значительную роль рабочей волоки и необ-
необходимость учета ее нагнетающей способности при расче-
расчете инструмента для гидродинамического волочения.
Рассмотрим пример расчета инструмента для воло-
волочения малоуглеродистой стальной проволоки с 6,5 до
1,8 мм за шесть проходовГ
Примем ав=6°, размеры
волок стандартные, для всех
проходов ?о=2О°С, &о умень-
уменьшается от 2-10~5 м B0 мкм)
„пропорционально утонению,
смазка — масло индустри-
индустриальное 20. На рис. 66 при-
приведены значения рндля каж-
каждою прохода при различных
скоростях волочения. При
расчете учитывали упроч-
упрочнение материала проволоки
по проходам. Давление Рвк
возрастает от 337 МН/м2
C4,4 кгс/мм2) на первом
проходе до 806 мН/м2 (82,2
кгс/мм2) на шестом проходе. Из рисунка следует, что
нагнетающая способность рабочей волоки оказывает су-
существенное влияние на величину давления, по которому
производится расчет длины напорной трубки. С увели-
увеличением скорости роль рабочей волоки растет.
Приведенная методика расчета инструмента для во-
волочения в режиме гидродинамического трения на жидких
смазках позволяет рассчитывать параметры инструмента
с учетом не только нагнетающей способности цилиндри-
цилиндрической насадки, но и свободной длины рабочего конуса
проволоки. Показано, что свободная длина рабочего ко-
конуса волоки играет значительную роль в общей нагнета-
нагнетающей способности инструмента.
Рис. 66. Результаты расчета, рн
для маршрута волочения с 6,5 до
1,8 мм за шесть проходов:
VI — номера проходов
I —
138

4. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ ИНСТРУМЕНТА
ДЛЯ ПОРОШКООБРАЗНЫХ СМАЗОК
Расчет инструмента для волочения с порошкообраз-
порошкообразными смазками включает в себя определение размеров
входного конуса насадки (рис. 67), выбор параметров
цилиндрической части насадки (/, Л), расчет течения
смазки на участке свободной длины рабочего конуса во-
волоки.
Рис. 67. Схема расчета параметров инструмента для
порошкообразных смазок
Размеры входного конуса рассчитываются из условия
предварительного уплотнения порошкообразной смазки.
В гл. II показано, что с увеличением давления в слое
смазки величина реологического коэффициента А интен-
интенсивно возрастает до давления 14,7 Mti/м2 A50 кгс/см2),
а затем остается постоянной. В этом же интервале дав-
давлений наиболее значительно (до 40%) уменьшается и
объем порошка натриевого мыла. Поэтому, если входной
конус напорной трубки будет обеспечивать указанное
давление, то в цилиндрической части насадки можно
принять смазку несжимаемой, а ее реологические свой-
свойства (коэффициенты А и В) — зависящими только от
температуры. Для данного диапазона давлений предста-
представили
A = kfof E2)
где k — коэффициент, учитывающий влияние темпера-
температуры.
Во входном конусе насадки (см. рис. 67) течение
смазки происходит по схеме I (величина безразмерного
параметра ая^О), тогда градиент давления будет равен
dp = 2Л #
d х hH — x tg <zH
E3)
139

знаменатель представляет собой переменный зазор на
входном участке насадки.
Подставим соотношение E2) в выражение E3); пос-
после решения дифференциального уравнения, определения
постоянной интегрирования из условия /?|я=о=О найдем
необходимые размеры входного конуса;
91,3 tgaH
E4)
Расчетные зависимости ки/Н от ан для различной тем-
температуры приведены на рис. 68. Следует заметить^ что
при выводе зависимости E4) не учитывается разогрев
смазки ввиду незначительного давления. Температура
порошкообразной смазки будет определяться температу-
температурой входящей проволоки.
8
ан, град
10
Рис. 68. Определение раз-
размеров входного конуса на-
насадки
wo t;c
Рис. 69. Графики для вы-
выбора схем течения смазки
Уплотненная во входном конусе смазка поступает в
постоянный по величине зазор h (см. рис. 67). Для тех
относительных расходов, смазки, которые возможны при
волочении, из пяти схем течения вязко-пластической сре-
среды представляют интерес первые две. Для них градиенты
давления постоянны по длине насадки, поэтому в конце
на сапки длиной I
Рн =
2А1
h(h,-h9)
И __ ТВ v0 I
'" hi '
E5)
140

где
Разность h\—h% определяется по значениям h\9 h2 из
рис. 67, величина h^ зависит от относительного расхода
смазки для схемы II.
Значения реологических коэффициентов А я В меня-
меняются с температурой, следовательно, необходимо учесть
тепло, выделяющееся при деформации смазки в насадке.
Мощность теплового источника для вязко-пластической
среды в единице объема смазки равна
= (A'+B-E)TIdV.
При известном распределении скоростей течения для
схем I и II общее количество выделившегося тепла будет
Так же, как и для жидкой смазки, это тепло уносится
с проволокой или трубой, теряется через стенки насадки
и уносится со смазкой. Уравнение теплового баланса
имеет вид, аналогичный D9), Решив уравнение теплово-
теплового баланса, можно найти температуру смазки в насадке,
значения реологических коэффициентов А и В, по форму-
формулам E5) —давление, развиваемое насадкой с заданны-
заданными размерами.
О том, какую из схем следует выбрать для расчета,
можно судить по графикам рис. 69, 'полученным из пре-
предельной кривой 1 (рис. 58), разделяющей схемы I и II.
Зная предполагаемый относительный расход смазки q и
начальную температуру, по кривым рис. 69 находим схе-
схему течения при заданном отношении vQ/h. Если точка с
координатами t—VoJh лежит выше кривой предполагае-
предполагаемого расхода, то течение будет происходить по-схеме I, a
ниже — по схеме II. Величина же относительного расхо-
расхода смазки определяется выражением
< = Й" <56>
141

На рис. 70 приведены значения давления, развиваемо-
развиваемого насадкой, рассчитанные по приведенной методике для
низкоуглеродистой стальной проволоки диаметром 2 мм
при волочении через сборную волоку, помещенную в ,воло-
кодержатель с охлаждением проточной водой ?с=20°С.
рн,МН/м2(ш/мм2)
0,05 OJO OJS
h.tiM
* 1Р,ис. 70. малнетающая способность насадок при использовании по-
, ^кишкообразной смааки;
а — влияЕие скорости; б— алиямие величины зазора
В расчетах принимали <7=0, tQ=t2Q°C. На рис. 70, а по-
показано влияние скорости на развиваемое давление. Рас-
Расчеты выполнены для Л=0,1 мм. Давление интенсивно
возрастает до скоростей 0,3—0,5 м/с, затем остается пра-
практически постоянным для небольших длин насадок и
уменьшается для больших длин. Снижение развиваемого
давления происходит за счет разогрева смазки, умень-
уменьшения коэффициента Л, влияющего на развиваемое дав-
давление по схеме I, согласно выражению E5). Разогрев же
смазки для небольших длин незначителен. Так, при h=
=0,1 мм, Уо=3,4 м/с и 1=2 мм повышение температуры
составило 21,3 град, а для 1=20 мм 66,5 град.
'Наличие максимума давления при использовании в
качестве смазки натриевого мыла отмечается различны-
различными исследователями. Одним из достоинств волочения в
гидродинамическом режиме трения является возмож-
возможность значительного повышения скоростей; по-видимому,
в этом случае более оправдано применение жидких сма-
смазок, не имеющих максимума давления.
На рис. 70 показана расчетная зависимость давления
смазки от h для и=0,35 м/с. Большое влияние на разви-
развиваемое давление оказывает величина зазора. Например,
142

для /=20 мм значения давления при А=0,05; 0,1; 0,2 мм
соответственно составили 1180 A20); 560 E7,2);
280МН/М2 B8,6кгс/мм2).
Развиваемое давление зависит также и от-длины на-
напорных труб. При небольших скоростях волочения {до
0,3—0,5 м/с) разогрев смазки незначителен, давление ли-
линейно зависит от длины насадки. С увеличением же ско-
скорости линейность нарушается вследствие разогрева и из-
изменения свойств смазки. Влияние таких факторов, как
начальная температура и теплопроводность материала
изделия, аналогично случаю применения жидких смазок.
В целом развиваемые давления порошкообразной смаз-
смазки — натриевого мыла — значительно выше давлений
жидких смазок при одинаковых значениях параметров,
определяющих нагнетающую способность, особенно для
небольших скоростей волочения.
Кроме напорной трубки, определенной нагнетающей
способностью обладает и свободная длина рабочего кону-
конуса волоки (см. рис. 67). Величина зазора меняется от h\
на входе до ho. При движении вдоль рабочего конуса во-
волоки течение смазки происходит последовательно по схе-
схемам I, II и III. Эпюры скоростей и переход от схемы к
схеме по свободной длине рабочего конуса приведены на
"рис.71.
iPmc. 71. Распределение скоростей при течении
смазки в рабочем конусе волоки
Величина hi (см. рис. 67) определяется размерами
волоки, углом наклона образующей конуса и обжатием
заданный проход. С уменьшением зазора растет величи-
величина q, и при Ац первая схема переходит во вторую. Из
предельной кривой 1 (см. рис. 58), разделяющей эти схе-
схемы, найдем
и 2,25Лй§ , ,_
BvQ
143

При 9=0,33 течение смазки от схемы II перейдет к
схеме III, с учетом E6) 'Am =1,5 h0.
Решим дифференциальные уравнения градиентов
давлений для каждого из участков. Определяя постоян-
постоянные интегрирования из условия равенства давлений на
границах участков, найдем суммарное повышение давле-
давления в рабочей волоке:
tgaB L V h-hj 3h0 J
Разность hi—A2 можно принимать усредненной по
длине, определяемой средними значениями а и q для пер-
первого участка.
Общее давление определится суммой давлений, раз-
развиваемых насадкой и рабочей волокой. По известному
давлению на входе рВх при известной доле давления, со-
создаваемого рабочей волокой, находится давление, кото-
которое должна развить напорная трубка-насадка:
1 Г- . Л 1п/гт//гтт\ Bvol
E8)
С помощью уравнения E8) можно решать и другую
задачу: по заданным параметрам инструмента опреде-
определять ho и судить о возможности разделения трущихся по-
поверхностей по найденной величине Ло.
Величина /?в, определяемая соотношением E7), будет
изменяться с изменением температуры смазки. Прене-
Пренебрегая разогревом смазки, оценим возможность созда-
создания режима жидкостного трения только за счет рабочей
волоки. Пусть волочению подвергается проволока диа-
диаметром 3 мм, /io=10~5 м A0 мкм). Расчет выполняли
для волоки с «в=6° при обычной длине рабочего конуса
и для волоки с сев—4° при удвоенной длине рабочего ко-
конуса. Давления для 1>о=1 м/с составили соответственно
29,1 B,97) и 49,8 МН/м2 E,08 кгс/мм2), а для vo=3 м/с
58 E,93) и 112,6 МН/м2 A1,5 кгс/мм2). Нагнетающая
Способность волоки с уменьшенным углом и увеличенной
длиной рабочего конуса выше, чем обычной волоки, од-
однако развиваемые давления недостаточны для волочения
в режиме гидродинамическвго трения сталей, а также
других металлов и сплавов, обладающих высокими ме-
механическими свойствами.
144

Выделившееся тепло в результате деформации смаз-
смазки в волоке определится по участкам
4 B-3 А, + 61! — ЬЩ + й!)[BЛ, - A tga.);
Q,,, =
tg
0,9 В v0 D,5 Л ft0 + В *„
Уравнение теплового баланса аналогично выражению
D9); решение уравнения позволяет учесть разогрев
смазки и изменение реологических коэффициентов А и В,
определяющих нагнетающую способность инструмента.
Приведенный материал позволяет определять давле-
давление, развиваемое не только насадкой, но и рабочей воло-
кюй. Теоретические положения
согласуются с эксперименталь-
экспериментальными данными и данными про-
промышленной эксплуатации
сборных волок.
На ptfc. 72 приведены ре-
результаты расчета нагнетаю-
нагнетающей способности сборной воло-
волоки, описанной в гл. I. Расчет
выполнен для условий волоче-
волочения проволоки диаметром 1,8
мм из катанки диаметром 6,5
мм с А0=2-10-5 м B0 мкм);
по мере утонения проволоки h0
пропорционально уменьшает-
уменьшается. Принимали стандартные
размеры волоки, скорость на
последнем проходе 10,2 м/с. Общее давление
определяется суммой развиваемых давлений в рабо-
рабочем конусе напорной и рабочей волок, а также дав-
давлением в калибрующем пояске напорной волоки. Для ра-
рабочего конуса напорной волоки учитывается та часть
длины, которая создает предварительное уплотнение по-
порошкообразной смазки. Из рис. 72 следует, что развивае-
развиваемое давление по проходам растет. Начиная с четвертого
прохода оно уже достаточно для создания режима гид-
гидродинамического трения. Из опыта эксплуатации сбор-
сборных волок известно, что стойкость инструмента начинает
145
I Ж Ш Ш ? И
Номер прохода
Рис. 72. Нагнетающая способ-
способность сборной волоки:
1 — общее давление; 2 — дав-
давление, создаваемое рабочей
волокой

повышаться с третьего прохода и к концу процесса воз-
возможно увеличение стойкости в 20 и более раз.
На рис. 72 показана также доля давления, создавае-
создаваемого рабочей волокой. Основную роль играет напорная
волока, ее доля в общем давлении составляет 70—80%.
Незначительное давление на первых проходах объясня-
объясняется высоким относительным расходом смазки вследст-
вследствие большой величины hOi а также низкой скоростью во-
волочения.
Учитывая вышесказанное, в настоящее время разра-
разработаны и эксплуатируются улучшенные конструкции во-
волок с оптимальными размерами.
5. ШОРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
НАПОРНОЙ ТРУБКИ-НАСАДШ
При определении нагнетающей способности насадок
считали их абсолютно жесткими, недеформируемьши.
На самом же деле при высоких давлениях смазки и не-,
большой величине зазоров упругая деформация напор-
напорных трубок-насадок может существенно изменить конфи-
конфигурацию смазочного слоя. Оценим роль упругих дефор-
деформаций в нагнетающей способности инструмента.
На рис. 73 представлена схема нагружения насадки.
Насадка длиной I с внутренним радиусом гои наружным
' ' " Т\ нагружена юсевым
/Г/ /' усилием Р, обеспечи-
обеспечивающим уплотнение
сборной волоки, внут-
внутренним давлением ро (х)
и наружным давлением
подпора р\. Действие
смазки на насадку про-
проявляется в виде каса-
касательных напряжений
Го на внутренней по-
поверхности, величина
которых определяется
закономерностями те-
течения смазки. В случае выхода смазки из рабочей зоны
действуют касательные напряжения fi, определяемые ко-
коэффициентом трения между поверхностями контакта
{xx=fpi). Функция внутреннего давления ро(х) в общем
случае зависит от реологических свойств и вида приме-
применяемой смазки. .
Рис. 73. Схема
трубки-насадки
нагружения напорной
146

Напряженно-деформированное состояние толстостен-
толстостенных труб определяется обычно по методике С, В, Бояр-
шинова, согласно которой вводится гипотеза об отсутст-
отсутствии сдвиговых деформаций. С учетом данной гипотезы
напряженно-деформированное состояние насадки может
быть определено с помощью решения Ляме, в соответст-
соответствии с которым напряжения в напорной трубке равны
°г. 6 = ~^=Т~ + ,1(А1_1) ; E9)
здесь знак «минус» относится к 0Г, «плюс» — кае ; &=
В поперечных сечениях возникают нормальные напря-
напряжения
ох = . F0)
Выражения E9) и F0) определяют напряженное со-
состояние напорной трубки-насадки, что позволяет выби-
выбирать материал насадки из условий прочности при высо-
высоких давлениях смазки.
Деформированное же состояние насадки определяет-
определяется радиальными перемещениями:
^*>_-^- 0ЛF1)
Е /г2 —1 Е r(^2—1)
Здесь vn — коэффициент Пуассона;
Е — модуль упругости.
Величина зазора между протягиваемым изделием и
насадкой зависит от смещения внутренней поверхности:
Х
-§-°xro. F2)
Максимальное перемещение будет в конце напорной
трубки. На рис. 74 представлены расчетные значения
ит*х с учетом только первого слагаемого (аж=0) выра-
выражения F2). В расчетах принимали упругие характери-
характеристики для стали:ртох =981 МН/м2 A00 кгс/мм2) при
различных значениях подпора рх. Из рис 74 следует, что
147

при высоких давлениях смазки возможно значительное
изменение зазора, при этом увеличение к свыше 3,0—4.0
существенного влияния на радиальное смещение не ока-
оказывает; наличие поДпора благоприятно для деформиро-
деформированного состояния насадки.
Р,ие. 14. Максимальншъ ради-
радиальные омещедия в /насадке;
значений р\\
/ —0; 2 — 98 МН/м2 A0 кгс/
мм2); 3 — 196 МН/м2 B0 кгс/
мм2); 4 — 294 МН/м2 C0 кгс/
мм2)
250 500 750 1000
B5,5) E1,0) G6,5)
2
Рис 75. Изменение налне-
тающей споообности насад-
насадки вследствие учета упру-
упругой деформации:
— Р\=0; рх =0,1 р
При расчете инструмента для гидродинамического во-
волочения материалов с высокими механическими свойст-
свойствами следует учитывать упругую деформацию напорной
трубки, при этом соотношение F2) должно дополнять
уравнения расчета основных параметров насадок. Так,
для схемы I вязко-пластической смазки распределение
давления вдоль насадки с учетом упругой деформации
равно
1 In (\ +пТх у], F3)
где ря — давление, развиваемое насадкой без учета уп-
упругой деформаций;
~~max max ,i
Uq = Uq /fly
max
u0
— упругое перемещение, соответствующее
нию х—i;
величина надеформированного зазора.
сечё-
148

На рис. 75 приведена зависимость относительной по-
погрешности Арш/рш от давления смазки для го=2 мм,
&=5, при отсутствии осевой силы @«—0). Видно, что
упругая деформация существенно влияет на нагнетаю-
нагнетающую способность при высоких давлениях смазки и малых
зазорах. Здесь же показано, что наличие подпора р\
уменьшает влияние упругой деформации на развиваемое
давление. Очевидно, .при волочении металлов и сплавов,
обладающих высокими механическими свойствами, не-
необходим учет упругих деформаций инструмента. При во-
волочении прутковых материалов, имеющих большой диа-
диаметр поперечного сечения, роль упругих деформаций бу-
будет особенно значительна.
Нормальная работа инструмента при волочении мо-
может быть обеспечена только при создании достаточно хо-
хорошего уплотнения рабочей зоны. При этом усилие Р
должно быть таким, чтобы предотвращалось вытекание
смазки через торцевую поверхность насадки. Из равно-
равновесия напорной трубки в случае возможного выхода
смазки следует:
(x0-kxlt)]<P. F4)
Закономерности течения смазки в зазоре при волоче-
волочении позволяют найти to; по известному подпору опреде-
определяем ть из приведенного выше неравенства получим уси-
усилие осевого сжатия для сборки инструмента, которое
обеспечит уплотнение рабочей зоны.
6. ТЕЧЕНИЕ СМАЗКИ В ЗОНЕ ДЕФОРМАЦИИ
Рассмотрим течение смазки в разделяющем поверх-
поверхности изделия и инструмента достаточно толстом слое
смазки (рис. 76). Направив 0?ь х вдоль образующей из-
Рис. 76. Схема расчета те-
течения смазки в зоне дефор-
деформации
делия в зоне^деформации и по направлению волочения в
калибрующей части волоки (рис. 77), запишем прибли-
Г49

женные дифференциальные уравнения вязкой несжимае-
несжимаемой жидкости в форме C6).
Обозначения рис. 77,а связаны геометрическими со-
соотношениями с соответствующими обозначениями
рис.76.
Ш/////////
Рис. 77. Схема смазочного слоя:
а — зона деформации; б — зона калибрующего пояска
Для зоны деформации (рис. 77,а) граничные условия
имеют вид
Vx \y=0 ~~
где h! = h^—x tga3 — переменное значение толщины сма-
смазочного слоя;
(a3 — угол между образующими волоки и
протягиваемого изделия;
Д х)' = V\ — Vq.
Величину зазора на входе в зону деформации считаем
известной; она либо задается нами, либо определяется
из совместного рассмотрения уравнения нагнетающей
способности свободной длины рабочего конуса волоки
E1) и условия пластичности на входе в зону деформа-
деформации:
Р = О (Га. (№\
Решая первое из дифференциальных уравнений C6)
относительно и*, с учетом граничных условий получим
распределение скорости vx по толщине смазочного слоя:
F6)
150

Для определения градиента давления dp/dx восполь-
воспользуемся уравнением расхода смазки
к'
q= J vxdy = vth2. F7)
о
Через любое сечение смазочного зазора проходит
одинаковое количество смазки, определяемое количест-
количеством уносимой с проволокой смазки. При известной тол-
толщине пленки смазки на протягиваемом изделии А2 нахо-
находится расход для любого сечения. В нашем случае вели-
величина h2 пока не известна.
После подстановки выражения F6), интегрирования
и упрощений получим
D-Y1 (h'0-xtga3)-2v1h2\
dx (h'0-x
Решим дифференциальное уравнение с учетом зави-
зависимости A6); после определения постоянной интегриро-
интегрирования из условия р\к=о=рвх и преобразований получим
распределение давления в смазочном слое рабочей зоны;
уравнение давления для сечения х=1'р после перехода
к безразмерным величинам и обозначениям рис. 76 даст
A-ftlK
О, F8)
где Pi == — : _ ; '" — безразмерный
параметр;
Рвых = ^т — <*i — давление смазки на выходе из рабо-
рабочей зоны;
71 = —~2— — обжатие;
do
'Ов — угол наклона образующей волоки;
и hl и h* 1 'р
^ ^ l
Исследуем течение смазки в калибрующей части во-
волоки (рис. 77,6). С учетом граничных условий
151

первое из уравнений C6) дает
dx
Через расхюд смазки получим градиент давления в
калибрующей части волоки:
d? _ 6\iv1(h1 — 2 h%)
dx ~~ Щ
Решение данного уравнения с учетом зависимости
вязкости от давления A6) и условия /?|л=о==Рвых примет
вид
е-а Рвых _ ~ "Р == бацрРх (^ — 2 /г2)
Учитывая, что px=iK — О, после перехода к безраз-
безразмерным величинам найдем толщину слоя смазки на про-
протянутом изделии:
А1Р! F9)
Л2 +,
2 12
гдеРг — — == —безразмерный параметр;
У- /к
п0
Решив систему уравнений F8) и F9), определяем
форму смазочного сл&я при волочении в гидродинамиче-
гидродинамическом режиме трения. На рис. 78 приведены результаты
решения системы для различных значений безразмерных
параметров Pi и р2- Из рисунка следует, что форма слоя
существенно зависит от условий волочения, геометрии
инструмента, вида применяемой смазки и практически не
зависит от обжатия. По-видимому, наличие толстого
смазочного слоя на входе в зону деформации h0 не гово-
говорит еще о гидродинамическом характере режима трения
на всем протяжении зоны деформации, поскольку толщи-
толщина смазочного слоя может стать соизмеримой с высотой
микронеровностей изделия и возможен переход к гранич-
граничному трению на части длины зоны деформации.
Стабильной смазочной пленке, т. е. сохраняющей тол-
толщину, возможно более близкую к hOy способствует увели-
увеличение параметра Pi и уменьшение р2. Влияние параметра
152

Рг более значительно по сравнению с Рь.Стабильная сма-
смазочная пленка соответствует большей вязкости смазки,
высоким скоростям волочения, большей относительной
длине калибрующей части волоки.
Рис. 78. Номограмма для определения ht:
-г] =0.25; 0,4
Знание закономерностей течения смазки в слое поз-
воляет-найти распределение касательных напряжений
вдоль смазочного слоя. Касательные напряжения на по-
поверхности изделия при волочении равны
у dvx
Используя соотношения для скоростей течения при
известных градиентах давлений, найдем для рабочей зо-
зоны
Г ' Iх VI
6'oi h2 — 4J \v0 + А V [-у-] (h—xig a3
_ ар I ' \ Р / J
ТР ~~ ^ (ho — x ^азK
а для калибрующей цилиндрической части волоки
ар Щ Fh2 — 4hi)
12
•,G0)
G1)
153

Проинтегрировав выражения G0) и G1) «по участ-
участкам, получим силу трения для единичной длины пери-
периметра соответствующих зон:
арс ._ _
F* = /°!, -гЛ, I 6М2 /Р A -АО + i\hX
cos2 ав A — /iiK
X Й B + \) + 2 In A - ?)] - A - *i) A - Л1K X
Xcos2aB ln(l-^)}, G2)
ЧМ? A -<ГаРвых) - 2^
-е Рвых
)
Вывод выражения G2) выполнен для вязкости, соот-
соответствующей среднему давлению в слое. По силам тре-
трения можно оценить средние условные коэффициенты
трения
где Р — равнодействующая сил давления для соответст-
соответствующей зоны.
Так, для волочения проволоки с диаметра 3,58 на
3,0 мм расчетные значения относительных толщин слоя
смазки составили >Ai=0,14, /i2=0,114. В качестве смазки
использовали минеральное масло индустриальное 20 с
вязкостью при 50°С цо=2-1О-2 Н-с/м2 @,2 Пз). Волока
имела стандартные размеры (!ав=6°), предел текучести
металла в среднем составлял 300 МН/м2 C0,6 кгс/мм2)
противонатяжение отсутствовало, величина зазора была
равна 40 мкм.
Переднее натяжение а\ определялось по упрощенной
формуле И. Л. Перлина в предположении f=0. Расчет-
Расчетные значения коэффициентов трения по участкам соста-
составили fp==5,15-10-4, fK='2,44-10~3. Полученные значения
коэффициентов трения говорят о значительном сниже-
снижении сил-трения в зоне деформации при волочении в гид-
гидродинамическом режиме. При этом в зависимости от
удельных давлений в зоне -деформации, исходной вязко-
вязкости смазки и других параметров волочения коэффициент
трения может меняться в широком диапазоне.
Для вязко-пластических смазок в рабочей зоне осу-
осуществляется вязкое течение, поэтому основные законо-
закономерности течения будут описываться теми же соотноше-
154

ниями. Отличие заключается лишь в постоянстве зави-
зависимости реологического коэффициента В от давления.
Распределение скоростей течения определяется выра-
выражениями, аналогичными выражениям для течения вяз-
вязких смазок. Форма смазочного слоя описывается урав-
уравнениями F8) и F9), но значения безразмерных парамет-
параметров имеют следующий вид;
о __ (рвх — Рвых) cos4 aB h0 m
Рвых "о
Для определения безразмерной величины h\ исполь-
используется номограмма рис. 78, h2 находится из выражения
F9).
Для зоны деформации сила трения определяется фор-
формулой G2), где вместо вязкости щеаР* следует исполь-
использовать пластическую вязкость В, в калибрующей же ча-
части для единичной длины периметра
hji\ — 2 В vJK).
Температура смазки ib зоне деформации (см. рис. 77,а)
зависит от температуры протягиваемого изделия /Изд и
температуры волоки tB. Температура изделия меняется
вдоль зоны деформации и определяется разогревом в
процессе деформирования. Применительно к условиям
рассматриваемой задачи можно записать дифференци-
дифференциальное уравнение переноса тепла A2) в слое таким об-
образом:
где %с — теплопроводность смазки.
При известном распределении скоростей течения
смазки в слое F6) <из уравнения G3) найдем с учетом
граничных'¦ условий /||/=о=^изд, *|у=л=/й распределение
температуры по толщине слоя:
G4)
155

где y=hfy\
v'—переменная по длине зоны деформаций скорость
протягиваемого изделия;
h — переменная толщина слоя.
Толщина смазочного слоя невелика, поэтому доста-
достаточно определить среднюю температуру в произвольном
сечения слоя
С помощью данного выражения учитывается разо-
разогрев и изменение вязкости смазки в зоне деформации,
в результате чего становится возможным уточнение
гидродинамических расчетов.
Таким образом, определены основные закономерно-
закономерности течения смазок в зоне деформации -и калибрующей
части рабочей волоки с учетом особенностей процесса
гидродинамического волочения.
Следует отметить, что приведенные соотношения
справедливы для (расчета гидростатического прессова-
прессования. Уилсон и В ал овит показали общность вопросов те-
течения смазки при «волдчении и гидростатическом (Прес-
(Прессовании.
7. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ РЕЖИМ ПРОВОЛОКИ ПРИ ВОЛОЧЕНИИ
Тепловые расчеты инструмента для волочения в ре-
режиме гидродинамического трения включет в себя тем-
температуру -проволоки, которая зависит от разогрева ме-
металла при деформации в волоке и условий охлаждения
между проходами. Для определения разогрева необходи-
необходимо знать количество выделившегося за счет работы де-
деформации тепла, что в свою очередь требует знания ве-
величины степени деформации.
Степень деформации — это сумма интенсивностей по-
последовательных малых деформаций сдвига Hdxy которые
претерпела частица с момента .возникновения в ней пла-
пластического течения до данного момента тг, она опреде-
определяется, по А. А. Ильюшину, так:
1 ?
интеграл подсчитывается вдоль линии тока.
156

Рассмотрим волочение прутка через коническую мат-
матрицу (рис. 79). Пруток меняет свой радрус от Го на эхо-
Рис. 79. Схема волочения цругка
<х Н
«-е
j
де в матрицу до Г\ на выходе, текущее изменение радиуса
гх = ro — xtgaB;
при этом составляющая vx меняется следующим обра-
образом:
vx = v*
G5)
• Условие несжимаемости для осесимметричной задачи
имеет вид:
dvr , t/r , dt;^ л
dr r dx
Решение этого дифференциального уравнения с уче-
учетом соотношения G5) дает радиальную составляющую
скорости
tgaB
G6)
(ro-*tgaBK
Для любой линии тока, учитывая G5) и G6), имеем
уравнение
решение которого после определения постоянной инте-
интегрирования из условия г\х=о=г позволяет найти уравне-
уравнение линий тока
Г=
G7)

Следует отметить, что между зоной деформации и
недеформируемой частью прутка во (всех линиях тока,
кроме г=0, имеется разрыв радиальной составляющей
скорости. Действительно, согласно выражению G6), при
х=0 и г=г0
тч е. при пересечении поверхности разрыва vr скачком
меняется от 0 до artgaB.
Степень деформации по каждой линии тока можно
подсчитать так:
8/ = ДвоЧ1^ J Hdt+Двь G8)
где 1Де0, Дв1 — приращения степени деформации на вхо-
входе в матрицу и на выходе из нее соответ-
соответственно.
Приращение степени деформации при'переходе части-
частицей поверхности разрыва скоростей
где Дог—скачок радиальной скорости на поверхности
разрыва.
Величина же компоненты vx одинакова по обеим сто-
сторонам разрыва скоростей, иначе нарушается условие
сплошности металла.
Таким образом, согласно соотношению G9), для
любой линии тока
(80)
Интенсивность скоростей деформации сдвига для осе-
симметричной задачи записывается после определения
составляющих тензора скоростей деформации из соотно-
соотношений G5) и G6), G7) в виде
158

Подставив соотношения (80) и (81) в G8), с учетом
равенства Г Н dx = f dx получим
о о Vjc
г
4 + 3 -4- *§2«в ln^-. (82)
Как следует из выражения (82), степень деформации
растет от центра к периферии, определяется обжатием и
углом наклона образующей канала волоки. Однако не-
неравномерность степени деформации по сечению ©следст-
©следствие малости ав незначительна, поэтому удобней пользо-
пользоваться усредненным значением, которое определяется
так:
2 jt0 \ гfr d r
8Ср —
Подставляя сюда выражение (82), найдем
aB
X
X
[¦/(.+i .«•«.)•-1]
На рис.^ 80 приведены
расчетные "значения- scp в
зависимости от обжатия и
угла наклона образующей
канала волоки.
Для определения разо-
разогрева металла проволоки
при деформации найдем ве-
величину работы, затраченной
на деформацию:
8
А = f crT (e) d e.
\
Если предположить, что
вся работа пластической
деформации переходит в
тепло, то повышение темпе-
Рис. 80. Значение средней
деформации
159

ратуры для единицы объема материального элемента в
течение адиабатического процесса деформирования оп-
определится уравнением
г
ат (8) d&
J
су
где с — теплоемкость протягиваемого материала;
у — объемная масса.
На рис. 81 представлены данные об изменении ат с
учетом упрочнения при деформации. В соответствии с
кривыми упрочнения определили разогрев различных
металлов и сплавов в процессе деформирования. Резуль-
Результаты приведены на рис. 82. Определив еср из рис. 80 в
зависимости от обжатия и угла ав> можем найти значе-
значение предела текучести с учетом упрочнения и среднее по
сечению повышение температуры проволоки.
Нагревшаяся в результате деформации проволока
подвергается тепловому воздействию охлаждающей сре-
среды. Охлаждение проволоки на барабанах волочильной
машины относится к задаче нестационарной теплопро-
теплопроводности тел.
Дифференциальное уравнение нестационарной тепло-
теплопроводности для симметричной задачи запишется в виде
а 6 _ / а2 е , 1 а 0
дх
где т — время охлаждения;
0 = t — tc ;0O = t0 — tc;
а — коэффициент температуропроводности.
Решение этого уравнения для проволоки, охлаждае-
охлаждаемой на барабанах волочильной машины (Bi С 1,0), имеет
вид
д. ак d
где о* — -у — —критерий Био;
ак — коэффициент теплообмена,
К — теплопроводность протягиваемого мате-
материала;
d — диаметр проволоки;
160

0,2 0,6
1,4 е
0,2 0,6 1,0 1,4 е
Рис. 81. Изменение предела текучести сгт в зависимости от
степени деформации:
а — углеродистые стали; / — 0; 2 — Ю сп; 3 — 20А; 4 — 45; 5 —
50; б — легированные стали; / — 65Г; 2— У10; 3 — ЗОХГСА;
4 — 12Х5МА; 5 —Х18Н9Т; в — медь и ее сплавы; / — медь; 2 —
Л70; 3 — Л62; 4 — Бр.Мц5; г — никель и его сплавы; 1 — ни-
никель; 2 — никель НМц2,5; 3 — константан МНМц 40-М,5; 4 —
манганин МНМц 3—12; 5 — алюмель НМц АК2-2-1; 6 — копель
МНМц 43—0,5; 7 — хромель НХ 9,5; д — титан и другие ме-
галлы; 1 — титан; 2 — ВТ4; 3 — ВТ6; 4 — молибден; 5 —тантал;
6 — ниобий; 7 —вольфрам; е — алюминий и его сплавы: / —
алюминий; 2 — АМг5В; 3 — Д1; 4 — Д16
6 Зак. 412
161

0,4 0,8
0,4 0,8 %Z
P»c. 82. Разогрев проволоки
при деформировании:
1— юталь 0; 2—Юсп; 3 — 20;
4 — 45; 5—50 и Х18Н10Т; 6 —
65Г; 7 — ЗОХГСА; 8 — У10; 9 —
12Х5МА; 10 — вольфрам; 11 —
константан; 12 — никель НМц
2,5; 13 — манганин; 14 — нио-
ниобий; 15'— титан; 16 — молибден;
17 — тантал; 18 — ВТ4; 19 —
ВТ6; 20 — алюминий; 21 —
Д16; 22 — Д1; 23 — медь; 24 —
Бр.Мцб; 25 — Л62; 26 — Л70;
27 — АМг5; 28 — копель; 29 —
никель; 30 — алюмель; 31 —
хромель
Ji=O,Of.
Bi=0,001—
JisOtOOOf
Рис. 83. Температурная функция охлаждаемой проволоки
162

Fo =
a x
{d/2J*' ~~ кРитеРий Фурье.
Время охлаждения т определяется при этом запасом
и скоростью проволоки на барабане волочильной маши-
машины. На рис. 83 приведены кривые охлаждения проволоки
в зависимости от критериев Bi и Fo. Критерий Био вклю-
включает в себя коэффициент ак. При волочении можно выде-
выделить три основных случая в зависимости от способа ох-
охлаждения проволоки: а) охлаждение воздухом; б) ох-
охлаждение минеральными маслами; в) охлаждение
эмульсиями. На рисунке приведены результаты расчета
ак для основных способов охлаждения проволоки между
проходами. Коэффициент теплообмена увеличивается с
повышением скорости волочения и уменьшением диамет-
диаметра проволоки.
Вт
t/0*
f
t/,
У
/
У
1
/
'Л
i
ль
18
100 10
40 70
r,ti/c
100 10
Рис. 84. Интенсивность охлаждения проволоки на барабанах волочиль-
волочильной машины:
а— охлаждение воздухом; б — мштральным ма*слом с» =2-10 м2/с
B0 ест); в — эмульсией
Максимальной охлаждающей способностью обладают
эмульсии, ак для них в среднем в 10—20 раз превышает
ак для масел и в 200—300 раз—для воздуха. Для мине-
минеральных масел с ростом вязкости ак уменьшается. Оче-
Очевидно, с точки зрения охлаждения для высокоскоростно-
высокоскоростного волочения в режиме гидродинамического трения наи-
наиболее подходящими смазками являются минеральные
масла («рис. 84). Для хорошего охлаждения проволоки на
станах сухого волочения нужен большой запас проволо-
проволоки на промежуточных барабанах, применение же эмуль-
6* Зак. 412
163

сий требует использования напорных труб большой
длины.
Таким образом, описанная выше методика позволяет
находить температуру проволоки по всему маршруту во-
волочения в зависимости от конкретных условий включения,
что дает возможность сделать тепловой расчет нагнета:
ющего инструмента.
Глава IV
ВЫСОКОСКОРОСТНОЕ ВОЛОЧЕНИЕ
Основным резервом улучшения технико-экономиче-
технико-экономических показателей и повышения производительности ста-
станов при волочении, который открывает перед практикой
гидродинамическая смазка, является скорость волочения.
Овладеть этим резервом — значит в несколько раз повы-
повысить эффективность внедрения жидкостного трения. Гид-
Гидродинамический режим трения снимает тепловой барьер,
который имелся на пути повышения скорости волочения,
но рост скорости волочения может натолкнуться на пре-
препятствия другого рода: инерционные нагрузки, потерю,
устойчивости равномерной подачи смазки в очаг дефор-
деформации и т. п. (В настоящей главе рассматриваются раз-
различные границы и некоторые условия высокоскоростного
волочения.
1. ПРЕДЕЛЬНЫЕ СКОРОСТИ ВОЛОЧЕНИЯ
Производительность волочильных станов в значитель-
значительной степени определяется скоростью волочения. Скорость
волочения в режиме граничного трения ограничивается
разогревом материала проволоки и стойкостью волок. В
настоящее время для низкоуглеродистой стальной прово-
проволоки диаметром 1,4—3,0 мм предельной является ско-
скорость 7,5—11,5 м/с, а для проволоки диаметром 3,0—
6,0 мм скорость волочения составляет 5,0—8,3 м/с.
В последние годы создаются высокоскоростные пря-
прямоточные станы. На стане 6—7/350 конструкции ВНИИ-
метмаша возможно волочение проволоки со скоростью
до 38 м/с при суммарном обжатии 92%. В настоящее
время на нем освоены скорости порядка 25 м/с; полага-
164

ют, что при более высоких скоростях снижение стойкости
волок можно предотвратить применением напорных
трубок-насадок, улучшающих захват смазки.
Основной причиной трудности достижения более вы-
высоких скоростей волочения является низкая стойкость
волок из-за чрезмерного разогрева, ори котором темпе-
температура волок может превзойти температуру красностой-
красностойкости твердосплавного материала. Так, в процессе воло-
волочения проволоки никеля со скоростью 10 м/с наблюдали
вынос твердосплавного материала в виде мелких частиц,
нагретых до температуры красно-желтого каления. При
этом происходила быстрая разработка рабочего канала,
волока выходила из строя. Рекомендуется принимать
температуру красностойкости сплавов ВК-6 и ВК-8 рав-
равной 900°С.
Определим условия разогрева поверхности проволоки
и инструмента при волочении.
Механическая работа, затраченная на волочение, пе-
переходит в теплоту от внешнего трения, теплоту от пла-
пластической деформации и в потенциальную энергию про-
протягиваемого металла. Последняя составляет незначи-
незначительную долю общей работы. Работа деформации выде-
выделяется в виде теплоты сравнительно равномерно по все-
всему сечению (небольшая неравномерность наблюдается
из-за дополнительных сдвигов, растущих от вднтра про-
проволоки к поверхности), повышая температуру проволоки.
Работа внешнего трения, составляющая в среднем около
35% всей работы, выделяется в виде теплоты на поверх-
поверхности раздела ©олока — изделие, вызывая разогрев по-
поверхностей и проволоки, и твердосплавной волоки. Мощ-
Мощность теплового источника сил трения (равна
Q = xvs, (83)
где т — среднее напряжение трения на контактной по-
поверхности;
v — средняя скорость проволоки в зоне деформации;
s — поверхность контакта.
Следуя закону трения Амонтона — Кулона, можно
принять
*=fp/i, (84)
где f — коэффициент трения;
рп — среднее удельное давление в зоне деформации;
его можно выразить в долях предела текучести
'протягиваемого материала (/?п=яогт).
165

Подставляя выражение (84) в (83), определив s из
геометрических соотношений (рис. 85), получим мощ-
мощность теплового источника сил трения при волочении:
Q = тг
где
dl
4 sin aB A — т|)
dx — диаметр проволоки на выходе;
— относительное обжатие;
ав — угол наклона образующей волоки.
Это тепло должно распределяться между контакти-
контактирующими поверхностями таким образом, чтобы темпера-
температура их была одинакова. Возникновение ' значительной
разности температур проти-
противоречит термодинамике.
Тепло внешнего трения
уносится движущейся прово-
7 _;_% локой и смазкой, теряется
А через стенки волоки. Тепло-
Тепловой баланс в этом случае
имеет вид, аналогичный вы-
выражению D9).
В гл. III было показано,
что количество тепла, теряе-
теряемое через стенки волоки и
со смазкой, незначительно по сравнению с теплом, уноси-
уносимым проволокой.
Пренебрегая составляющими теплового баланса QB,
Qcm и полагая, что все тепло, выделяющееся за счет сил
трения, уносится с проволокой, найдем температуру кон-
контактного слоя
Рис. 85. Схема для расчета кон-
контактного разогрева при волочении
= t0
fkaTr\
с у Кг sin aB A —г])
(85)
Величина К\ выбирается по среднему значению кри-
критерия Пекле (см. рис. 50) и среднему для зоны дефор-
деформации отношению
/
~d
1 —¦
В настоящее время в литературе накоплен достаточно
обширный экспериментальный материал по замерам тем-
температуры контактных поверхностей при волочении.
166

3
PC
я!
ex.
щ
23
WE
к
So
2
CM Щ0
2 EH
03
s.*
Я н
toe
OCO
-oco
\ + \ I I
l^-^ CD CM 00
—¦ CO — CM
О ОЮЮ О
ооооюою
оо о о о
<N <M CM CM CM
а>\п гг<о
СО t> t^ '—•
tooo оо
00 СО t>
о о
ooo оо
•—• о о
о ооо о
^ Ю (N СЧ '
<J> О СО СО Is-
со ю см см ^t4
юю см
t^ *-> oo
Tj^ LO CM CO "ef
ю
со —* см см с
-н СО СМ СМ С
00 СО СО СО О
CONOOCO
см см см см см
о
ш
СМ О СО Ю 0>
Tf СО Ю ^ СО
см о со ю со
t> CO CM O5 СО
1—I СМ СО СО Tt<
г-< СМ СМ СО СО
см см см см см
^ —i 00 О) О5
CM CO —i — CO
ЮФЬСОЮ
—i О О О О
см см см см см
СО СО со со со
со со СО СО СО
-^см ^ t^ о
СО со СО со СО
CM <N CM CM CM
о оооо
см см <м см см
<Ф со *-* СО
со *-* со
I I I +
"* Ь- СО СО
<J) СО СО СМ
—ч CM rt«
о с
CMC
со со со со
со со со со
юююю
О^ СЛ О) СУ)
СУ> СУ> СУ> СУ)
со со со со
00 00 О0 00
оооо
¦5-
си
я
1=5
-ч СО ^О Г-
оо - - - -t>
—* Ь- — -^ О0 —•
II I I++
О О СО rt* CM• rt*
00 <О О СО ОСУ)
"-• С4^ СО СО Tf rt<
см см см см см см
О 00 CO CM СУ) CM
—< О *—' CO CO CO
СП '—• О СУ) 00 00
о _н _ о о о
СУ) 00 СО 1—• СО Ю
СО ^ t^ со СУ) h»
LO СО СО Г~* 1^ 00
00CDCNO00
ю о со —< оою
Ю СО СО l> t4^- 00
СО Ю СО
СО СМ Ю СО СУ) О
СМ СО ^f СО 00 СО
LO LOIO
О0 СУ) СУ) Г- 00 —«
—* см см см см со
оо оо оо
D <TD CO LO t>- О
} СО СО г— СУ) 00
„^ ^^оо
167

В табл. 27 приведены значений температуры контак'1
ного слоя, вычисленные по формуле (85), и результаты
экспериментальных исследований, выполненных различ-
различными авторами.
При расчете принимали /=0,05; величина k опреде-
определялась как среднее значение на входе в волоку и
~~ =1,0— — на выходе, при этом напряжение волочения
G\ находили по упрощенной формуле%И. Л. Перлина;
теплофизические константы выбирались для низкоугле-
низкоуглеродистой проволоки.
Сравнение расчетных температур tK с эксперимен-
экспериментальными замерами (табл. 27) и результатами расчета
по методике Р. Б. Красилыцикова говорит об удовлетво-
удовлетворительном совпадении результатов. Учитывая трудности,
связанные с экспериментальным определением темпера-
температуры контактных поверхностей в зоне деформации, вы-
выбором коэффициента трения, указанное расхождение
нельзя считать значительным, поэтому для расчетов тем-
температуры tK можно использовать зависимость (85).
Выражением (85) можно пользоваться и для опреде-
определения предельных скоростей волочения из условий разо-
разогрева, задаваясь предельным значением tK. Для боль-
большинства металлов и сплавов предельное значение tK=
= 900°С, что соответствует температуре красностойкости
твердосплавного материала волок. Для ереднеуглероди-
стых и высокоуглеродистых сталей Р. Б. Красильщиков
рекомендует считать предельной температурой поверхно-
поверхности проволоки 700°С, так как более сильный разогрев мо-
может привести к образованию мартенсита, ухудшающего
качество готовой продукции. Например, при эксплуата-
эксплуатации канатов возможно выкрашивание хрупких участков
на поверхности проволоки, что сокращает срок службы
канатов. По предельному значению tK из выражения (85)
можно определить
*X1 су sinaB A —-rj) (/?p —/0) •'
а по К11? для заданного Z/d из рис. 50 найти предельное
значение критерия Пекле, исходя из которого и можно
рассчитать предельную скорость волочения
_ РеПР а
168

На рис, 86 приведены предельные скорости волоче-
волочения низкоуглеродистой, аысокоуглеродистой и нержаве-
нержавеющей сталей в зависимости от предела текучести и диа-
диаметра проволоки, рассчитанные по приведенной методи-
методике. Из графиков видно, что предельная скорость падает
г, м/с
г, м/с
)Г,М/С
Рис. 86. Предельные скорости волочения для сталей:
а — низкоуглеродистой; б — ©ьишкоуглеродистой; в — нержавеющей. Значе-
Значения ат , МН/м2 (кпе/мм2):
/ — 700 G1,4); 2-750 G6,5); 5 — 800 (81,6); 4 — 850 (86,7); 5 — 900 (91,8); 5 —
1000 A02); 7—1100 A12,2); 5 —1200 A22,4); 0—1300 A32,6); /0 —1400
A42,8); // — 1600 A63,2)
по мере упрочнения материала и увеличения диаметра
проволоки. Кривые предельных скоростей качественно
подобны зависимостям оптимальных скоростей, приве-
приведенных Р. Б. Красилыциковым.
Нержавеющая сталь имеет низкую предельную ско-
скорость волочения вследствие слабого отвода тепла от кон-
контактного слоя.
Для ряда цветных металлов и сплавов предельные
скорости волочения невелики из-за значительного коэф-
коэффициента трения и низкой теплопроводности (рис. 87).
Таким образом, тепло, выделяющееся при волочении t
за счет сил трения, вызывает разогрев поверхности изде-'
лия и инструмента до критических температур, сущест-
существенно ограничивая скорости волочения. Кардинальным
решением вопроса повышения скоростей и производи-
производительности волочильных станов является внедрение воло-
волочения в гидродинамическом режиме трения. При SToaf
значительно снизится коэффициент трения, уменьшится
169

разогрев инструмента, повысится его стойкость, улуч-
улучшится качество протягиваемых изделий, возрастут пре-
предельные скорости волочения.
г, м/с
5 z
Р»с. *87. Предельные скорости волочения:
а — манга,нина; б — молибдена. Значения сгт, МН/м2 *
(кгс/мм2): / — 550 E6,1); 2 — 600 F1,2); 3 — 700
G1,4); 4 — 750 G6,5); 5 — 800 (81,6); 5 — 850 (86,7);
7-900 (91,8); 8—1000 A02); Р — 1100 A12,2);
/0 — 1200 A22,4); // — 1400 A42,8); /2—1600
A63,2)
При очень высоких скоростях волочения необходимо
учесть изменение напряжения волочения вследствие
инерционных сил, возникающих в зоне деформации. Из
экспериментов и опыта волочильного производства из-
известно, что в интервале существующих скоростей напря-
напряжение волочения в граничном режиме трения практиче-
практически не зависит от скорости. Это объясняется действием
целого ряда факторов (коэффициент внешнего трения,
сопротивление деформации и т. д.), меняющихся по-раз-
по-разному с ростом скорости. В условиях высоких скоростей
при волочении в гидродинамическом режиме трения
инерционная составляющая может вызвать заметное из-
изменение напряжения волочения.
Определив ускорение проволоки в волоке, найдем до-
добавку к напряжению волочения для преодоления сил
инерции:
гдер
170
A<rH=-L.p0? [1 -A—п)Ч,
—плотность протягиваемого материала;
\ — скорость волочения на выходе.

На рис. 88 представлена инерционная добавка к на-
напряжению волочения для ряда металлов и т] = 0,35. Как
следует из рис. 88, до скоростей 100—150 м/с Даи незна-
незначительно. Можно полагать, что при использовании на-
напорных трубок-насадок, до минлмума уменьшающих ко-
коэффициент трения при волоче-
волочении, мюгут быть достигнуты Лбн,МН/мЧтс/мп2)
скорости волочения порядка
100—150 м/с (во всяком случае
инерционные нагрузки не бу-
будут препятствовать этому).
Посмотрим, будет ли удов- ''0{4t0SJ
летворяться при таких скорое
тях условие ламинарного дви-
движения смазки в «асадке, из ко-
которого исходит теория расчета
волочильного инструмента, из-
изложенная в гл. III. Известно,
что вид движения (ламинарное
или турбулентное) определяет-
определяется критерием Рейнольдса, который для течения смазки в
насадке имеет вид
Re = ^-t (86)
0 50
100 /SO 200 №
rf, м/с
Вис, 88. Инерционная добавка
к напряжению волочения:
/ — алюминий; 2 — титан; 3 —
сталь; 4 — молибден
где иср —средняя скорость по толщине слоя смазки;
h — величина зазора;
р—плотность смазки.
Средняя скорость потока —это скорость, с которой
должна была бы двигаться жидкость через сечение пото-
потока, чтобы сохранился расход, соответствующий действи-
действительному распределению скоростей, т. е.
После подстановки этого выражения в (86) и учиты-
учитывая, что q=Vih2r получим
Re =
(87)
где -v — кинематическая вязкость смазки.
Т. М; Башта рекомендует критическое значение кри-
критерия Re, соответствующее переходу от ламинарного
движения к турбулентному, для тонких щелей в интерва-
171

ле 800—1000; из соотношения (87) получим значение
„скорости движения проволоки при переходе в турбулент-
турбулентный режим:
Согласно этой формуле, для одного из наименее вяз-
вязких масел — индустриального 20 «при 100°С h/i2='1O м
A0 мкм) укр^200 м/с.
Экспериментальное исследование, выполненное И. Н.
Недовизием и С. И. Петрухиным, показало, что критиче-
критическое значение критерия Рейнольдса еще выше A367),
поэтому предельное значение скорости из условия пере-
перехода течения в турбулентный «режим будет больше
B00 м/с).
Для вязко-пластичных смазо-к Уилкинсон предлагает
определять критерий Рейнольдса по зависимости, анало-
аналогичной (86), но в ней (л — пластическая вязкость (В).
Нетрудно убедиться, что критические скорости для вяз-
вязко-пластичных смазок значительно выше, чем для жид-
жидких.
Теория расчета инструмента для гидродинамического
трения предполагает выполнение граничных условий, со-
соответствующих прилипанию смазки к поверхностям ин-
инструмента и изделия. И. ,Н. Недовизий, С. И. Петрухин и
А. П. Петров приводят результаты экспериментального
исследования срыва смазки: они показали, что при до-
достижении определенного значения касательного напря-
напряжения на граничных поверхностях возможно проскаль-
проскальзывание смазки относительно поверхностей. При нали-
наличии проскальзывания теория расчета должна быть уточ-
уточнена, однако в настоящее время отсутствуют данные о
предельной величине касательных напряжений. При тех
скоростях волочения, которые применяются в настоящее
время, теория, изложенная в гл. III, вполне приемлема.
2. РАЗОГРЕВ ИНСТРУМЕНТА И ИЗДЕЛИЯ
ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ .ВОЛОЧЕНИИ
В предыдущей главе было теоретически показано,
что при гидродинамическом волочении происходит значи-
значительное уменьшение коэффициента трения. Чтобы под-
подтвердить это положение по данным эксперимента, приве-
приведенным на рис. 65, предприняли попытку оценить коэф-
коэффициент трения с помощью известной формулы усилия
172

волочения И. Л. Перлина. Для уточнения механических
свойств испытали на разрьш контрольные образцы про-
проволоки до и после .волочения.
Следует отметить, что точность формул для расчета
усилий волочения, а также показателей механических
свойств не позволяет косвенно дать количественную
оценку коэффициента гидродинамического трения; мож-
можно лишь сделать заключение о значительном снижении
сил трения в зоне деформации и о сравнительно широком
диапазоне изменения коэффициента трения. В отдельные
моменты силы трения могут способствовать волочению,
проволока «экструдирует» под
действием смазки, находящейся в
условиях повышенного давления.
В результате снижения сил
трения в зоне деформации значи-
значительно уменьшается разогрев
контактного слоя. На рис. 89 при-
приведены зависимости А^к от скоро-
скорости волочения, рассчитанные для
второю слагаемого формулы
(85) в предположении гидродина-
гидродинамического трения. При расчете
приняли /=0,01; 0,005; &гт =
1000 МН/м2 A02*кгс/мм2), d=
=2 мм. Как видно из рис. 89,
температура контактного слоя
значительно ниже критических
температур волочильного инст-
инструмента. Однако при высоко-
высокоскоростном волочении (возникает опасность предельного
разогрева во время разгона, когда происходит переход
от граничного режима к гидродинамическому. В начале
разгона при v&0 tK=t0, затем по мере увеличения ско-
скорости tK увеличивается до максимума с последующим
понижением- при переходе к гидродинамическому режи-
режиму трения. •
На рис. 90 приведена осциллограмма усилия волоче-
волочения при разгоне стана до скорости 1,2,0 м/с при использо-
использовании инструмента, изображенного на рис. 64. Из рис. 90
следует, что в момент пуска усилие волочения макси-
максимально, по мере нарастания скорости v происходит про-
пропорциональное уменьшение усилия, связанное с умень-
уменьшением коэффициента трения при разгоне. Можно допу-
20 40
\rOf м/с
Рис. 89. Разогрев контакт-
контактного слоя за счет сил
гидродинамического трения:
i — f=0.01; 2 — f=0,005;
. —q =0,25 т]=0,3
173

стать, что коэффициент трения меняется от /0 при о^О
до /г при v = v0 по линейному закону:
'-!¦)]• (88)
где /о и /г — коэффициенты граничного и гидродинамиче-
гидродинамического трения соответственно;
v — текущее значение скорости во время раз-
разгона-
v0 — рабочая скорость волочения.
р
/
Рис. 90. Изменение усилия волочения Р с напорной трубкой при разгоне
стана
|Цри «разгоне изменяется также коэффициент Ки ха-
характеризующий теплоотвод от слоя смазки протягивае-
протягиваемой проволокой. Зависимость К\ от скорости может быть
выражеда следующим образом:
/С1=а1Рв"Л (89)
Коэффициенты аппроксимации аи Ьх найдены мето-
методом (Наименьших квадратов. Для г]—0,25: ах=0,427,
Ь1 = 0,285 и для т]=0,35: fli = 0,713, bi=0,317. .
Подставляя зависимости (88) и (89) в выражение
(85), из условия dtK/dv = O найдем скорость, соответству-
соответствующую максимальной температуре контактного слоя:
После подстановки этого соотношения в (85) с учетом
(88) получим значение максимальной температуры кон-
контактного слоя во время разгона:
X
с y sin aB A —г]) ах A + Ьх)
/о
х
(90)
174

На рис. 91 представлены результаты расчета A?m*x,
соответствующие второму слагаемому выражения (90).
Во время разгона tmax будет определяться в основном
Д*тках.
Расчет выполнен для малоуглеродистой стальной
проволоки диаметром 2 мм; с целью упрощения приняли
[1—(frffo)]bl «1,0. Расчетные значения Д™ах находятся
ниже предельных температур твердосплавного инстру-
инструмента. Однако эти температуры
выше критических температур
жидких смазок. Возникает «опас-
«опасность потери смазочных свойств,
но, учитывая кратковременность
контакта отдельных участков
проволоки с инструментом, мож-
можно полагать, что такие темпера-
температуры не вызовут существенного
изменения режима работы смаз-
смазки в период разгона. Так, при во-
волочении со скоростью v = 60 м/с
и г] = 0,3 продолжительность кон-
контакта составляет 2,62X10~5 с. В
зоне деформации происходит по-
постоянное обновление смазки (при
течении отсутствует возвратный
поток), поэтому разогрев смазки
в зоне деформации не влияет на
нагнетающую способность насадки.
Таким образом, температурные условия в поверхно-
поверхностных слоях инструмента и изделия говорят о возмож-
возможности разгона станов при высокоскоростном волочении в
режиме гидродинамического трения.
3. УСТОЙЧИВОСТЬ СЛОЯ СМАЗКИ
Высокоскоростное волочение предполагает примене-
применение жидких смазок, способных обеспечить охлаждение
проволоки между проходами. Однако при использовании
для гидродинамического волочения жидких смазок не-
некоторые исследователи наблюдали выхлопы смазки.
Иногда проволока выходила из волоки в форме, напоми-
напоминающей «бамбук» (рис. 92), участки блестящей поверх-
поверхности чередовались с вытянутыми тусклыми шейками.
175
VOfM/C
Рис. 91. , Максимальный
разогрев контактного слоя
во*- время разгона до ско-
скорости v0:
l-~koT =1000 МН/м2 A02
кгс/мм2); 2 — kaT ^=1500
2 E1 кгс/мм2);
v, =0,25; 1?=0,35

Геометрические параметры чередующихся участков
определяются условиями волочения. Диаметр проволоки
при наличии выхлопов может меняться в пределах десят-
десятков микрон, для проволоки, представленной на рис. 92,
зафиксировано изменение диаметра 20—25 мкм.
Рис. 92. Внешний вид проволоки, волочение которой сопровожда-
сопровождалось выхлопами смазки
Выхлопы смазки нарушают устойчивость режима во-
волочения. Можно предполагать, что причиной автоколеба-
автоколебаний является режим течения смазки в напорной трубке
и волоке. В модели Е. В. Славнова1 основную роль игра-
играет зависимость давление — расход — давление (имеется
в виду давление смазки перед зоной деформации и коли-
количество смазки, проходящей через рабочую зону). Расход
определяется толщиной смазочного слоя в зоне деформа-
деформации, которая в свою очередь зависит от давления смазки.
Расход является одним из основных факторов, влияю-
влияющих на нагнетающую способность насадки. При увеличе-
увеличении расхода понижается давление и уменьшается толщи-
толщина смазочного слоя. Это вызывает уменьшение расхода,
что приводит в дальнейшем к росту давления и т. д.
1 Слав нов Е. В. Нестационарные режимы работы инструмен-
инструмента при пщродинамическом волочении -на жидких смазках. Автсиреф.
«анд. диос., Пермь, 1973.
176

На рис. 93 приведена профилограмма поверхности
проволоки, волочение которой сопровождалось выхлопа-
выхлопами смазки. Из профилограммы следует, что одновремен-
Рис. 93. Профилограмма поверхности проволоки, протянутой в гидроди-
гидродинамическом режиме трения п(ри наличии выхлопов омаз.ки
но с изменением диаметра проволоки меняется ее шеро-
шероховатость. Вид и форма микронеровностей на участке
контакта говорят о граничном или смешанном режиме
трения. Для этого режима характерно сглаживание ма-
макровыступов поверхности рабочей волокой, уменьшение
высоты микронеровностей. Форма же и вид микронеров-
микронеровностей впадины соответствуют гидродинамическому ре-
режиму трения. Волока не производит сглаживающего дей-
действия, величина микронеровностей больше. Наличие впа-
впадин на проволоке говорит об определяющем влиянии
расхода на устойчивость волочения, поскольку при вы-
выхлопах будет происходить значительное изменение рас-
расхода смазки, заполняющей впадины на проволоке и раз-
разделяющей поверхности проволоки и инструмента.
Таким образом, при выхлопах смазки происходит че-
чередование режимов трения, что приводит к значитель-
значительным колебаниям усилия волочения вследствие изменения
коэффициента трения и к появлению динамических пере-
перегрузок в узлах стана.
Чтобы обеспечить нормальный гидродинамический
режим трения при волочении с минимальным значением
коэффициента трения, необходимо исследовать явление
¦выхлопов и выявить области устойчивой работы инстру-
инструмента. -
Прежде чем перейти к рассмотрению модели выхло-
выхлопов, приведем основные требования, которым она долж-
должна удовлетворять. Во-первых, как любая автоколебатель-
автоколебательная, рассматриваемая система должна быть замкнутой,
177

с обратной связью. Основная регулирующая роль в ра-
работе инструмента принадлежит расходу, значит, в каче-
качестве обратной связи должна быть найдена и использова-
использована зависимость давление — расход. Во-вторых, зависи-
зависимость расхода смазки от давления и величины смазочно-
смазочного слоя в зоне деформации носит временный характер, а
потому она должна учитывать инерционность процесса.
В-третьих, модель должна отразить то, что давление
смазки в начале рабочей зоны волоки определяется ме-
механическими свойствами обрабатываемого материала,
так как при давлениях, больших значения рн, увеличи-
увеличивается расход смазки, что ведет к падению давления.
В-четвертых, надо учесть, что давление, создаваемое
смазкой перед рабочей зоной, и плотность связаны меж-
между собой уравнением состояния.
Итак, необходимо решать нестационарную задачу
течения сжимаемой смазки с учетом изменения вязкости
с давлением и замкнутой нелинейной зависимости по
расходу. Решение стационарной задачи сжимаемой смаз-
смазки с учетом зависимости вязкости от давления уже само
по себе составляет значительную трудность. Тем более
невозможно пока ставить вопрос о решении замкнутой
нестационарной задачи без существенных упрощений.
Для облегчения решения общую задачу течения сжи-
сжимаемой смазки рассмотрим как две задачи: течение не-
несжимаемой смазки в зазоре и сжатие смазки в некото-
некотором условном объеме, в котором отсутствует течение, а
плотность определяется давлением смазки. Такой объем
реально существует между трубкой, волокой и проволо-
проволокой. Поскольку учет сжимаемости интересует нас с точ-
точки зрения запаздывания в системе, то погрешность реше-
решения при данном допущении будет тем меньше, чем боль-
больше реальный объем, так как инерционность системы в
основном будет определяться сжатием смазки в этом
объеме.
Схема модели изображена на рис. 94. Входная щель
1 моделирует течение смазки в напорной трубке. Течение
в выходной щели 2 соответствует течению в смазочном
слое между проволокой и волокой в рабочей зоне, когда
имеет место гидродинамический режим. В случае гра-
граничного трения выходная щель закрыта. В объеме 5 те-
течение смазки не рассматривается, а давление связано с
плотностью. Плотность смазки в объеме зависит от при-
прихода ее со стороны входной щели и расхода через выход-
178

ную щель. Таким образом, система становится замкну-
замкнутой: течение смазки в щелях зависит от давления в объ-
объеме 3, а давление определяется условиями течения в
щелях.
Работа модели состоит из трех этапов. Первый этап:
в начальный момент в объеме нулевое давление, выход-
выходная щель закрыта. В результате нагнетания проволокой
смазка поступает в камеру 3. Увеличение плотности
смазки вызывает рост давления в
объеме, изменяется режим тече-
течения в щели, уменьшается приход
смазки в объем. В момент, когда
давление достигает величины /?н,
начинается второй этап — разви-
тие выходной щели. К этому мо-
менту давление в смазке дюста-
точно для того, чтобы разделить
соприкасающиеся поверхности во- ^едо«анияМа
ЛОКИ И ПрОВОЛОКИ В рабочей ЗОНе. Смаэки
Но смазка не может мгновенно
произвести разделение трущихся поверхностей на всем
рабочем участке. Можно предположить, что развитие
щели происходит одновременна с движением проволоки,
при условии, что расход смазки равен приходу ее через
входную щель в момент начала второго этапа. Условием
нахождения величины высоты выходной щели служит
постоянство плотности в объеме «5. Время полного разви-
развития щели определяется временем нахождения металла в
зоне деформации. Началу третьего этапа соответствует
момент полного открытия выходной щели. Смазка под
действием градиента давления, увлекаемая проволокой,
вытекает в образовавшуюся щель. При этом давление
падает,.смазка теряет способность деформировать ме-
металл и при подходе нового участка проволоки выходная
щель начинает сужаться, вытекание смазки затрудняет-
затрудняется, расход падает, а уменьшение давления в полости 3
приводит к увеличению притока смазки через входную
щель и давление снова (растет.
Устойчивость работы зависит от соотношения инер-
инерционности входной и выходной щелей. Если давление в
объеме достигло максимального значения до момента
полного закрытия щели> соответствующей смазочному
слою в рабочей зоне, то в системе создается устойчивый
режим гидродинамического трения. В противном случае
179

цикл повторится вновь, в системе возникнут автоколеба-
автоколебания, т. е. выхлопы смазки.
Стационарное течение смазки в плоской щели при по-
постоянной вязкости |хо= const и вязкости, зависящей от
давления^ позволило ранее получить следующие решения
для давления соответственно:
(92)
Из сопоставления этих выражений следует, что один
и тот же расход (профиль скоростей) из-за различной
вязкости смазки дает в конце напорной трубки разные
давления, однозначно связанные между собой через рас-
расход. В связи с тем, что при течении в щели смазка рас-
рассматривается как несжимаемая, сохраняется постоянный
профиль скоростей по длине щели. Задание расхода в
каждый момент времени соответствует заданию без за-
запаздывания давления в конце напорной трубки. Инер-
Инерционность будет заключаться в изменении расхода через
сжимаемость смазки в объеме. Тогда нестационарную за-
задачу течения смазки с вязкостью, зависящей от давле-
давления, можно решить как нестационарную задачу течения
жидкости с постоянной вязкостью, приняв
р2 = In [I—Pj a]. (93)
а
Это выражение получается подстановкой (91)
в (92).
Таким образом, рассмотренная модель удовлетворяет
основным требованиям, перечисленным выше, и может
быть использована при описании как устойчивого, так и
неустойчивого режимов работы инструмента, что позво-
позволяет при дальнейшем исследовании определить условия
возникновения выхлопов смазки.
Приступим к математическому описанию модели. При
рассмотрении работы входной щели (рис. 95) необходи-
необходимо решить нестационарную задачу течения смазки в
плоскопараллельном зазоре при переменном давлении
на выходе. Для этого используем уравнение Навье—
Стокса
—Е*. = —Е. _|_ v —^- (94)
дх р дх ду2 v '
180

и граничные условия
где vq — скорость проволоки на входе;
I — длина .входной щели (длина насадки);
р\ —'переменное давление в конце щели;
х— время;
р— плотность смазки;
v — кинематическая вязкость смазки.
9
к.
wwwwwww\
\\\\\ ,
Рис. 95. Схема зазора меж-
между проволокой и насадкой
Рис. 96. Схема зазора между
проволокой (и рабочей волокой
Решая уравнение (94) методом усреднения ускорения
по зазору1, придем к уравнению
—— = —^~- [ 1 — 2 f (т)] — и0 р
h
ох
где / (т) =
1
t;oh
vxdy — функция безразмерного
прихода смазки.
После интегрирования по х, подстановки граничных
условий и введения безразмерных величин получим диф-
дифференциальное уравнение, описывающее работу выход*
ной щели и определяющее функциональную зависимость
прихода смазки f (x) от давления в объеме:
/lT) +2HoEuf (t) =
dx
pi), (95)
1 Т а ,р г С. М. Основные задачи теории ламинарных течений.
М.—Л., ГИТТЛ, 1951.
181

где т=т/то — безразмерное время;
to — величина, соответствующая временному
масштабу (размерность времени);
Но = -^- х0— критерий гомохронности;
Е и = 1 т2ах—критерий Эйлера;
Р ^п
рх = —El безразмерное давление в конце насадки;
Pi max
Р\ max = . _ •
Перейдем к рассмотрению вытекания жидкости ^через
выходную щель (рис. 96). Длина выходной щели h опре-
определяется протяженностью зоны деформации и длиной
калибрующего пояска волоки, скорость проволоки при-
принимается усредненной. В начале щели давление опреде-
определяется условием сжатия смазки в объеме и нелинейной
связкой (93), в конце щели давление равно нулю. Вели-
Величина щели во времени изменяется. Так как градиент дав-
давления по длине щели достаточно велик и имеется движе-
движение одной из границ, а зазор незначителен по величине,
то составляющая скорость vx в потоке много больше, чем
vy. Тогда течение можно рассматривать как плоскопа-
плоскопараллельное, но в каждый момент времени при равной ве-*
личине щели. Граничные условия запишутся:
Дифференциальное уравнение, описывающее истече-
истечение смазки через выходную щель в момент гидродинами-
гидродинамического режима трения и определяющее функциональ-
функциональную зависимость расхода смазки через выходную щель
fi (т) от давления в объеме, запишется в виде
(96)
~hi (t)
j .»*^У
где f.W= ° ¦,
182

k - -?—• k - —
fi (т) — относительный секундный расход смазки через
__ выходную щель;
h\(t) —относительный размер выходной щели:
и « л. л. ' (и 2 A—-п)
kv — скоростной коэффициент \k = ——
2 — ц
h — коэффициент относительной длины насадки;
ц — обжатие.
Уравнение величины выходной щели находится из
условия, что скорость ее закрытия зависит от скорости
протягиваемой проволоки и давления смазки между по-
поверхностями в зоне деформации. Вновь входящая в во-
волоку проволока стремится закрыть щель, а находящаяся
под давлением смазка препятствует этому. Когда давле-
давление смазки достаточно для обжатия проволоки, величи-
величина щели остается без изменения. Уравнение величины
выходной щели имеет вид
\ (t) = h10 — Ho ku sin aB J A — p2) dx, (97)
где /iio — начальное значение величины выходной
щели;
Pz=p2lpn — относительное давление;
рн —давление, необходимое для создания гидро-
гидродинамического треция;
fen — параметр инструмента.
Уравнение (97) записано в предположении линейной
зависимости скорости запирания щели от давления рг и
скорости проволоки с учетом того, что скорость закрытия
щели при нулевом давлении в объеме 3 (см. рис. 94)
должна равняться скорости сближения поверхности про-
проволоки и поверхности волоки в зоне деформации, а в мо-
момент, когда р2=1, величина щели остается без измене-
изменения.
Уравнение изменения плотности смазки в объеме 3
имеет вид
J±- = HoX [fix)-!, (т)], (98)
х = /ft/So — коэффициент относительной площади
щели (So — площадь сечения диамет-
диаметральной плоскостью объема 3).
183

Полная система, включающая уравнения прихода
смазки через входную щель (95), расхода смазки через
выходную щель (96), изменения величины выходной ще-
щели (97), изменения плотности смазки в объеме (98), не-
нелинейную связку по давлениям (93), замыкается экспе-
экспериментальной связью давления смазки и ее плотности
где р = р/ро ;
р0 — плотность при атмосферном давлении;
тип — постоянные;
С{ — коэффициент, определяемый выбором системы
единиц.
Система уравнений, описывающих работу модели на
первом этапе, решена методом линеаризации. На рис. 97
«/
О L
0,4 0,6 0,8
Рис. 97. Изменение функции при-
прихода смазки f(T) и относительно-
• го давления на первом этапе:
рн =250 МН/м2 B5,5 кгс/
ММ2). ___Рн =550 МН/м2
E6,2 кгс/мм2). Цифры на кри-
кривых — значения G
Рис. 98. Изменение относительно-
относительного давления и зазора выходной
щели «о времени на третьем
этапе (G=2):
\ _ k u =800; k i =20; 2 — kn ==
=1200; ki =30; p hi
прмведены результаты расчета для значений пьезокоэф-
фициента вязкости а = 2-10~8 м2/Н; кривые показывают
рост давления р2 в функции безразмерного времени для
значений G = 2; 4 и 20 (G = 6\iQVOta/h2). Так как влияние
величины /?н на относительный приход f (т) незначитель-
незначительно, то для каждой группы кривых, соответствующих од-
одному значению параметра G, приведена единственная
кривая прихода.
Из анализа работы модели на первом этапе следует,
что определяющим параметром, влияющим на безразмер-
184

ное время роста давления и величину относительного
прихода смазки, в момент достижения давления рш явля-
является параметр G, влияние величины пьезокоэффициента
вязкости и необходимого давления выражено слабо. При
всех прочих равных условиях увеличение длины насадки
ведет к росту инерционности системы, а повышение ско-
скорости — к ее уменьшению.
Для устойчивой работы инструмента течение в напор-
напорной трубке должно быть минимально инерционным.
Решение полной системы уравнений, описывающих
работу модели на третьем этапе, приведено в работе
Е. В. Славнова1. На основании выполненных вычислений
проанализируем влияние основных параметров инстру-
инструмента на возможность появления в системе автоколеба-
автоколебаний. Будем рассматривать критические значения пара-
параметров, соответствующих границе устойчивости.
На рис. 98 приведены кривые изменения давления р2
и зазора выходной щели h\ в функции безразмерного
времени. Кривые 1 соответствуют устойчивой работе ин-
инструмента. Давление достигло необходимого (/?2=1>0)> а
выходная щель открыта. Увеличение значений парамет-
параметров кп и k\ ведет к возникновению колебаний в системе
(кривые 2), выходная щель закрылась, хотя давление
еще не достигло необходимого (р2< 1,0), что отвечает
физической картине процесса. Возрастание значений ki
соответствует или увеличений) длины входной щели (на-
(насадки), или уменьшению выходной (длины очага дефор-
деформации). Инерционность течения в щели пропорциональ-
пропорциональна ее длине. Увеличение значения ki приводит к относи-
относительному росту инерционности входной щели по отноше-
отношению к выходной. Подход смазки со стороны насадки за-
запаздывает по отношению к расходу через выходную
щель, моделирующую смазочный слой в зоне деформа-
деформации, что, в конечном итоге, приводит к потере устойчи-
устойчивости.
Возрастание величины рн влечет за собой большее па-
падение давления р2 на третьем этапе и более быстрое те-
течение процесса. Такое поведение объясняется меньшим
коэффициентом сжимаемости смазки при больших дав-
давлениях. Одинаковый расход смазки вызывает различное
1 Сл-авнов Е. В. — «Гидравлические и прочностные характе-
характеристики машин и .конструкций». Пермь, изд. ППИ, 1972 !(ППИ.
Сб. № 112), с. 117—121 с ил.
1S5

изменение давления в объеме при разной степени сжатия
смазки, и чем больше степень сжатия смазки, тем боль-
больше падение давления. Что касается скоротечности про-
процесса, то чем сильней предварительно сжата смазка, тем
меньшей способностью сжиматься она обладает и стано-
становится менее 'инерционной.
На рис. 99 показан характер изменения давления в
функции безразмерного времени на трех этапах при на-
наличии в системе выхлопов. Точка а соответствует концу
третьего этапа, когда относительное давление еще не
достигло значения единицы, а выходная щель закрылась.
А
ом
0,96
0,94
0,92
0,90
\
\
/
/
ш
\/
и
1
1
1
V
b
д
\
\
\\
1 '
I
1
1
ш
1
7
1
1
1
/
0,4 0,8 1,2 т*Ю*
20 25 /г,
Рис. 99. Изменение давления смазиси Рис. 100. Влияние парамет-
во времени по этапам три наличии ров kv и % на работу ин-
ВЫХЛОП03 струманта:
l—kv =0,77; 2- kv -=0,82;
3 — kv =0,90; х =0,5;
х=0,1
На первом этапе -следующего цикла приходящая через
входную щель смазка -повышает давление до р2=Л$.
Начинается развитие выходной щели, этому моменту со-
соответствует точка Ь. На втором этапе давление остается
неизменным. В момент, соответствующий точке с, выход-
выходная щель сформировалась, образуется течение в обеих
щелях, которое обусловливает изменение давления на
третьем этапе, от точки с до точки d; далее цикл повто-
повторяется.
На рис. 100 в плоскости параметров kn—ki нанесены
кривые для трех значений kv при %=0,1 и 0,5, соответст-
соответствующие границе устойчивости. Слева от линий располо-
расположена область параметров, обеспечивающих устойчивую
работу инструмента, справа—неустойчивую. Из рисунка
186

следует, что увеличение параметра kv уменьшает область
устойчивой работы. Напомиим, что kv = 2A—г])/B—ц):
увеличение обжатий приводит к уменьшению kv и увели-
увеличению, области устойчивой работы инструмента. Повы-
шенеые обжатия при волочении,в гидродинамическом ре-
режиме благоприятны для устойчивой работы инструмента.
Увеличение же объема рабочей полости между волокой и
напорной трубкой (уменьшение параметра %) смещает
соответствующие кривые влево и уменьшает устойчивую
область. Необходимо стремиться к тому, чтобы полость
перед раббчей зоной была наименьшей. С этой целью
можно использовать уплотнения «сфера—конус» и «ко-
«конус—конус», которые сводят объем этой полости до ми-
минимума. И. Н. Недовизий с сотрудниками эксперимен-
экспериментально показали, что наличие камеры перед зоной де-
деформации отрицательно влияет на работу инструмента.
Анализ 'влияния параметров 'процесса на устойчи-
устойчивость гидродинамического волочения позволяет заклю-
заключить, что основными факторами являются: параметр G,
определяющий нагнетающую способность инструмента;
отношение длины входной щели к длине выходной, кото-
которое характеризуется коэффициентом h; отношение дли-
длины входной щели к величине зазора в насадке (коэффи-
(коэффициент fen); обжатие. Следует отметить, что критическое
значение ki зависит от величины параметра G — чем вы-
выше параметр G, тем больше ему соответствует критичес-
критическое значение k\. Так как длина насадки / входит в оба
эти параметра, то большая длина I, с одной стороны, уве-
увеличивает нагнетающую способность (рост G), с другой
стороны, увеличивает относительную инерционность
входной щели (рост ki). Проведенный анализ показал,
что в целом увеличение длины насадки / приводит к по-
понижению устойчивости системы.
С помощью элементов теории планирования экспери-
экспериментов построена интерполяционная формула, дающая
функциональную связь между параметром, характеризу-
характеризующим поведение системы, и основными факторами. На
основании интерполяционной формулы построены резуль-
результирующие номограммы рис. 101. Рабочий интервал по
фактору / для семейства номограмм равен 40—85 мм.
Номограммы построены как семейства кривых в области
факторов /—G при шаговом изменении фактора do-
Сплошные линии построены через шаг Ado = 0,5 мм, пун-
пунктирные — через Arfo=0,25 мм.
187

Кривые номограмм делят область параметров /—G на
устойчивую область (ниже кривой) и неустойчивую (вы-
(выше кривой). Из графиков рис. 101 видно, что чем выше
значение фактора G, тем большей длины могут быть ис-
использованы напорные трубки. Рост диаметра проволоки
мя входе в волоку d0 так же, как и увеличение обжатия,
на
1,мп
6,0 5,0 4,5
70
60
50
40
$0 4,0 ^S 3,0 2,S
/[=0,20
I
1
А
////
fill
II //
///
/ / /
/ / /
7 /
/ у
/
If
10
V
ш
411 1
^ //
/ /
^:
^\у^
- "^\-*****
/[*Q30
. -'
2,0
If
6,05,0 4,0 3,$
6,05,0 4,0 3,53,0 2,5
У/я
W,
11=0,35
2,0
1,5
12 16 6
Рис. 101. Номограмма для определения области устойчивости при гид-
гидродинамическом волочении. Цифры на кривых — значения di
приводят к увеличению области устойчивости. При повы-
повышении скоростей волочения увеличивается устойчивость
процесса, так как требуются насадки меньшей длины. Из
сравнения кривых с различным значением х\ можно за-
заключить, что влияние параметра d0 на рост области ус-
устойчивости существеннее при меньших обжатиях. Кроме
того, можно заметить, что значительное влияние на об-
область устойчивости оказывает изменение фактора d0 в
пределах 1,5—4,5 мм, и притом тем больше, чем меньше
его величина.
Таким образом, приведенные графики позволяют по
заданным значениям tj и d0 находить соотношение между
/ и G, необходимое для устойчивой работы инструмента.
Величина параметра G определяется выражением
G = 6 **° ^°l a
h
188

При проектировании инструмента для волочения на
жидких смазках расчетные значенияшараметров инстру-
инструмента должны быть проверены на устойчивую работу.
Для этого из номограммы рис. 101 выполняется прове-
проверочный расчет на устойчивость. При попадании в об-
область неустойчивой работы необходим перерасчет пара-
параметров, сводящийся в основном к сокращению длины на-
напорной трубки. Сохранение определенной нагнетающей
способности инструмента при уменьшении длины насад-
насадки может быть обеспечено либо уменьшением зазора, ли-
либо увеличением вязкости смазки. По выбранным пара-
параметрам вновь выполняется проверочный расчет с помо-
помощью рис. 101. Таким образом, проделав совместно стати-
статический и корректировочный расчет, можно рассчитать
параметры волочильного инструмента, обеспечивающие
устойчивый гидродинамический режим трения при воло-
волочении. Модель, подобная рассмотренной <в данном пара-
параграфе, может быть 'использована для исследования тече-
течения рабочей жидкости при гидропрессовании.
Глав а V
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СМАЗКИ
ПРИ ПРОКАТКЕ
Процесс прокатки благоприятен для условий гидро-
гидродинамического трения. Смазка захватывается полосой
и валками стана и нагнетается в очаг деформации, при
этом возможно достижение высоких давлений смазки.
А. И. Целиков отмечает возможность достижения жид-
жидкостного режима трения при холодной прокатке со смаз-
смазкой на отшлифованных валках с высокими скоростями.
О гидродинамическом эффекте смазки говорят исследо-
исследования, выполненные в нашей стране и за рубежом. Из-
Известно, что с увеличением вязкости смазки и скорости
прокатки коэффициент трения уменьшается, при этом
его значения меняются в широком диапазоне. Можно по-
полагать, что коэффициент трения при4 прокатке зависит
от давления в слое смазки, которое развивается в зазо-
зазоре между валком и прокатываемой полосой.
Снижение сил трения в очаге деформации при хо-
холодной прокатке возможно при использовании гйдро-
189

^ -¦
Рйс. Ю2. Схема клиновидного на- Рте. 103. Схема для расчета
гнетателя- нагнетающей способности вал-
/~ валок; 2 — нагнетатель; - 3— ка прокатного стана
полоса
динамического эффекта, приближении условий трения
к жидкостному режиму. Такие условия могут быть соз-
созданы либо выбором параметров процесса с учетом наг-
нагнетающей способности смазочного «клина» при холодной
прокатке, либо применением специальной оснастки,
аналогичной -напорным трубкам-иасадкам, используе-
используемым при волочении (рис. 102).
1. НАГНЕТАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ
СМАЗОЧНОГО «КЛИНА>> ПРИ ПРОКАТКЕ
Рассмотрим плоское течение жидкой смазки в зазо-
зазоре между рабочим валком и прокатываемой полосой.
Расчетная схема показана на рис. 103.
При определении закономерностей течения смазки
между валком и полосой могут быть использованы диф-
дифференциальные уравнения Навье—Стокса, которые с
учетом того, что vy<^vx, принимают такой вид:
д р д* vx др л
дх д уъ ду
После интегрирования первого из дифференциальных
уравнений и определения постоянных интегрирования
из граничных условий
J2-*2 (99)
найдем распределение скорости vx в смазочном слое;
Vx =
27
A00)
190

Из рис 103 следует, что yB = ho-j-R—V R2—х2.
Давление в слое смазки определяется величиной гра-
градиента давления, который может быть найден из урав-
уравнения расхода смазки в произвольном сечении:
уь
?=J vxdy.
АН
Подставим в выражение расхода соотношение A00),
после интегрирования, перехода к безразмерным величи-
величинам и упрощений получим, полагая vq^chR.
dp =6цр0.[(Ув
dx
T q ^
где Я — ~~jT — относительный расход смазки;
q — объемный расход смазки на единицу
ширины полосы;
Т— х ¦ Т - h°
х-Т, "о- — •
Для смазок с переменной вязкостью в зависимости'
от давления решение дифференциального уравнения
A01) с учетом условия р\х=-а = 0 даст распределение
давления в слое смазки для начала очага деформации:
р = l- lnx
а
1 г'О wv i
(yB ~ Д ЯK
при этом
а = — ; Ь.= — = sin [arc cos (I — А Я)].
R R
Ha рис. 104 представлены результаты расчета дав-
ления смазки в зависимости от скорости прокатки при
ho=3 мкм. В качестве смазки служит индустриальное
масло марки 20 при /=50°С.
Росту давления смазки способствует повышение ско-
скорости прокатки, увеличение радиуса валков, уменьшение
191

С /
20B,04)
W(t,02)
_
R
-
200s
=106 мм >
Ж
300 / ,
У/у
/
К
8 W /2
Рис. 104. Зависимость давления смазки
от скорости прокатки:
—¦ Д#=0,1 мм- АЯ=0,Змм
степени обжатия, снижение шероховатости валков и по-
полосы, применение смазки большей вязкости. Увеличение
толщины слоя смазки на подкате влияет незначительно,
достаточно иметь 6^0,02i?. Все это согласуется с суще-
существующими представлениями. Во многих работах отме-
отмечается, что эффективность работы смазки увеличивается
й 9, 91 при использовании бо-
р,МН/м*(«гс/т*) /ее вязких смаэок, по-
повышении скорости про-
прокатки и увеличении ди-
диаметра валков; И. А.
Чаминым (и М. А. Лей-
ченко установлено, что
с ростом обжатия про-
происходит увеличение ко-
коэффициента трения.
Это может быть объяс-
объяснено ухудшением наг-
нагнетающей способности
валков прокатного ста-
стана. Ю. В. Жиркин
отмечает падение коэффициента трения с уменьшением
микронеровностей валка. А. П. Грудев и др. показали,
что при повышении температуры металла увеличивается
коэффициент трения из-за падения вязкости смазки.
Решая уравнение A02) совместно с условием плас-
пластичности на выходе
рвх = 1,15 <7Т — <70,
где -сто — заднее натяжение,
можно найти относительный расход смазки q и перейти
к толщине смазочного слоя на входе в зону деформации.
Толщина слоя должна быть достаточной для разделения
поверхностей валков и полосы.
А. П. Грудев и О. П. Максименко, рассматривая
течение омазки в смазочном «клине» между ©алком и
полосой (см. рис. 103), получили формулу для опреде-
определения толщины смазочного слоя в начале очага дефор-
деформации. Для жидкой смазки с рязкостыо, меняющейся с
давлением по экспоненциальному закону:
192

где ф — угол захвата;
а —"пьезокоэффициент вязкости.
В реальных условиях прокатки должно соблюдать-
соблюдаться неравенство
где /?? и R? —высота микронеровностей полосы и
валка соответственно.
Оценим возможность достижения гидродинамичес-
гидродинамического режима трения только за счет нагнетающей спо-
способности валков стана. Из выражения A02) найдем
скорость прокатки, обеспечивающую гидродинамичес-
гидродинамический режим трения:
-ь —.
-
*
На рис. 105 приведены результаты расчета vT\ смаз-
смазка — индустриальное масло 20 при i=50°C. Из рисунка
следует, что существующие уп м/с
скорости прокатки * могут
обеспечить гидродинамиче-
гидродинамический режим трения при хо- ои
лодной прокатке в случае
благоприятного сочетания
параметров процесса. При
недостаточной нагнетаю-
нагнетающей способности валков ес-
естественно предположить воз-
возможность применения спе-
добных напорным трубкам-
насадкам при волочении.
Из дифференциального
уравнения A01) можно найти давление, которое долж-
должна обеспечить иасадка при создании гидродинамическо-
гидродинамического трения в зоне деформации
Рис. 105. Окорость прокатки, обес-
обеспечивающая гидродинамический
режим трения: J*
1 — /го=з мкм; 2 — ho=6 mxm;
=0,3 мм ~~
Р„ = - -?- In X
Х\е
6 a jli0 v{
— ь
R J_
dx
7 Зак. 412
193

Создание гидродинамического режима при прокатке
может- привести к такому низкому коэффициенту тре-
трения, что затруднится захват металла валками. Эта
проблема может быть решена с помощью принудитель-
принудительной подачи металла в валки. При низком коэффициен-
коэффициенте трения получаются изделия с матовой поверхностью.
Чтобы обеспечить необходимое качество поверхности:,
можно применять смазки различной вязкости. Гидроди-
Гидродинамический режим трения необходим на первых прохо-
проходах, где имеются большие нагрузки, отделки же поверх-
поверхности может быть достигнута з последних проходах при
использовании смазок меньшей вязкости.
Сделаем -расчет течения в смазочном клине смазки,
вязкость которой слабо зависит от давления. Из урав-
уравнения A01) найдем для х=—Ъ
р =
при наличии нагнетателя давление, на которое должны
быть рассчитаны его параметры, равно
п -л 6^о Г6 (Ув-АЯ) (l+i/l-*2)-2<7 -
Рн — Рвх — \ —— ¦= — ах .
R J_ (yB — А ЯK
— а
Относительный расход смазки q в последних форму-
формулах зависит от толщины смазочного слоя в начале очага
деформации (Ао). Для смазки с постоянной (вязкостью
величина Ао имеет вид
Ф A,15 ат — (то)
Величина удельного заднего натяжения а0 зависит
от условий течения смазки.
Противоиатяжение, создаваемое смазкой для еди-
единицы ширины полосы, составляет
—~Ъ
l прот —
— \
dv
прот J_' ду
dx ;
— а
после подстановки выражения A00) получим для сред-
средней вязкости по длине слоя
<А^
194

Приведенные выше соотношения позволяют опреде-
определить давление жидкой смазки в клиновидном зазоре
между полосой и валком прокатного стана, выявить- ос-
основные закономерности течения смазки в слое.
Консистентные и твердые смазки обладают большей
нагнетающей способностью смазочного «клина». Так,
применение ланолина в качестве смазки снизило коэф-
коэффициент трения п,ри про-
прокатке отожженной угле-
углеродистой стали . в 2,5—
2,7 раза по сравнению с
индустриальным .маслом;
минимальное значение
коэффициента трения при
этом составило 0,01298.
Рассмотрим течение
Еязко-пластичной смаз-
смазки между валком и по-
о / 1 ао\ тт по толщине слоя вязко-пластичной
ЛОСОИ (СМ. рИС. Шо). На смазки при прокатке
рис. 106 показано распре-
распределение горизонтальной составляющей скорости дви-
движения смаз<ки в зазоре. Характерным для вязко-пла-
вязко-пластичной среды является наличие недеформируемого слоя,
ограниченного значениями У\>у>У2- На эпюре скорюс-
тей можно выделить два криволинейных участка, раз-
разделенных жестким слоем.
Аналогично случаю течения вязко-пластичной смаз-
смазки в насадке при волочении, получим для первого уча-
участка эпюры vx{yB>y>yx)
с учетом второго из граничных условий (99) найдем
v± = со у R2 — х2 +
-^)]- <103)
Имея в виду первое-из условий (99),получим для вто-
второго участка
7* Зак. 412 195

Равновесие жесткого слоя (см. рис. 106) даст нам
градиент давления
^™' A05)
dx У1 — У2
Для определения неизвестных у\ и у2 воспользуемся
условиями
J
А Я
Ув
J
Подставляя в эти уравнения соотношения. A03) и
A04) с учетом A05), после упрощений и перехода к
безразмерным величинам, пренебрегая скольжением по-
полосы по валку (vottcoR), получим систему двух уравне-
уравнений:
3 а (уг -~у2) [|Л-*2 {уъ -1г) + СУ1 - А Щ ~l] -
( ~ ( - 3 (^ - A HY {УЛ -У.) =0.
Здесь
_ До0 . ~ _ Ух . ~ _ У2
g-~jw yi~-r-> У2-~Т'
Разрешая систему уравнений относительно у\ и у2,
определяем, распределение давления в слое смазки. Ре-
Решение системы на ЭВМ показало, что у\ и y<i меняются
вдоль слоя смазки пропорционально изменению зазора
между валком и полосой:
где 7i и 72 — коэффициенты пропорциональности.
На рис. 107 приведены значения у{ и 72*, полученные
из решения системы для различных значений безраз-
безразмерного параметра ст, относительного обжатия ДЯ и за*
зора Ао.
* Расчеты выполнены О. Б. Наймарком.
196

Рис. 107. Значение коэффициентов Яi и к г:
-Л0=6-10~
¦ Ao=9-.io—&; —ло=
=Д2-10 5; 1 — ДЯ=0,1-.10~: 2—АЯ=0,4-10~2
Подставим соотношения A06) в 'выражение градиен-
градиента давления A05), найдем давление смазки в слое
р= f ?4 — d* + C2.
J (Y1-Y2) fc-АЯ) ^
Определив постоянную интегрирования С2 из усло-
условия /7|j=^==0, учитывая независимость (у\—72) и Л
от х, получим давление вязко-пластичной смазки в на-
начале очага деформации
Yi —
_ (Si + 1 — l/l—I2 — АЯ)
Это уравнение должно быть дополнено условием
пластичности на входе в зону деформации:
рвх = 1,15 сгх — 0О.
Из равенства р=рВх определяется толщина слоя
вязко-пластичной смазки в начале зоны деформации
(h0). Величина h0 должна быть соизмеримой с высотой
микронеровностей полосы и валка. Расчеты давления
вязко-пластичной смазки оз «клине» между валком и
полосой говорят о значительной эффективности вязко-
пластичной смазки .
На рис. 108 приведены результаты расчета давле-
давления при использовании в качестве смазки натриевого
мыла. Значения реологических коэффициентов выбира*-
лись для 20°С Из рисунка следует, что с увеличением
т

р,МН/м2(ш/мм2)
скорости растет нагнетающая способность валка
катного стана. При увеличении толщины слоя смазки
на подкате с 0,5 до 1 мм давление возрастает незначи-
незначительно. Применение валков боль-
большего диаметра, уменьшение об-
обжатия и величины микронеровно-
микронеровностей полосы способствуют уве-
увеличению давления вязко-пластич-
вязко-пластичной ёмазки. Если необходимо ис-
использовать нагнетатель, давле-
давление, на которое должен быть рас-
рассчитан нагнетатель, равно
2 Л w
Рн = Рвх X
— Ь
Рис. 108. Зависимость дав-
давления вязко-пластической
смазки от скорости про-
прокатки (Я —100 мм, А #=
=0,1 мм):
/_ ho== 6 м'км; 2-/10=12
мкм; б =0,5 мм;
б
X
Yi — Ъ
dx
л ах
J- (ho+l
А Я)
м;
б =1
мм
Зная закономерности течения,
можно определить усилие проти-
вонатяжения, создаваемое смаз-
смазкой:
прот
"И-
ду
Rdx.
После подстановки выражения A04) и интегрирова-
интегрирования получим для единицы ширины полосы
прот
= —AR
Yi ~ Y2
Итак, определены основные закономерности течения
вязко-пластичной смазки \в зазоре между полосой и
валком; оценка нагнетающей способности смазочного
«клина» говорит о возможности достижения гидродина-
гидродинамического эффекта при прокатке, например на порошко-
порошкообразной смазке — натриевом мыле.
На стане кварто 1200 Верх-Исетского завода было
проведено исследование влияния смазок при дрессиров-
дрессировке трансформаторной стали Э43А и Э31 на усилие про-
прокатки, вытяжку и качество поверхности листов1.
1 iB эксперименте рряним&ли участие К. П. Селищев, Р. Л. Сар-
гу« и В. П. 'Волегоз.
198

Для опытов были использованы отожженные транс-
трансформаторные листы : 60 листов из стали Э43А размера-
размерами 0,35X750X1500 мм и 60 листов из сталей Э31 разме-
размерами 0,50X750X1500 мм. Ванну заправляли мыльным
раствором из расчета 330 г 60%-ного мыла на 1000 г
воды.
Максимальное давление наблюдалось при прокатке
на сухой бочке, применение воды в качестве смазки сни-
снизило давление в 1,5 раза, при использовании мыла уси-
усилие снизилось в 3,3 раза. Например,, для стали Э43А
(скорость прокатки 1 м/с) давление на валки состави-
составило: при прокатке на сухой бочке 616,2 тс; при использо-
использовании воды — 410,6 Tt; при использовании мыла —
184,6 тс. Можно полагать, что при прокатке с мылом
имел место гидродинамический режим трения.
При одной и той же настройке валков вытяжка уве-
увеличилась с 1% при прокатке всухую до 6% при прокат-
прокатке с мылом. Дрессировка с применением пластогидроди-
намическО'ГО эффекта протекала устойчиво, пробуксовок
не наблюдалось.
Таким образом, благодаря гидродинамическому эф-
эффекту смазки достигается значительное снижение
удельных давлений при прокатке листа.
2. ЭФФЕКТИВЙОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ НАГНЕТАТЕЛЕЙ
ПРИ ПРОКАТКЕ
Выше говорилось о том, что для подачи смазки под
давлением в смазочный клин можно применять специ-
специальный нагнетатель, изображенный на рис. 102. Клино-
Клиновидный нагнетатель 2 устанавливается в пространство
между валком 1 и полосой 3 со стороны входа в зону
деформации. Параметры нагнетателя (/, К) должны
быть выбраны таким образом, чтобы обеспечить пред-
предварительное -повышение давления смазки до рн; остав-
оставшаяся часть давления получается за счет нагнетания
смазки только валком стана.
Исследуем течение смазки между прокатываемой по-
полосой и рабочей поверхностью нагревателя рис. 109. Для
ньютоновской смазки с учетом обычных допущений дви-
движение описывается дифференциальными уравнениями
дх г дгг > ду — К» dz2 , dz ~V'
199

Граничные условия для данной схемы (рис. 109)
имеют вид
A08)
где vQ — скорость движения полосы.
Рис. 109. Схема для рас-
расчета нагнетающей способ-
• ности плоеной насадки
!Проинтегрируем уравнения A07) и, используя усло:
вия A08) для определения постоянных интегрирова-
интегрирования, найдем распределение скоростей в слое смазки:
IV =
A09)
После подстановки этих выражений в уравнение не-
несжимаемости B) получим уравнение Лапласа для дав-
давления в смазочном слое:
дх*
I
ду*
= 0.
Учитывая, что
= 0,
У= ±-
(ПО)
ищем решение
уравнения в следующей форме:
аа
где Хк — неизвестная функция х.
Подставим выражение A11) в исходное уравнение
(ПО), после решения обыкновенного дифференциаль-
200

ного уравнения и определения одной постоянной интег-
интегрирования из условия p\Xsss0—0, использования для на-
нахождения второй постоянной среднего расхода смазки
через сечение х=1 получим
р =
24
aH
я2 Я2 /
A12)
где
—— — средний относительный расход
смазки;
Я X
(—1)* sh B&+1)
ch
я/
COS
Подобное решение для q=Q выполнено- ранее Е. Г.
Малых и В. И. Соколовским.
Величина <7ср определяется количеством смазки, уно-
уносимой полосой из очага деформации и вытекающей че-
через торцевые сечения на участке нагнетания смазки
валком стана.
На рис. ПО приведены расчетные значения SK в се-
сечении х—1 для различных точек по ширине листа. С
О 0f1 0г2 0,3 0,4 у/ан
Рис. ПО. Расчетные значения
суммы S к
О 0,05 0,10 0,16 1/аИ
Рис. 111. Значения сумм Su S2,
увеличением отношения ljan растет влияние краевого
эффекта, при выборе параметров нагнетателя желатель-
желательно иметь, по крайней мере, //ан<0,10, в этом случае
можно достичь необходимою давления на большей части
ширины прокатываемой полосы.
щ

Для учета изменения вязкости от давления найдем
среднее давление смазки
J j
-<У 2 0
после подстановки выраженияA12) и интегрирования
получим ;
__ 48fx и0 A—27сР) 4 «
где
fl—schB/fe+-l) — 1
Значения Si приведены на рис. 111. Определив рСр,
вносим поправку на изменение вязкости смазки от дав-
давления.
Из опыта волочения с насадками известно, что ос-
основную роль в нагнетающей способности инструмен-
инструмента играет величина зазора ft, для прокатки с нагнетате-
нагнетателем роль зазора также велика. Применение нагнетате-
нагнетателей при холодной прокатке может быть затруднено из-
за разнотолщинности листов и полос. Выбор зазора
определяется возможной продольной разнотолщиннос-
тью, для полос толщиной свыше .1 мм. изменение тол-
толщины может быть значительным; для обеспечения рав-
равномерной нагнетающей способности по длине полосы за-
зазор между полосой и насадкой должен значительно пре-
превышать величину возможной разнотолщинности и на-
находиться в пределах 0,5—1,0 мм. При таких зазорах эф-
эффективность нагнетателей невелика. Из формулы A12)
для t!o=lO м/с, /=_0,1 м, р=1,0 Н-с/м2 A0 Пз), 1/ая=
=0,1, /г=0,5 мм, <7ср=0 получили давление на оси в
конце иасадки р='23,5 МН/м2 B,4 <кгс/м<м2).
При прокатке полос толщиной свыше 1 мм примене-
применение нагнетателей, по-видимому, нецелесообразно. Гидро-
Гидродинамический режим трения может быть получен* за
счет нагнетающей способности клина, если соответству-
соответствующим образом подобраны реологические характеристи-
характеристики смазки.
202

Однако в некоторых случаях (при прокатке тонкого
листа, жести) применение нагнетателей может оказать-
оказаться рациональным.
Знание закономерностей течения смазки в нагнетате-
нагнетателе позволяет определить противонатяжение, создавае-
создаваемое смазкой,
/ aJ2
прот
О -ан/2
dxdy,
2=0
что дает после соответствующих преобразований
^прот - - х ^/а» L1 + й
th Bk + 1) —
н
Значение 5г представлено на р,ис. 111.
Вязкость смазки в значительной степени зависит от
температуры, поэтому давление смазки в нагнетателе
изменяется. Мощность теплового источника для элемен-
лившегося в слое смазки тепла:
После подстановки выражения A09) с учетом A12),
F) и G)> интегрирования в пределах объема смазоч-
смазочного слоя и упрощений найдем общее количество выде-
выделившегося в слое смазки тепла:
Значение 53 также дано на рис. 111.
Выделившееся тепло теряется через стенки нагнета-
нагнетателя (QH), уносится полосой (Qn) и смазкой (Qcm).
Уравнение теплового баланса имеет вид
Составляющая теплового баланса Qn определяется
формулой C8); QH зависит от конструкции нагнетателя;
при известном расходе смазки QCM = cyq (tn — /0)*
203

Из теплового баланса может быть определена феД-
няя температура смазки в насадке, внесена поправка на
изменение вязкости смазки от температуры.
Таким образом, приведенные соотношения позволя-
позволяют рассчитать параметры нагнетателя, обеспечивающе-
обеспечивающего необходимое давление смазки (/?н) к началу клина
между полосой и валком стана холодной прокатки.
Дальнейшее повышение давления смазки достигается
за счет нагнетающей способности только валка прокат-
прокатного стана. Благодаря этому на входе в очаг дефор-
деформации развивается давление р3х, способное разделить
поверхности полосы и валка достаточно толстым слоем
смазки. Для слоя смазки в очаге деформации будут так-
также справедливы уравнения движения вязкой несжимае-
несжимаемой жидкости.
3. ТЕЧЕНИЕ СМАЗКИ В ЗОНЕ ДЕФОРМАЦИИ
ПРИ ПРОКАТКЕ
В настоящее время существуют различные теории,
описывающие поведение смазки в зоне деформации при
прокатке. Так, рассчитывается толщина пленки смазки
на входе в зону деформации, но не рассматривается по-
поведение смазки в зоне контакта. По теории Надаи нахо-
находится распределение удельных давлений и сил трения по
дуге контакта. При этом вязкость смазки принимается
постоянной, толщина пленки смазка в зоне контакта не
меняется, влияние градиента давления не учитывается.
Другие исследования с теми же допущениями опре-
определяют толщину пленки смазки, исходя из принципа
минимума возрастания энтропии. Однако отмечают, что
данная теория справедлива лишь при высоких скорос-
скоростях прокатки (а>20 м/с). Эта теор'ия неприменима для
высоких удельных давлений, поскольку «е учитывает
изменение вязкости смазки с давлением.
Существенным недостатком этих теорий является
допущение о постоянстве толщины пленки смазки, что
маловероятно, так как взаимодействие различных фак-
факторов процесса прокатки имеет сложный характер.
Более точной теорией является эластогидродинами-
ческая теория Ченга. В отличие от предшествующих те-
теорий Ченг учитывает изменение вязкости в зависимости
от давления, рассматривает изменение температуры
смазки.
204

В. И. Мелешко и др. определили условия прокатки
при разделении поверхностей валков и прокатываемого
металла слоем смазки, решая совместно уравнения те-
течения смазки, уравнения контактных напряжений в уп-
упругой «и пластических зонах ючага деформаций. Получе-
Получены зависимости расхода и толщины слоя смазки от па-
параметров процесса прокатки, найдены выражения для
нормальных и касательных напряжений по длине зоны
деформации. Однако данная теория так же, как и тео-
теория Ченга; не позволяет определить положение ней-
нейтрального сечения, не в полной мере отражает влияние
основных факторов прокатки.
Рассмотрим течение вязкой смазки между прокаты-
прокатываемой полосой и рабочим валком в зоне деформации.
Учитывая малую толщину слоя по сравнению с радиу-
радиусом валка, считаем зазор плоским (рис. 112). Принятые
Рис. 112. Схема смазочного слоя в зоне деформации
обозначения: /i0, Ai, h2 — толщина слоя смазки на вхо-
входе, в нейтральном сечении, на выходе из зоны деформа-
деформации соответственно;' 1\, 4 — протяженность зоны отста-
отставания и опережения; vB — окружная скорость валка;
v\ и V2 — скорость полосы в зоне отставания и опереже-
опережения. Величину толщины слоя смазки на входе в зону де-
деформации считаем известной, юна определяется из пред-
предшествующего расчета течения смазки в клине между
валком и полосой. Геометрия слоя в зоне деформации
будет определяться условиями течения смазки и метал-
металла полосы в зоне деформации.
Поведение смазки в слое описывается дифференци-
дифференциальными уравнениями Навье—Стокса (здесь также
ПРИНЯТО, ЧТО Vx)
205

Проинтегрируем первое из этих уравнений с учетом
граничных условий для зоны отставания
vx \у=а = щ = vB - A Vl (l - -f^, vx \y=h = vB
и получим распределение скоростей течения смазки в
этой зоне
где A^i — отставание;
h = h0—xtga3 — переменный зазор между полосой и
валком;
а3 — угол смазочного зазора.
Из условия постоянства расхода, имея в виду ма-
малость 'величины Av\/vB, получим
dp = 12 fx (vBh — q)
dx h* '
Разрешим данное дифференциальное уравнение для
переменной от давления вязкости; после определения
постоянной интегрирования из условия р|х=о=Рвх и
преобразований получим уравнение давления для зоны
отставания:
в
v
в
Переместим н'ачало координат в нейтральное сече-
сечение (см. рис. 112), найдем для зоны опережения с уче-
учетом соотношений
распределение скоростей течения vx
где Av2 — опережение;
h = h\—xtga3 — переменная толщина слоя смазки.
Градиент давления для этой зоны определится в
форме A14); учитывая, что p\x=i2 =Рвых, получим урав-
уравнение распределения давления в зоне опережения:
206

Условие пластичности для полосы на выходе имеет
вид
где 01 — переднее натяжение.
Учтем равенство давлений в нейтральном сечении,
после упрощений и перехода к безразмерным величинам
получим
(I - \) Щг+12 h2{l-h2) — 6^A — Л|) = 0, A16)
где R, =
а /л0 vB /p
¦общая длина зоны деформации;
— безразмерный параметр;
~7 t 7 a *
vBn0 п0
Расход смазки q определяется толщиной слоя смазки
на полосе после прокатки (рис. 113):
q = (v + A v2) h0;
пренебрегая отношени-
—- «О , имеем
/
A17)
Из уравнения A16) с уче-
учетом соотношения A17) най-
найдем
Рис. 113. Смазочный слой на вы-
выходе полосы из валков стана
6 A+Ла)
Исследуем течение смазки на выходе полосы из ра-
рабочей зоны (см. рис. 113). На участке к происходит па-
падение давления от рвых до 0, что приведет к увеличению
толщины смазочного слоя от h2 до А3 вследствие выдав-
выдавливания смазки из зоны контакта. Уравнение движения
смазки для граничных условий
дает нам
A19)
207

Можно принять yB='h2-\-(x2/2R); полагая
найдем с учетом A17) и A19)
Разрешим это уравнение для переменной вязкости,
найдем постоянную интегрирования из условия р|х=0=
=Рвых, получим после преобразований распределение
давления смазки на участке выхода
\Dh2-3h3)X
2h2hBxl
x . f2R
X И/7 arctg
U V h
Используем условие р\х=и=0\ после упрощений,
подстановки соотношения A18) и перехода к безразмер-
безразмерным величинам запишем уравнение для определения
относительной толщины слоя в конце зоны деформации
6 0+л2) У 6A+л.)
здесь
= О,
- A — е квых1
На рис. 114 приведены результаты решения данного
уравнения для различных значений параметров Pi и р2.
Здесь же показаны значения ft3, подсчитанные по фор-
формуле (Iil8). Из рисунка видно, что изменение основных
параметров процесса прокатки в значительной степени
влияет на форму смазочного слоя. Для обеспечения ста-
стабильной разделяющей пленки смазки необходимо стре-
стремиться к тому, чтобы й2 было возможно ближе к еди-
единице, что соответствует сохранению постоянной толщины
слоя по всей длине зоны деформации. Стабилизации
пленки способствует в большей степени увеличение
параметра р2*(см. рис. 114). Этот параметр находится
208

в прямой зависимости от вязкости смазки, скорости
прокатки, радиуса валков стана. Увеличение вязкости,
скоростей прокатки, радиуса валков приводит к сохране-
сохранению пленки более стабильной по толщине. Применение
переднего натяжения также улучшает условия орокат-
ки в гидродинамическом режиме трения.
Рис. 114. Величины h2( )
и h3 (— ) при прокатке с
гидродинамической смаэкой
Знание величин h2 и ft3 позволяет полностью опи-
описать поведение смазки в зоне деформации с помощью
приведенных выше соотношений.
Из выражений A13) и A15) можно найти распре-
распределение касательных напряжений на поверхности по-
полосы
т=
dvx
для зоны отставания с учетом скольжения
<
т= —
и для зоны опережения
где /?Ср — среднее давление смазки в зоне деформации.
В нейтральном сечении касательное напряжение дол-
должно быть равно нулю, поэтому из выражений A20) и
A21), пренебрегая величиной опережения, найдем тол-
толщину слоя в нейтральном сечении
А^А. A22)
209

При прокатке в гидродинамическом режиме трения
величина обжатий может быть ограничена из-за низких
сил трения в зоне деформации. При превышении пре-
предельного обжатия возможна пробуксовка валков статна,
если силы трения недостаточны для осуществления за-
захвата полосы валками.
Из равновесия полосы в
зоне деформации для
предельного угла захва-
захвата (рис. 115) следует
О 0,1 0,2 0,3 0,4
Рис. 115. Схбма для определе-
определения предельного угла захвата
Рис. 116. Зависимость функции
Ф от условий пр окажи
Г х d х — Г р R sin ф d ф = О,
A23)
где р — давление на полосу в очаге деформации;
фп — предельный угол захвата.
Интегрируя выражения A20) и A21) по длине со-
соответствующих участков, найдем результирующую сил
трения .для единицы ширины полосы, соотаетствуюущую
первому члену уравнения A23)
F =
тр
1-Л,
А Щ
1
- h2 hx
A24)
Расчеты удельных давлений в зоне деформации по
данной методике, а также приведенные в некоторых ра-
работах, говорят о том, что при прокатке «в режиме гидро-
гидродинамического трения по всей длине дуги захвата р»
^1,15ат. Для усредненного удельного давления из ус-
условия A23) с учетом A24), имея в виду, что /р=/?фп,
210

получим трансцендентное уравнение для определения
предельного угла захвата
1—cos ф —1])(р —0 A25)
здесь t>= 6li°e СР Ч? -фо— безразмерная функция;
-фо— выражение в квадрат-
квадратных скобках уравнения
A24).
Обжатия при холодной прокатке, как правило, не-
невелики, поэтому решение уравнения A26) дает нам
величину предельного угла захвата
фп«2"ф. A26)
Безразмерный параметр -ф определяется параметрами
процесса прокатки и смазочного слоя; для осуществле-
осуществления необходимого обжатия при прокатке основные па-
параметры должны обеспечивать угол захвата меньше "пре-
"предельного. При этих условиях возможна устойчивая гид-
гидродинамическая прокатка.
На рис. 116 представлены в качестве примера расчет-
расчетные значения функции ф для различных значений h2 и
Q 6 {j-o ea Pcp vn _
параметра Рз = • Расчет выполнен для
_ К Рср
/ii = l, что соответствует отсутствию зоны отставания —
начало очага деформации совпадает с началом зоны опе-
опережения. Кроме того, принято Av2/vBtt0, скольжение ма-
мало по сравнению с окружной скоростью валков.
Рассмотрим пример. Для прокатки с использованием
минеральной смазки с /ы0 = 2• 10~2 Н-с/м? @,2Пз),/?ср===
= 400 МН/м2 D0,8 кгс/мм2), ав=10 м/с, A0=i2.1O-5 м
B0 mkim) имеем Рз=0,44. Условия течения смазки обес-
обеспечивают относительную толщину слоя в конце очага
деформации А2=О,8. Из рис. 116 -найдем я|) = 0,06; и^
соотношения A26) следует фп=0,12. Наличие зоны от-
отставания уменьшает величину предельного угла захва-
захвата. Переднее натяжение увеличивает <рш однако в этом
случае его необходимо ввести в уравнение равновесия
A23).
В случае применения эмульсий с постоянной вяз-
вязкостью и вяэко-лла-стических смазок с В(/?) =eonst,
211

для которых в зоне деформации будет иметь место
вязкое течение во всей толщине слоя, распределение дав-
давления находится из дифференциальных соотношений
градиентов давлений по участкам.
Так, для зоны отставания получим
а для зоны опережения
2 (±_±\_q(±._±.
Рассматривая течение смазки по аналогии с преды-
предыдущим случаем, приходим к той же .системе уравнений;
однако входящие в них величины безразмерных пара-
параметров равны
(Рвх — Рвых) h . п __ И-О^в
7~~71 '> Р2-— . г-.—
2R
Рвых
Как следует из выражения для fb, повышение вяз-
вязкости смазки, скорости прокатки, радиуса валков, умень-
уменьшение удельного давления на выходе (например, с по-
помощью переднего натяжения) также способствует тому,
что сохраняется пленка смазки стабильной толщины. *
Форма смазочного слоя определяется з соответствии
с рис. 114.
На участке разгрузки смазочного слоя
]/2Rh2) y
Распределение касательных напряжений по поверх-
поверхности полосы в зоне контакта находится из выражений
A20) и A21), остается справедливым и соотношение
A22).
Распределение температуры в смазочном слое опи-
описывается дифференциальным уравнением A2), которое
для данной задачи примет вид G3). Зная распределение
212

Скоростей teqeHfcff смазки, найдем с учетом условий
где v — скорость полосы в произвольном сечении;
h — переменнвш смазочный зазор;
tn — температура полосы;
tB — температура валка;
Толщина смазочного зазора невелика, поэтому до-
достаточно определить среднюю по высоте температуру в
слое смазки
Температура полосы меняется вдоль зоны деформа-
деформации, зависит от разогрева металла в процессе прокатки
и условий течения смазки.
Таким образом, предлагаемая теория течения смазки
в зоне деформации при прокатке позволяет определить
давление в смазочном слое, распределение касательных
напряжений на поверхности полосы, форму смазочного
слоя, положение нейтрального сечения, количество смаз-
смазки на полосе после прокатки, предельные обжатия из
условий захвата.
Расчет нагнетающей способности инструмента при
прокатке предполагает, что температура полосы, опре-
определяемая разогревом металла в процессе деформирова-
деформирования и охлаждением между проходами, известна. Для
определения разогрева металла полосы при деформации
необходимо, знать величину степени деформации при
прокатке. Степень деформации при прокатке распреде-
распределена по сечению неравномерно, она возрастает от сре-
срединной поверхности полосы к периферии и максимальна
на поверхности полосы. Разогрев металла полосы будет
также неравномерен, однако неравномерность при холод-
213

ной прокатке незначительна. Так как величина обжатий
по сравнению с радиусом валков незначительна, дефор-
деформацией на входе полосы и выходе можно пренебречь и,
следовательно, можно принять степень деформации та-
такой:
Для заданного обжатия с помощью этого выражения
определяется степень деформации при холодной про-
прокатке. По известной степени деформации находим пре-
предел текучести материала с учетом упрочнения (см. рис.
81) и повышение температуры полосы (см. рис. 82)
при прокатке. *
Разогревшаяся полоса охлаждается между прохода-
проходами, температурная функция имеет вид
B = B0e"BlFo9 A27)
где
t0 — температура полосы к моменту начала ох-
охлаждения;
tc— температура охлаждающей среды;
Fo = — — критерий Фурье;
Вь == _^_ критерии Био.
А
Критерий Фурье определяется .продолжительностью
охлаждения полосы между проходами, . критерий Био
зависит от интенсивности отвода тепла от полосы. Для
случая обтекания пластины потоком смазочно-охлажда-
ющей жидкости средний коэффициент теплоотдачи на
участке L с ламинарным пограничным слоем равен
где Р г = критерий физических свойств в процессах
переноса тепла (критерий Прандтля);
v — скорость полосы;
L — расстояние между клетями;
а— коэффициент температуропроводности.
214

При известных теплофизических свойствах смазочно-
охлаждающей жидкости определяется средний коэффи-
коэффициент теплообмена для конкретных условий прокатки;
уравнение A27) позволяет найти изменение температуры
полосы в процессе охлаждения между клетями. С по-
помощью приведенных соотношений можно выполнить теп-
тепловой .расчет маршрута прокатки и выявить условия
обеспечения гидродинамического эффекта смазки при
прокатке.
Изучение гидродинамического эффекта при прокатке
только начинается. Приведенная выше теория течения
смазки при прокатке нуждается в дальнейшем развитии,
уточнении и широкой экспериментальной проверке. Од-
Однако описанный выше эксперимент по гидродинами-
гидродинамической прокатке и расчеты по предлагаемой теории го-
говорят о больших возможностях процесса. Применение
смазки с определенными реологическими свойствами,
использование инструмента оптимальной геометрии и
скоростей прокатки, обеспечивающих нагнетание смаз-
смазки, может позволить осуществить прокатку в условиях
гидродинамического трения.
Г л а в а VI
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ
ПРИ ШТАМПОВКЕ И ПРЕССОВАНИИ
Гидродинамический эффект технологической смазки
может существенно снизить трение при штамповке, вы-
вытяжке, прессовании и других процессах обработки ме-
металлов давлением. С тех же позиций, которые были ис-
использованы в предыдущих главах, здесь дан анализ
возможностей гидродинамической смазки для интенси-
интенсификации некоторых процессов штамповки и прессования.
1. ГЛУБОКАЯ ВЫТЯЖКА
Отрицательная роль трения при глубокой штамповке-
вытяжке проявляется в износе инструмента, повышенном
усилии вытяжки, часть которого расходуется на преодо-
преодоление сил трения, ограниченном коэффициенте в^ытяжки
из-за опасности разрушения заготовки, пониженном ка-
215

честве ^изделий. При исследовании связи между раз-
различными факторами глубокой вытяжки обнаружилось
значительное (влияние смазок на штампуемост>. Некото-
Некоторые авторы отмечают, что уменьшение сил трения позво-
позволяет значительно увеличить коэффициент вытяжки при
снижении усилия.
Наиболее эффективным путем снижения сил трения
при вытяжке является создание режима гидродинамиче-
гидродинамического трения. Схема штампа для вытяжки в гидродина-
гидродинамическом режиме трения приведена на рис. 117. Матри-
Рис. Ы7. Инструмент для гидродинамической вы-
вытяжки:
/ — матрица; 2 — заготовка; 3 — пуансон; 4 — при-
прижим; 5 —фиксатор
ца имеет глухую полость, заполненную смазкой. При дви-
движении пуансона смазка выдавливается в зазор между
заготовкой и матрицей, обеспечивая режим жидкостного
трения. Выдавленная из рабочей полости смазка скапли-
скапливается в кольцевой полости фиксатора.
Такой способ вытяжки позволяет получить изделия с
хорошим качеством поверхности, что особенно важно для
труднодеформируемых металлов и сплавов. Кроме того,
жидкость в матрице обеспечивает благоприятную схему
напряженного состояния, что способствует достижению
большей деформации без разрушения. Недостатком
данного способа является значительное увеличение уси-
усилий прижима и вытяжки из-за повышенного давления
смазки в полости матрицы и в зазоре между заготовкой
и плоскостью матрицы,
216

Е. Й. Исаченковым теоретически обоснована и прак-
практически доказана возможность создания гидродинамиче-
гидродинамического режима трения подбором оптимальной вязкости
смазки и использованием смазочного клина на фланце
вытягиваемой заготовки. О гидродинамическом эффекте
при вытяжке говорит широкий диапазон значений коэф-
коэффициента трения. Так, для вытяжки из стальной заготов-
заготовки он меняется в пределах от 0,06 до 0,20, меньшие
значения коэффициента трения достигаются при ис-
использовании смазки большей вязкости и наличии на-
наполнителей. На рис. 118 доказано влияние наполнителей
50
E,1)
48
D,9)
46
Ш
№
42
Ш)
40.
-¦ /
-
1
¦ V
- \
1
1 1
2Ш204)
Предельное напряжение сдбш, Н/сн*(кгс/сн*)
Рис. 118. Усилие вытяжки при штамповке ста-
стали 08ип при испольэовайии смазки с наполните-
наполнителями:
1 — мел; 2 — тальк; 3 — окись никеля
на качество смазок при глубокой вытяжке и показано,
что увеличение содержания наполнителя в смазке вы-
вызывает уменьшение усилия вытяжки. Н. В. Максимов и
Н. А. Нога предложили геометрию матрицы, обеспечи-
обеспечивающую улучшение условий смазки в зоне деформации.
Значительное увеличение стойкости инструмента авторы
объясняют гидродинамическим эффектом смазки. Ана-
217

лиз закономерностей течения смазки при вытяжке под-
подтверждает возможность достижения гидродинамического
режихма трения. В процессе вытяжки можно выделить
две стадии: I — прижим заготовки; II — непосредствен-
непосредственно вытяжка. Рассмотрим течение ньютоновской и вязко-
пластической смазок последовательно по стадиям.
ТЕЧЕНИЕ НЬЮТОНОВСКОЙ СМАЗКИ ПРИ ВЫТЯЖКЕ
Скорости при вытяжке невелики, поэтому можно рас-
рассматривать изотермические условия течения смазки.
При расчете полагаем jn(p)=const вследствие сравни-
сравнительно небольших удельных
давлений в зоне деформа-
деформации.
На рис. 119 представле-
представлена схема вытяжки из плос-
плоской заготовки на I стадии.
Кольцо 1 прижимает за-
заготовку 2 к покрытой смаз-
смазкой рабочей поверхности
матрицы 3. В процессе при-
прижима заготовки смазка вы-
выдавливается. Уравнения
Навье — Стокса в цилинд-
цилиндрических координатах для
приведенной схемы смазоч-
смазочного слоя запишутся в виде
Рис. 119. ' Схема процесса вытяж-
вытяжки на стадии I:
1 — прижим; 2 — заготовка; 3 —
матрица; 4 — рабочий пуааоан
dr dz2
dz
A28)
Из-за малости зазора и осевой симметрии давление
постоянно по толщине слоя смазки и не меняется в ок-
окружном направлении.
Из первого уравнения с учетом граничных условий
vr/z=o=0, vr/z=h=O найдем
0,= -L !*?*(*_ А).
2 \л dr
A29)
После подстановки выражения A29) в уравнение
несжимаемости l/r-d/dr(rvr)-\-dvz/dz=Q и интегрирова-
интегрирования по толщине слоя смазки получим
t> L_«. — г
2=0 '
d
dr
dp_
dr
A30)
218

При неподвижной рабочей поверхности штампа
vz/z~Q=0-y 'под действием прижимного кольца заготовка
перемещается в направлении оси г со скоростью
Vz/z=h=—dh/dx.
Решая дифференциальное уравнение A30) относи-
относительно р и определяя постоянные интегрирования из
условий р|г=гвн =0, /?|г=гн=0, найдем распределение
давления в сдавливаемом слое смазки:
1 A31)
оде г = г/гш; гн = rjrm.
Равнодействующая сил давления смазки должна
уравновешивать усилие прижима
2Я гн
р = — Г tprdrdb;
0 гвн
после подстановки соотношения AЭ1) и интегрирова-
интегрирования получим
Проинтегрируем это уравнение, выразим Р через
удельное давление прижима (ро) и найдем изменение
толщины смазочного слоя во времени:
А = l/ 3^^[lnFH(^+ 1) -G^-1) ]
1 К 3fx[lnr"(^+l)(^1)]+4p^AtlnF>
где ho = holrBU; h{ = hi/rBn;
h0—начальная толщина слоя смазки;
Дт — продолжительность сдавливания.
На рис. 120 представлены расчетные зависимости
толщины слоя смазки различной вязкости от продолжи-
продолжительности сдавливания для стальной заготовки с гн=
=2,0. Сначала смазочный слой интенсивно сдавлива-
сдавливается, затем скорость сдавливания снижается, однако с
увеличением Ат толщина слоя непрерывно уменьшается.
Повышение вязкости смазки делает слой более устойчи-
устойчивым против !выдавливания. Смазка для глубокой вы-
219

тяжки должна быть подобрана таким образом, чтобы
при известном времени запаздывания рабочего пуансо-
пуансона по отношению к прижиму Дт толщина смазочного
слоя была соизмерима с величиной микронеровностей
листовой заготовки.
J Ат,с
Р«с. 120. Изменение толщины сма-
зочного слоя при прижиме заго-
товки [ро=2,5 МН/м2 @,25 кгс/
мм2)]; значения Д, Н-с/м2 (П):
7 — 0,6 F); 2 — 0,4 D); 3 — 0,2 B);
4 — 0,1 A); 5 — 0,06 @,6); 5 — 0,04
@,4); 7 — 0,02 @,2); S — 0,001
@,01)
Рис. 121. Схема смазочного
зазора при вытяжке
Таким образом, с помощью формулы A32) для
известных параметров процесса можно определить тол-
толщину слоя смазки между заготовкой и рабочей поверх-
поверхностью штампа в момент начала движения заготовки
при вытяжке. В процессе вытяжки геометрия заготовки
меняется, толщина смазочного слоя может быть опре-
определена в любой момент процесса.
На II стадии процесса при движении заготовки во
время вытяжки происходит нагнетание смазки в очаг де-
деформации. Интенсивность нагнетания, по-видимому, оп-
определяется основными параметрами процесса вытяжки
(вязкостью смазки, скоростью вытяжки, геометрией ин-
инструмента и пр.). Рассмотрим течение смазки на плоско-
плоскости матрицы вытяжного штампа (рис. 121). Граничные
условия имеют вид
где v0 — рабочая скорость движения пуансона,
220

С учетом граничных условий для первого из уравне-
уравнений A28) получим распределение радиальной компо-
компоненты скорости .по толщине слоя смазки:
ьг = ^-^г{г-К)-ио-^^. A33)
.Величину градиента давления найдем из условия
постоянства расхода смазки в произвольном сечении
слоя:
2П
q = — f .f vrrdzdb\
о о
после подстановки этого выражения в уравнение рас-
расхода A33), интегрирования и упрощений получим гра-
градиент давления
d^vI A34)
где q = q/2nrovohi — относительный расход смазки.
Можно принять fx = const из-за сравнительно не-
небольших давлений в смазочном слое, тогда из уравнения
A34) с учетом условия p\r= r = 0 найдем распределе-
распределение давления смазки на плоскости штампа:
{\-2q)r0 « гн
На рис. 122 приведены расчетные значения отноше-
отношения р^вн/^о^для вытяжки стального листа, соответствую-
соответствующие /•=Гвн, гн=2,0, 0о=11 м/с, q=0.
Из рисунка следует, что развиваемое давление зави-
зависит от радиусов г0, гвн и времени запаздывания At, a
для высоковязких смазок — от начальной толщины слоя
смазки h0. Характерно, что для сравнительно маловяз
ких смазок jut не влияет на нагнетающую способность
плоской части заготовки, При заданной геометрии инст-
инструмента и заготовки, варьируя вязкость смазки и запаз-
запаздывание Ат, можно получить необходимое давление
смазки. Следует отметить, что давление pi меняется в
процессе вытяжки. В момент выхода заготовки из-под
прижима р1=0.
221

Нагнетающая способность заготовки повышается с
увеличением скорости вытяжки, при более высоких ско-
скоростях гидродинамический эффект смазки проявляется
сильней.
о
At=1c
-
0,<f
i
/
^уУ ^
\/
t
\
1
1
10'3 10'2 W'f f,0 Ю 1Ог Ю3
(ю~г) (w"j (ito) do) uoo) do3) (foV
4, Ис/мг(Л)
Рас. 122. Налнетающая способность плоской' ча- ¦
сти заготовки при вытяжке:
; _1^=10—2. 2— 7ГО=5-1О—3; 3—1ц=\0—г
На участке закругления кромки матрицы (см. рис.
121) уравнение движения смазки имеет вид
1 dp
7^ 5~ф
После интегрирования дифференциального уравне-
уравнения, определения постоянных интегрирования из усло-
условий
r~ru Ф
— уо[1 —A — r0)cosq)]
получим распределение скоростей течения в переменном
по толщине зазоре
где
Х(г-ги)(г-ги-А),
А = Лх Ц — A —Л») sin <р]; го = -^ ; Л2 = ^.
A35)
222

Для определения градиента давления воспользуемся
выражением расхода смазки
- J
v dr.
Подставим в это уравнение выражение A35), после
интегрирования, перехода- к полному расходу по пери-
периметру матрицы и преобразований найдем
dp __ 6ц,и0гм|[1 — A— г0) coscp] [1 — (I — /i2)sincp] — 2q
h\[\-~{\-h2) sincp]3
При ф=2х/2 достигается максимальное давление, на
участке цилиндрической части матрицы происходит па-
падение давления до нуля на выходе из матрицы. Для^у-
левого градиента давления при ф = я/2 следует q=h2l2.
Максимальное- давление, соответствующее переходу к
цилиндрической части матрицы (ср=я/2), должно
обеспечивать разделение трущихся поверхностей заго-
заготовки и матрицы. Определение давления рЕу необходи-
необходимого для этого, приведено ниже.
Решая уравнение градиента давления относительно
ру используя условие /7 |<р=о =ри после упрощений най-
найдем распределение давления на участке закругления.
Для ф = я/2 давление определяется зависимостью:
nrH + rMAj, A36)
где
М)Л2 ' 2Й2B-А2J
Г =JJL
M r0 '
В процессе вытяжки давления смазки меняется, в
момент выхода заготовки из-под прижима оно определя-
определяется вторым слагаемым выражения A36). Развитию
давления способствует повышение вязкости смазки и
223

увеличение Скорости вытяжки. Влияние данных факто-
факторов подтверждается экспериметальными данными. __
На рис. 123 приведены зависимости величины h2 от
относительного радиуса закругления „ кромки матрицы
г^ для различных значений безразмерного параметра
$=pHh2i/\iVQr0, рассчитанные в "соответствии с уравне-
уравнением A36). Зная необходимое давление смазки для
4
0,6
0,4
0,2
О
¦ —^
*-
^—
1
—
6
10
i
J5-1
i
а
i
0,1 0J 0,5 0,7 0,9 с„ ' 0,1 ЦЗ 0,5 0,7 0,9 г„
[. Рис. 123. График для определения величины смазочного зазора:
а ~ г н —2,0; б — гн = 1,0
обеспечения гидродинамического режима трения ри и
параметры процесса вытяжки, определяем р и находим
из рис. 123 величину смазочнош зазора. Рис. 123,а со-
соответствует гн=2,0, а рис. 123,6 относится к моменту вы-
выхода заготовки из-под прижима (гн=1,0). Из рис. 123
видно, что с увеличением р влияние гн уменьшается, при
повышении необходимого давления падает доля давле-
давления, развиваемого плоской частью заготовки; основную
роль играет участок закругления кромки матрицы. Для
улучшения нагнетающей способности целесообразно
иметь гм^0,10.
Более толстая смазочная пленка наблюдается при
меньшем значении р. Для вытяжки благоприятны уве-
увеличение скорости v0 и применение более вязкой смазки,
поскольку эти факторы приводят к меньшим значени-
значениям р.
Для определения необходимого давления ря запишем
условие пластичности
03—а3= 1,15 огт.
224,

Продольное напряжение растяжения а% в цилиндри-
цилиндрической оболочке-изделии определяется усилием вытяж-
вытяжки, равномерно распределенным по периметру изделия;
окружное напряжение находится по безмоментной тео-
теории цилиндрической «оболочки
S
подставляя данное соотношение в условие пластично-
пластичности, получим давление смазки, соответствующее пере-
переходу в пластическое состояние оболочки-изделия:
р =
/"О
Параметры процесса глубокой вытяжки должны быть
рассчитаны таким образом, чтобы выполнялось не-
неравенство
где R3z, RMZ — высота микронеровностей
матрицы соответственно.
заготовки и
ТЕЧЕНИЕ ВЯЗКО-ПЛАСТИЧНОЙ СМАЗКИ ПРИ ВЫТЯЖКЕ
Рассмотрим течение вязко-пластичной смазки на ста-
стадии сжатия слоя прижимным кольцом (рис. 124). В
слое смазки можно выделить две зоны: I — течение в
направлении оси г; II—течение к оси штампа. Уравне-
V -
Т777ТГ7?
д
Рис. /124. Схема слоя вязко-пластич-
вязко-пластичной смазки при прижиме
8 Зак. 412
Рис. 125. Течение вяэко-лласти-
чной смазки на плоскости
матрицы
225

ййе равновесия элементарного объема в Цилиндрических
координатах в предположении аг=о у =р, где р — дав-
давление в слое смазки, дает нам
dx_ __ &р^
dz dr
Уравнение равновесия дополняется уравнением со-
состояния, которое для данного случая примет -вид
dz
Рассматривая совместно уравнения равновесия и со-
состояния, полагая давление в слое, не зависящем от г,
после определения постоянных интегрирования из ра-
равенства касательных напряжений предельному напря-
напряжению сдвига на границе вязкого течения, получим для
зон I и II:
зона I {h>z>h\)
.зона II (А2>2>0)
Из равновесия элемента жесткого слоя можно найти
d_p_ 2Л
dr ~~ h1 — h2
Знак «плюс» здесь относится к зоне I, «минус» — к зо-
зоне II.
По мере опускания прижима толщина слоя уменьша-
уменьшается, возрастает давление в слое, в определенный мо-
момент силы давления уравновесят усилие прижима, прои-
произойдет остановка прижимного кольца. Этому моменту
соответствует h\=h, h2=0 по всему слою. Разрешив
дифференциальное уравнение равновесия после опреде-
определения постоянных интегрирования из условий р\ r= r =0,
н
р \г =г =0, получим распределение давления по зонам:
вн
2 А _
_J v> (I37)
11 h
?26

На рис. 124 показано распределение давления в смаз-
смазке по зонам. Максимальное давление достигается в кри-
критическом сечении. Чтобы определить положение крити-
критического сечения, воспользуемся условием равенства дав-
давлений pKf = pff и получим радиус критического сечения
г =^±^. A38)
Равнодействующая сил давления равна
f pnrdrd<p.
На слой смазки действует такая же сила с обратным
знаком. После подстановки соотношений A37), интегри-
интегрирования и упрощений с учетом A38) найдем толщину
смазочного слоя под прижимным кольцом:
^Hd+Pl)- A+ГеП A39)
где /*н=гн/гвн;
Р — усилие прижима.
'В отличие от ньютоновской для вязко-пластичной
смазки конечная толщина во времени не меняется и оп-
определяется геометрическими параметрами, реологиче-
реологическими характеристиками смазки и усилием прижима.
При наличии большого количества смазки на матрице
излишки смазки выдавливаются, конечная толщина рас-
рассчитывается по формуле A39). Для консистентной смаз-
смазки при определенном усилии сдавливания сохраняется
конечная толщина смазочного слоя, не меняющаяся во
времени. При наличии слоя меньшей толщины течения
смазки не просходит, исходное значение h\ используется
в расчете давления смазки на плоскости матрицы при
вытяжке, когда заготовка нагнетает смазку в зону де-
деформации.
При нагнетании вязко-пластичной смазки заготовкой
возможны две схемы течения (рис. 125). Рассмотрим
по отдельности каждую из схем.
Схема I. Эта схема характеризуется наличием
возвратного потока с жестким ядром. Из уравнения
равновесия для элементарного объема с учетом уравне-
уравнений состояния и граеичных условий yr|z=0=0,
8* Зак. 412 227

vr \z =h =—vorQlr получим распределение радиальной
скорости по высоте зазора:
Из равновесия элемента жесткого слоя можно найти
<± = 2А . A41)
Для определения величин h\ и h'2 используем допол-
дополнительные условия
q = — j ^
6 6
после подстановки 'выражений A40); выполнения со-
соответствующих действий придем к системе уравнений
E2), в которых для радиального течения a=Bu0MftiX
УСго/r. В отличие от плоского течения градиент давления
A41) для нашего случая оказывается переменным по г,
при движении в направлении г происходит изменение
параметра а, который определяет значения разности
h\—h'^. Относительный расход при этом q = q/2nrQv0hi.
При определенном расходе бозможно существование
схемы II (см. рис. 125), для которой характерно отсут-
отсутствие возвратного потока—слой, прилегающий к пло-
плоскости матрицы, остается неподвижным. Движение же
смазки наблюдается в слое, прилегающем к движущей-
движущейся поверхности заготовки.
Схема П. Распределение радиальной скорости по
высоте участка вязкого течения описывается первым из
выражений A40). Определяя расход и учитывая, что
vr\z = h\ =®> найдем величину h'\ и градиент давления
для данной схемы:
dp _ 2Bv0
dr ~ fa-*;
228

Существование той или иной схемы течения опреде-
определяется из уравнения предельной кривой 2 (см. рис. 58),
разделяющей схемы I и II:
r =
пер
9?
-При г=Ггйр схема I переходит в схему И. В случае
>*пер>7*н течение происходит только по первой схеме. Ес-
Если принять разность h\—h'% средней в интервале а, то
давлений смазки к началу участка закругления матрицы
определяется выражением
hx—h2
Бели течение происходит по схеме II
н 2Bv0 ( v
При наличии обеих схем течения
Таким образом, приведенные соотношений позволяют
определить давление вязко-пластичной смазки на плос-
плоскости матрицы при движении заготовки во время вы-
вытяжки.
На участке закругления матрицы течение смазки пе-
переходит от схемы I к схеме II и затем к схеме вязкого
течения, поэтому для расчета давлений используем за-
закономерности течения жидкой смазки.
Для определения толщины смазочного слоя в конце
участка можно использовать рис. 123,6, при этом в отли-
отличие от течения жидкой смазки безразмерный параметр
равен P=i(/?h—pi)h2iJBv0rQ. Увеличение скорости вытяж-
вытяжки благоприятно и при 'использовании вязко-пластич-
вязко-пластичной смазки, поскольку меньшим значениям (р соответ-
соответствует более толстая смазочная пленка (см. рис. 123,6),
При вытяжке величина р\ будет изменяться по мере вы-
выхода заготовки из-под прюкима, .изменение р\ приведет
к изменению .параметра р. Пользуясь рис. 123,6 для
каждого момента можно определить толщину смазочного
229

слоя. Гидродинамический режим будет
если толщина слоя смазки как в начале,
процесса вытяжки будет достаточной.
осуществлен,
так и в конце
ПОВЕДЕНИЕ СМАЗКИ В ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ЧАСТИ МАТРИЦЫ
На цилиндрической части матрицы сохраняется по-
постоянный зазор h2 (рис. 126);рас^
пределение скоростей в зазоре
запишется так:
о —
„ =t,o(i--*4--"-^ х
h I 2\Cdx
Xy(h2-y),
градиент давления равен
dp'
dx
A42)
Решим дифференциальное
уравнение A42) для постоянной
вязкости. Определим постоянную
интегрирования из условия
p/x=/ =0, найдем изменение
давления по высоте цилиндрической части матрицы:
Ряс. 126. Форма смазочно-
смазочного слоя в зоне деформации
при вытяжке
— 6 ^ v° *м ^2 ~~ 2 ^ I—
— 1
Учитывая, что р\ х== о=Рн, найдем конечную толщину
смазки на изделии:
Для вязко-пластичной смазки на этом участке бу-
будут справедливы вышеприведенные формулы, только
вместо динамической вязкости используется пластиче-
пластическая вязкость В.
По известным закономерностям течения смазки в зоне
деформации можно найти силы трения для различных,
участков. Так, на плоскости матрицы результирующая
сила трения равна
2я
ТГ\ rdrdq;
230

после подстановки выражения A33), интегрирования и
упрощений получим
Л = 4 ic t^ r2BH г0 <;н
где hs=
В процессе вытяжки сила трения меняется в момент
выхода заготовки из-под прижима Fi=0.
Для участка закругления матрицы сила трения ока-
оказывается равной
3 (l—h?) | 10 — 8Я2
——|— _ .— агсщ
2 _ h2 B — h2) Vh2{2 — h2)
В цилиндрической части матрицы
2h2
Итак, приведенные соотношения позволяют выбрать
параметры процесса глубокой вытяжки таким образом,
чтобы обепечивалось необходимое давление смазки в
зоне деформации, способное разделить поверхности за-
заготовки и матрицы. Минимальная же толщина разде-
разделяющего слоя смазки определяется шероховатостью вы-
вытягиваемого листового материала и матрицы в ее ци-
цилиндрической части.
2. ОСАДКА
Гидродинамический эффект смазки при осадке про-
проявляется в возникновении повышенных давлений смаз-
смазки при сжатии между рабочими поверхностями инстру-
инструмента и заготовки (рис. 127).
Такая схема течения смазки
наблюдается не только при
осадке, но и в 'начальной ста-
стадии прошивки, прессования,
холодного выдавливания и
т. д. О гидродинамическом
эффекте при холодном выдав-
выдавливании говорят эксперимен-
экспериментальные исследования по опре-
определению оптимальной вязкое- „ррТЛкеСжатйе "" смазкй
231

ти смазок. При горячем деформировании существует оп*
тимальная вязкость стеклосмазок и применение смазок
с большей вязкостью приводит -к увеличению удельной
энергии деформирования.
Обширным исследованиям механизма жидкостного
трения при осадке посвящены работы В. И. Казаченка с
сотрудниками, в основу которых положено решедие
Рейнольдса относительно распределения давления в
сдавливаемом слое (см. рис. 127):
P-^(R2-r*). A43)
В. И. Казаченок и В. С. Раков выделяют две стадии.
На первой стадии слой смазки сдавливается и образу-
образуется замкнутый объем вследствие упругой деформации
'инструмента и заготовки. Вторая стадия — непосредст-
непосредственно деформация заготовки при наличии замкнутого
объема смазки. Возможность образования замкнутого
объема смазки при осадке отмечается различными иссле-
исследователями; если толщина замкнутого смазочного слоя
соизмерима с высотой микронеровностей заготовки, до-
достигается режим жидкостного трения.
Толщина слоя смазки (см. рчс. 127) определяется зави-
зависимостью
h = Ао + afj + w2,
где ho — толщина слоя по краю заготовки;
W\ — деформация контактной поверхности заго-
заготовки;
w2 — перемещение точек контактной поверхности
инструмента.
При изучении течения с учетом деформаций кон-
контактных поверхностей заготовки и инструмента получена
формула распределения давления в сдавливаемом слое
смазки:
V
где К — коэффициент, учитывающий деформацию «кон-
«контактных поверхностей.
Положив /t0=0, определяем распределение давления
в момент замыкания объема смазки. Давление в слое
смазки в момент замыкания зависит от вязкости приме-
232

няемой смазки, размеров заготовки, механических
свойств материалов заготовки и инструмента. Меняя
вязкость смазки при прочих постоянных условиях, можно
регулировать захваченный объем смазки (VCm)-
Известно, что при осадке без смазки торцовые по-
поверхности заготовок получаются выпуклыми из-за уп-
упругих деформаций инструмента. Можно подобрать такую
вязкость смазки, которая обеспечит получение плоского
торца заготовки, что очень важно при плоскостной ка-
калибровке.
На основании анализа течения смазки с учетом за-
замыкания смазки в объеме между заготовкой и инстру-
инструментом предлагается формула для определения опти-
оптимальной вязкости смазки, обеспечивающей плоский то-
торец заготовки после осадки:
.0,2-g.
при выводе этой формулы учтено изменение вязкости
смазки в зависимости от давления по закону A6).
Осуществление жидкостного режима трения при ка-
калибровке позволяет значительно снизить удельные дав-
давления и тем самым способствовать получению изделий
высокой точности. При снижении усилия возрастает
точность калибровки из-за уменьшения упругой дефор-
деформации системы штамп-пресс.
Исследования В. И. Казаченка по жидкостному
трению при осадке посвящены плоскостной калибровке,
поэтому основное внимание им уделяется подбору смаз-
смазки с оптимальными вязкостными характеристиками,
меньше говорится о влиянии скорости инструмента при
осадке и особенностей течения металла заготовки в про-
процессе деформирования. При холодной плоскостной ка-
калибровке развиваются высокие удельные давления, спо-
способные вызвать значительные упругие деформации ин-
инструмента, скорости горизонтальных -перемещений ме-
металла заготовки невелики из-за небольших деформаций
и низкой скорости инструмента.
В условиях высоких скоростей деформирования,
больших деформаций заготовки, сравнительно низких
удельных давлений при горячем осаживании основные
уравнения течения могут отличаться от приведенных
выше. Известно, что скорость деформирования является
233

одним из основных факторов, влияющих на характер
течения при осадке. Так, при осадке на молоте эффек-
эффективность смазки повышается — даже маловязкие жид-
жидкости могут давать эффективные сдавливаемые смазоч-
смазочные пленки.
При использовании высоковязких стекол при ударе тор-
торцовые поверхности заготовки сминаются и смазка запи-
запирается между заготовкой и инструментом.
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ ЖИДКОЙ СМАЗКИ
Рассмотрим течение смазки постоянной вязкости при
наличии радиальной компоненты скорости движения
металла заготовки при деформировании (рис. 128); ин-
инструмент считаем абсолютно жестким.
Рис. 128. Схема для расчета
течения ньютоновской смазки
при осадке
Уравнения движения Навье—Стокса для данной схе-
схемы примут вид
дг
д* ' dz
d-L = 0,
' dz '
= 0.
Интегрируя дважды по z первое уравнение, после
определения постоянных интегрирования из граничных
условий vr\z=h=®, vr\%=o=Vir/R найдем
27^г(А-г)- A44>
После подстановки этого выражения в уравнение
несжимаемости
интегрирования по толщине слоя с учетом условий
dh
vz\z =о=О, vz |г=л = — J-% ' ПОЛУЧИМ Уравнение
IT [Vl R dx)
±{r
dr \ dr
234

Проинтегрируем это дифференциальное уравнение,
воспользовавшись условиями (dp/dr)\ r=o=O, р| г«н=
=0 для определения (постоянных интегрирования, и
найдем распределение давления в смазочном слое
4 <145)
Как следует из этого выражения, в период сжатия
смазки (ui=0) приходим к соотношению A43).
Касательные напряжения, действующие в любой
точке слоя на поверхности заготовки, равны
dvr
dz
2=0
После дифференцирования выражения A44) по z и
подстановки в данное соотношение получим распреде-
распределение касательных напряжений на поверхности заго-
заготовки:
h? \ dx
Из этого равенства видно, что х=0 при v\ = Cc
в зависимости от соотношения скоростей пере-
перемещения инструмента и металла смазка может про-
производить тормозящее действие на заготовку или спо-
способствовать течению металла.
На слой смазки при сдавливании действует сила
2nR
Р= — f f prdrdy,
0 0
с учетом A45) после интегрирования получим диффе-
дифференциальное уравнение
2h* \ * R dx
Разрешив данное уравнение относительно h, опреде-
определим постоянную интегрирования из условия /i|t=o =
= Л0, получим выражение для изменения толщины сма-
смазочного слоя во времени:
Ц
235

Выражение A46) определяет изменение относитель-
относительной толщины слоя в зависимости от продолжительности
сдавливания слоя смазки при осадке. При осадке на
молотах скорость деформации в Ю2—104 выше, чем
при осадке на прессах, поэтому можно ожидать сохра-
сохранения более- толстой смазочной пленки.
Из соотношения A46), учитывая, что
Km ±zl = am \ « _Z = — А т,
можно получить известное решение для сдавливания
вязкой жидкости между параллельными плитами:
^hl , . A47)
При расчете осадки на прессе можно пользоваться
формулой A47) вследствие малой скорости инструмен-
инструмента и металла заготовки. Расчеты по формуле A46)
говорят о благоприятном воздействии скорости дефор-
деформирования — при увеличении скорости движения инст-
инструмента сохраняется более толстый слой смазки. Ско-
Скорость течения металла зависит от скорости движения
инструмента и размеров заготовки, если деформация
равномерна Vi = vQR/2H (Я —.высота осаживаемой за-
заготовки). Из формул A46) и A47) следует, что при
воздействии инструмента на слой смазки происходит
непрерывное уменьшение толщины слоя во времени
из-за выдавливания смазки. В зависимости от условий
осадки (вязкости смазки, геометрии заготовки, механи-
механических свойств осаживаемого металла, скорости осад-
осадки) меняется конечная толщина смазочного слоя.
Для осуществления гидродинамического режима тре-
трения конечная толщина пленки смазки должна быть
%г и R*—высота микронерозностей заготовки и инст-
инструмента соответственно.
Для исследования закономерностей течения металла
при осадке с различной скоростью использован метод,
основанный на муаровом эффекте. На рис. 129 приведе-
приведена картина муаровых полос, полученная при осадке
236

Свинцовых цилиндрических образцов с нанесенной в
диаметральном сечении сеткой в двух взаимно перпен-
перпендикулярных направлениях1. После нанесения сежи обе
половины образца спаиваются с помощью сплава Вуда и
деформируются. Деформация образцов сопровождается
Рис. 129. Фотографии муаровых полос при осадке:
а — фсадека на прессе; б — осадка на молоте; /—радиальные перемеще-
перемещения; 2 — вертикальные перемещения
деформацией сетки. После деформирования сплав Ву-
Вуда удаляется, наложение растровой сетки на деформи-
деформированную сетку позволяет наблюдать картину муаровых
полос. При этом фиксируется картина муаров как для
радиальных (/), так и для вертикальных B) перемеще-
перемещений металла при деформации. Следует отметить, что
каждая полоса представляет собой геометрическое место
точек, имеющих равные по величине перемещения. Муа-
Муаровые полосы дают возможность наглядно представить
себе величину радиальных и вертикальных перемещений
1 Авторы (Признательны сотрудникам лаборатории оптических
методов исследования напряжений ,и деформаций МИЮиСа за по-
помощь в проведении эксперимента.
237

металла при деформировании. Размеры образцов До де-
деформации jRo=16,4 мм, #о=ЗО мм; относительное обжа-
обжатие при осадке 8=>18%.
Из рис. 129, а, соответствующем случаю осадки на
прессе с применением сравнительно маловязкого машин-
машинного масла ^=0,264 Н-с/м2 B,6 Пз), следует, что дефор-,
мация отличается значительной неравномерностью, бо-
боковая поверхность принимает бочкообразную форму,
вблизи контактных поверхностей имеется зона прилипа-
прилипания. При деформировании фиксировали усилие и про-
продолжительность осадки. По формуле A46) рассчитали
толщину смазочного слоя к моменту окончания -процесса
осадки, геометрические параметры образца приняли ус-
усредненными, получили A=i2,2-10~7 м @,22 мкм). Из-за
низкой скорости продолжительность' осадки на прессе
велика, смазка выдавливается с контактных поверхнос-
поверхностей, -наблюдается граничный режим со значительным
коэффициентом внешнего трения. Для оценки сил трения
использовали доовешшй метод определения коэффици-
коэффициента трения по бочкообразованию. Расчетное значение
коэффициента трения составило f=0,25.
На рис. 129, б представлена картина муаров для
осадки на молоте с использованием той же смазки. Кар-
Картина муаров в данном случае значительно отличается от
картины муаровых полос осадки на прессе. При осадке
на молоте деформация распределена по сечению образ-
образца равномерно, зона прилипания отсутствует, бочкообра-
зование незначительно. Для усредненных значений гео-
геометрических параметров до и после деформации, средней
скорости инструмента по формуле .A46) получили тол-
толщину смазочного слоя в конце осадки /i=2,36-10~5 м
vB3,6 мкм). При расчете среднего давления осадки в
обоих случаях принимали /?ср=1,15 стт, значение предела
текучести для свинца выбирали в соответствии с работой
И. Я. Тарновского и др. По бочкообразованию оценили
величину коэффициента трения f=0,012. Следует от-
отметить, что торцовые поверхности образца после дефор-
деформации сохранились плоскими.
Описанное выше экспериментальное и теоретическое
исследование показало, что при незначительной продол-
продолжительности сдавливания смазочной пленки в случае вы-
высоких скоростей деформирования может быть достигнут
гидродинамический эффект при использовании смазок
невысокой вязкости. Гидродинамический эффект приво-
238

дит к уменьшению усилия осадки, выравниванию дефор-
деформаций по объему заготовки, получению деталей пра-
правильной формы.
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ ВЯЗКО-ПЛАСТИЧНОЙ СМАЗКИ
Рассмотрим течение .вязко-пластичной смазки при
осадке. На рис. 130 показано распределение радиальных
скоростей движения смазки в слое. Жесткое недеформи-
рованное ядро ограничено значениями h\>z>h<i. Из
равновесия элементарного объе-
объема в предположении ог= о<р =р
следует
dp _ dx_
dr dz
(И8)
Полагая давление в слое не
зависящим от 2, после интегриро-
интегрирования уравнения A48) и опреде-
определения постоянной интегрирова-
ния из условия х1г=ьх =—А по-
лучим для зоны 1
U
U-4JR
Рмс. 130. Схема для расче-
расчета течения вязко-пластич-
вязко-пластичной смазки при осадке
Решая данное уравнение совместно с уравнением со-
состояния
dvr
=—A+B
dz '
используя граничное условие vr\z= л=0, найдем распре-
распределение скоростей в зоне / вязкого течения:
Аналогично для зоны 2 с учетом, что t;r|z = o=
найдем
Из равновесия элемента жесткого слоя следует
dr hx — h2'
239

С учетом данного соотношения получим окончательно
для зон 1 и 2
- [zBh1~z) — h{2h1 — h)],
B{h-hi) A49)
, . . zBA, —z).
Для определения неизвестных h\ и h2 используем ра-
равенство скоростей vr\z=h =vr\z=h2 • Подставляя выра-
выражения A49), после упрощений и перехода к безразмер-
безразмерным величинам найдем
где
7" *^i T *^2 l ~~ ? В V1
пх = — ; Н2 = —. г = — ; 03 = —- .
Л А /? ЛА
Второе уравнение запишем из условия неразрывности
j
с учетом выражений A49) после интегрирования и пре-
преобразований 'получим
За0г (А2 — Аа) - 6 аг г \ {h\ — А2) +2 [А! X
A51)
где Go = BvoRJAh2—безразмерный параметр.
Решая систему уравнений A50) и A51), можно опре-
определить параметры жесткого слоя. Так, для оси штампа
(г=0) имеем Ai = l,0, Л2=0. По мере удаления от оси z
толщина жесткого слоя уменьшается.
В процессе деформирования заготовки жесткий слой
меняет свои размеры, в момент окончания деформации
Лр='У1=0; из уравнений A50) я A51) следует Ai = l,0,
А2=0; тогда уравнение градиента давления примет вид
dp^ 2A
dr h
Проинтегрируем данное дифференциальное уравне-
уравнение. Определим постоянную интегрирования из условия
240

р|г=н=0, получим распределение давления в слое смаз-
смазки, соответствующее моменту окончания деформации:
p = *Atr — R). A52)
h
Равнодействующая сил давления при этом равна
2 Л R^
' з"^ ~Т""
Р = J J
о о
Знак «минус» означает, что в слое смазки действуют
сжимающие напряжения.
При известном усилии осадки заготовки определяется
толщина слоя вязко-пластичной смазки в момент, соот-
соответствующий окончанию процесса деформирования. Ха-
Характерным отличием применения вязко-пластичной
смазки является сохранение слоя, толщина которого оп-
определяется не продолжительностью сдавливания, а вели-
величиной усилия осадки и реологическими свойствами
смазки:
A53)
3 Рср
где рср — удельное давление осадки.
Вязко-пластичная смазка для осадки должна быть
вобрана таким образом, чтобы в процессе деформации
сохранялась смазочная пленка толщиной, соизмеримой
с высотой микронеровностей торцовых поверхностей заго-
заготовки и инструмента. Для проверки приведенных соотно-
соотношений выполнено экспериментальное исследование те-
течения металла при осадке на прессе без смазки и с по-
порошкообразной смажой — натриевым мылом. При осад^
ке без смазки бойки протирались и обезжиривались. При
использовании смазки порошок насыпался толстым сло-
слоем между торцовыми поверхностями образцов и инстру-
инструмента. ИсследО)Вание эффективности юмазки проведено с
помощью муарового эффекта.
На рис. 131 представлены фотографии муаровых по-
полос, полученные при осадке на прессе цилиндрических
свинцовых образцов. Начальный диаметр образцов Do=
=32,8 мм, начальная «высота Н0=ЭО мм, относительное
обжатие 8=12%. Осадка без смазки (рис. 131, а) харак-
характеризуется значительной неравномерностью деформации
по сечению образца, образованием заметной бочки на бо-
боковой поверхности; на картине муаров видна зона прили-
241

¦па-ния у контактной поверхности. Коэффициент трения по
бочкообразованию составил f=0,24. Из сопоставления
коэффициента трения в данном случае и при осадке на
прессе со смазкой машинным маслом (рис. 129, а) сле-
следует, что маловязкая смазка при осадке на прессе прак-
практически не изменила условий трения.
Рис. 13/1. Фотографии муаровых полос при осадке на прессе:
а — без смазки; б—смазка — натриевое мыло; / — радиальные пере-
перемещения; 2 — вертикальные перемещения
Из рис. 131, б приведена картина муаров при исполь-
использовании порошкообразной мыльной смазки: видно, что
деформация по сечению равномерна, зона прилипания
отсутствует. По расчету f=0,044.
При осадке образцов фиксировали усилие, и о форму-
формуле A53) выполняли расчет толщины слоя смазки в конце
процесса деформации. Расчетное значение для мыла со-
составило 0,56 мм. Толстая пленка смазки при осадке с
мыльным порошком позволила разделить поверхности
инструмента и осаживаемой заготовки. Следует отметить,
что в данном случае смазка привела к смятию торцовой
поверхности. На рис. 131 заметна вогнутость торцов за-
заготовки после осадки.
242

Сравнительно большой коэффициент гидродинамичес-
гидродинамического трения для мыльного порошка объясняется высоким
предельным напряжением сдвига смазки. В момент
окончания деформации жесткий слой распространяется
на всю толщину смазки, при этом средний коэффициент
трения для мыла равен f=^/pCp=Q,048.
Таким образом, приведенные соотношения позволяют
выбирать вязкб-пластичную смазку из условия сохране-
сохранения смазочного слоя заданной толщины к моменту окон-
окончания процесса осадки. Рассмотренные схемы могут
встречаться и в других технологических процессах обра-
обработки металлов давлением, поэтому описанные здесь за-
закономерности течения смазки отражают особенности по-
поведения смазки и в других схемах. Например, процесс
прессования может включать некоторые схемы течения,
встречающиеся ранее.
3. ПРЕССОВАНИЕ
¦Прессование характеризуется высокими удельными
давлениями, которые могут быть уменьшены либо повы-
повышением температуры процесса, либо применением эф-
эффективной смазки.
При о;бычном прессовании с прямым истечением
(рис. 132) заготовка 1 помещается в цилиндрический
контейнер 2 и выдавливается
пресс-штемпелем 3 через мат-
матрицу 4.
Для прессования прутка
или полосы применяют матри-
матрицы простой формы, для полу-
получения сложных профилей —
матрицы сложной формы.
Прессование в многоочковую
матрицу дает возможность од-
одновременного получения не-
нескольких изделий.
При прессовании труб и полых профилей закреплен-
закрепленная на пуансоне игла проходит через слиток и образует
полость в изделии.
Другими вариантами процесса прессования являются
прессование с обратным истечением, когда металл течет
в направлении, обратном движению пресс-штемпеля, и
прессование с боковым истечением.
t
J
\
f
\
////////
2
V///\A
\ 1
4
Рис. A32. Схема
прессования
процесса
243

В процессах прессования трение играет оольШую роль,
Оно влияет на давление прессования и на местные нап-
напряжения в контейнере, матрице и игле, а также на ха-
характер течения металла, определяет качество и-механи-
и-механические свойства прессуемых изделий.
При большом разнообразии технологических схем
прессования можно выделить различные варианты тече-
течения вязких и вязко-пластичных смазок. Так, для схемы
прямого истечения, приведенной на рис. 132, можно рас-
рассматривать сдавливание смазки между пресс-штемпелем
и торцовой поверхностью заготовки, течение смазки "в
зазоре между заготовкой и внутренней поверхностью
контейнера, сдавливание смазки между передней по-
поверхностью заготовки и опорной .поверхностью матрицы,
течение на участке закругления и в цилиндрической час-
части матрицы. Применение матриц различных конфигура-
конфигураций меняет условия течения смазок и условия трения в-
зоне деформации.
Течение смазки между пресс-штемпелем и заготовкой
может быть рассмотрено так же, как сдавливание слоя
смазки при осадке, когда отсутствует радиальное тече-
течение металла (fi=0). Учитывая значительную продол-
продолжительность процесса, выбор вязкой смазки может быть
выполнен из условия образования замкнутого объема,
смазки .при упругом деформировании поверхностей пресс-
штемпеля и заготовки. При использовании смазки мень-
меньшей вязкости параметры смазочного слоя должны быть
рассчитаны так, чтобы к моменту окончания прессования
сохранялась смазочная пленка толщиной, соизмеримой с
высотой микронеровностей поверхностей.
Применение вязко-пластичной смазки должно обес-
обеспечить разделение поверхностей; выбор смазки выпол-
выполняется по формуле A53) для известного удельного дав-
давления прессования а0 и необходимой толщины разделяю-
разделяющего слоя.
Поведение смазки в зазоре между заготовкой и кон-
контейнером описывается тем'и же уравнениями, что и тече-
течение в напорной трубке-насадке при волочении. Диаметр
заготовки должен быть .выбран таким образом, чтобы
в конце контейнера достигалось давление смазки, доста-
достаточное для пластической деформации металла.
С точки зрения гидродинамических условий трения
при прессовании благоприятно применение конических
матриц (рис. 133). Расчетная схема процесса прямого
244

йрессования с применением вяакой смазки cootseteTEyef
приведенной на рис. 133.
Рассмотрим течение вязкой смазки с переменной от
давления вязкостью при прессовании. В зоне / рис. 133
заготовка не деформируется, перемещаясь со скоростью
пресс-штемпеля к очагу деформации. Между контейне-
контейнером и заготовкой имеется зазор, заполненный смазкой.
У/У/У//
Рис. 133. Прессование в .коническую матрицу
При движении заготовки происходит увеличение давле-
давления вдоль зоны /. В конце этой зоны давление должно
быть таким, чтобы выполнялось условие пластичности на
входе в очаг деформации
Рвх = ^т + 0О>
где 0о — удельное давление прессования.
Давление смазки будет определяться длиной заго-
заготовки в контейнере /к, скоростью v$ и величиной зазора А.-
Скорости при прессовании невелики, поэтому достаточно
высокое давление смазки может быть достигнуто приме-
применением смазок высокой вязкости. Во время прессования
длина /к будет постепенно уменьшаться, что приведет к
падению давления в конце зоны /. Развиваемое давление
должно обеспечивать необходимую толщину слоя смаз-
смазки А© на входе в зону деформации. Величина Ао может
быть найдена так же, как при .волочении, поскольку схе-
схемы гидродинамического расчета волочения (см., напри-
например, рис. 64) и прессования (рис. 133) идентичны. При
р.аечете полагаем, что пресс-штемпель не производит уп-
уплотняющего действия на слой смазки.
245

Ё очаге деформации (зона //) происходит изменение
толщины слоя от ho до h\. Давление смазки в слое меня-
меняется от рвх до Рвых=сгт, заготовка при прессовании ме-
меняет диаметр с d0 до d\, скорость на выходе из зоны де-
деформации V\.
Изменение формы слоя в зоне деформации опреде^
ляется с помощью рис. 78. Толщину слоя смазки на
прессуемом изделии находят по выражению F9).
Гидродинамический расчет течения жидкой смазки
включает и тепловой расчет, поскольку заготовка может
быть предварительно нагрета; в процессе деформации
происходит дополнительный разогрев вследствие дисси-
диссипации энергии пластической деформации. Кроме того,
при течении смазка разогревается и изменяется ее вяз-
вязкость. Из-за невысоких скоростей прессования разогрев
смазки пр'и деформации незначителен, температура смаз-
смазки будет определяться как средняя между температурой
контейнера и заготовки. В зоне деформации разогрев
металла заготовки определяется из рис. 82 по средней
степени деформации, значение которой находится с по-
помощью кривых рис. 80. По известной температуре заго-
заготовки в зонах, /, //, /// можно учесть изменение вязкости
смазки и внести уточнения в гидродинамический расчет.
Выше уже упоминалось о том, что при прессовании
со смазкой по схеме рис. 133
по мере уменьшения нагне-
нагнетающей длины заготовки в
контейнере (зона /) неиз-
неизбежно уменьшение давле-
давления смазки к концу процес-
процесса. Изменение давления
приведет к уменьшению тол-
толщины смазочного слоя в
очаге деформации и на прес-
прессуемом изделии; в конечной
стадии прессования возмо-
возможен переход к граничному
режиму трения. * Конечное
значение /к будет опреде-
определяться величиной пресс-ос-
пресс-остатка.
Кроме схемы прессования, описанной выше, рассмот-
рассмотрим случай прессования с обильной смазкой подобно
процессу гидроэкструзии (рис. 134). При прессовании по
246
Рис. 134. Прессование с обиль-
обильной смазкой

этой схеме нет необходимости применять заготовку вы-
высокой точности, поскольку между заготовкой и контей-
контейнером сохраняется значительный зазор. При движении
пресс-штемпеля в объеме смазки создается необходимое
давление рн, это давление рассчитывается из условия
достижения оставшейся доли давления до рвх на участке
уменьшающегося зазора при входе в зону деформации.
Этот расчет может быть выполнен так же, как для гид-
гидродинамического волочения с помощью уравнения E1),
для необходимой величины h0. Значение h0 выбирается
из условия осуществления 'гидродинамического режима
трения. Давление рн (см. рис. 134) сохраняется практи-
практически постоянным по длине контейнера из-за большого
зазора между заготовкой и контейнером, а также из-за
сравнительно невысокой скорости движения заготовки в
контейнере. На участке входа в зону деформации давле-
давление смазки (возрастает до рВх, ь очаге деформации да)вле-
ние смазки уменьшается до /?Вых, соответствующего дав-
давлению на выходе (рВых=о'т). На участке цилиндрической
части матрицы происходит падение давления до атмо-
атмосферного. При расчете процесса гидродинамического
прессования, представленного на рис. 1Э4, можно найти
необходимое количество смазки для прессования одной
заготовки. Расход смазки будет определяться количест-
количеством смазки, унесенной изделием (#и) из условия гидро-
гидродинамического режима трения, и смазкой, вытекающей в
зазор между пресс-штемпелем и контейнером (qu).
При движении пресс-штемпеля со скоростью уп, дли-
длине уплотняющего участка /п и зазоре hu связь между дав-
давлением и относительным расходом запишется так:
6сф0ип/пA-2?п) 1
_
Решая это уравнение относительно расхода смазки, пос-
после перехода к абсолютному расходу получим
где dn — диаметр пресс-штемпеля;
Ат — продолжительность цикла прессования.
Количество смазки на изделии равно
<7ИТ="^ dih^Vx А т. A55)
247

Полный расход смазки за один рабочий цикл опреде-
определяется'суммой расходов A54) и A55):
Как следует из выражений для qn и qm, необходимое
количество смазки зависит от продолжительности про-,
цесса прессования. Увеличение скорости прессования
приведет к уменьшению потребного количества смазки,
поэтому для прессования с гидродинамическим трением
благоприятно повышение рабочих скоростей прессования.
Следует отметить, что вследствие разнообразных тех-
технологических схем прессования в каждом конкретном
случае возможны свои особенности течения смазок. В
большинстве случаев эти схемы течения могут быть све-
сведены к рассмотренным в данной книге. Знание основных
особенностей чшведения как вязких, так и вязко-плас-
вязко-пластичных смазок позволяет выполнить расчет с условием
достижения гидродинамического режима трения при
прессовании.
ОПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Астахов И. -Г., Белосевйч 'В. К., ,К а в и м <и р о в я ч Е. К.,
Лебедев Л. С.—«Исследование процессов прокатного и трубно-
трубного производства», М., «Металлургия», 1072 |(МИСиС. Сб. № 66),
с. 39—43 с ил.
А тан о в Ю. А. — «Исследования в области высоких давлений».
ВьЬп. 104 A64). М., Иаднво стандартов, 1969, с. 81—86 с ил.
Б a in та Т. М. Машиностроительная гидравлика. М., Машгиз,
1963. 696 с с ил.
(Б е л о с е в и ч В. К., Н е т е с о в К. П. Совершенствование про-
процесса холодной прокатки. М., «Металлургия», 1971, 270 с. с ил.
Б е л о у с о IB А. С, IB л а ;д и ш и р о в Ю. iB. Усовершенствование
сухой смазки и волок, применяемых при волочения стальной про-
проволоки. Информация ин-та «Чер'мешнформация», 1.966, сер. 9, № 1.
24 с. с ил.
Б онер К. Дж. Производство и применение консистентных
смазок. Пер. с англ. под ред. В. В. Синицьша. М., Гостоптехиздат,
1958, 703 с. с ил.
Бородин А. И.— В кн: Интенсификация процессов производ-
производства холсхднодеформированных труб. Свердловск, Средне-Уральское
книжное изд-во, 1969, с. 70—74 с ил.
Бородин А. И., Колмогоров В. Л.— «Сталь», 1972, № 3,
с. 255 с ил.
Бородин А. И., Колмогоров В. Л. — «Бюл. ин-та «Чер-
метинформация», 1972, № 6 F74), с. 38—39 с ил.
(Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам
газов и жидкостей. М., «Наука», 1972, 720 с. с ил.
248

¦Вдовий В. <Ф.— «Металлургическая «и горнорудная оромыа^
ланность», 1966, № 6, с. 22—®5 с ил.
В д о © и н В. Ф., Балакин В. Ф., А н и tc и im о в а И. В. -— «Ме-
«Металлургическая и горнорудная промышленность», 1968, № 3, с. 27—
30 с ил.
(В ей л ер С. Я., Лихтмаи В. И. Действие смазак при обра-
обработке металлов давлением. М, Изд-во АН GCCP, 1960. 232 с. с ил.
(Великовскяй Д. С, Каждак -П. И., Бондаревскии
Г. Д.—В кн.: Гидродинамическая теория смазки. Опоры скольже-
скольжения, смазка и смазочные материалы. Т. III. М., Изд-во АН СССР,
1960, с. 248—255 с ил.
Воларович М. П. —В кн.: Трение и износ в машинах. Т. III.
М., Ивднвю АН СССР, il940, с. 2ftl—286 с ил.
Волосастов Б. С., Агеев М. С, Шадрина Т. Г., Орлов
С. И. — «Сталь», 1968, № 9, с. 855—856 с ил.
Г ох б ер г Я. А. Авт. свид. N° 148779 — «оБюл. изабр.», 1962,
№ 14, с. 15.
|Г о р е н ш т е и н М. М. Трение и технологические смазки при
прокатке. Киев, «Техшка», 19712. 190 с. с ил.
Г руд ев А. П., Зильберг Ю. В., Бондаренко В. А.—
«Изв. вуз. Черная металлургия», 197il, № 1, с. 80—$1 с ил.
Груд ев А. П., Сигалов Ю. Б., Бонд арен к о В. А.,
М а!ксим е HiK'O О. П. — «Изв. вуз. Черная металлургия»-, 1971,
№ 3, с. 107-н1О9 сил.
if р у д е в А. П., Максиме «ко О. П. — «Изв. вуз. Черная ме-
металлургия», 10711. № 7,.с. ,106—109 с ил.
Деряги-н Б. В., Абрикосова И. И.— ДАН СССР, 1956,
вып. 108, № 2, с. 214—1217 с ил.
Джонсон В., К у д о X. Мех ан и«а пр оцесс а в ыд а влив аняя
металла. Пер с англ. М., «(Металлургия», 1965. 174 с. с ил.
Ж яркий Ю. В. —«Сталь», 1967, № 12, с. 1110—1111 с ил.
Золотых Е. В. — Труды (Московкий ин-т мер и измеритель-
измерительных приборов). Вып. 1. М., Машгиз, 1950, с. 37—45 с ил.
Зубцов М. Е. Листовая штамповка. Л., «Машиностроение»,
1967. 504 с. с ил.
|3ыков Ю. С, Николаев В. А., Шиленко В. К. и др.—
«Сталь», 1970, № 7, с. 662 с ил.
Ильюшин А. А. —«Изв. АН СССР. ОТН», 1968, № 2, с. 64—
68 с ил.
Исаченков Е. И. Штамповка резиной и жидкостью. М., «Ма-
«Машиностроение», 1967. 367 с. с ил.
Исаченков Е. И. Новые способы штамповки — вытяжки.
М. — Л., Машгиз, 1955. 52 с. с ил.
Исаченков Е. И. — «Вестник машиностроения», 1951, № 10,
с. 60—68 с ил.
Исаченков Е. И.— .«Вестник машиностроения», 1952, № 5,
с. 45^50 с ил.
Исаченков Е. И., Мишунин В. А. — «Кузнечно-штампо-
вочное производство», 1965, № 9, с. 1—8 с ил.
Казаченок В. И., Раков В. С — «Кузнечно-штамиовочное
производство», ;1964, № 1, с. 3—5 с тл.
Казаченок В. И., Ч а у з о в А. С. — «(Кузнечно-штамповоч-
ное производство», 1965, № 1} с. 25—26 с ил.
249

(Казаченок В. Й., Раков В. С. — «Исследование процессов
обработки металлов давлением». Вып. I. Ижевск, «Удмуртия»,
1966, с 3—ill с ил.
Казаченок В. И., Чаузов А. С. — «Исследование продес-
оов обработки металлов давлением». Вьш. I. Ижевск, «Удмуртия»,
1966, с. 43—64 с ил.
Казаченок В. И., Ч а уз о в А. С. — «Исследование ироцес-^
сов обработки .металлов давлением». Вьш. II. Ижевск, «Удмуртия»4?
1967. с. 58—60 с ил.
(Казаченок В. И., |П ок р а с И. Б. — лКузлечнонштамповочцюе
производство», 1968, № 1, с. 7—ilO с ил.
iK аз а чей о к В. И., Чуракова А. А., Чаузов А. С Ко-
Копылов В. И. — «'Исследование машин и технологии обработки ме-
металлов давлением». Вып. IV. Ижевск, «Удмуртия», 1970, с. 241—
249 с ил.
К а м е р о >н А. Теория смазки в инженерном деле. Пер. с аргл.
М., Машшз. 1962. 296 с. с ил.
(Киселев И. Я. — «Сталь», /1909, № ;10, с. 962 с ил.
Ков туя П. Г. — «Кузнечно-штамловочное производство», 1960,
№ 9, с. 10—.12 с ил.
К о г о с Л. М., Школьников Е. Л.—«Сталь», .1967, № 7,
с. 664-ч665 с ил.
Кокрофт М. Смазка в процессах обработки металлов давле-
давлением. Пер. с англ. М., «Металлургия», 1970, 111 с. с ил.
Колмогоров В. Л., С е л и щ е в К. П. — «(Сталь», 1962, № 9,
с. 830—831 с ил.
Колмогоров В. Л., Селищ ев К. П., К-олм о-гор о в
Г. Л. Устройства для создания режима гидродинамического трения
при волочении. Информация ин-та «Черметинформщия», сер. 9,
вьш. 5, 1967. 12 с. с ил.
Колмогоров В. Л., Орлов С. И., Селищ ев К. П. Во-
Волочение в режиме жидкостного трения. М., «Металлургия», 1967.
155 с. с ил.
КолмогоровВ. Л., С е л и щ е в К. П., Колмогоров Г. Л.
— «Расчет давления жидкой смазки ори волочении с насад-
насадкой». М., «Металлургия», 1968 (УНИИЧМ. Т. 6), с. 110—1118 с ил.
Колмогоров В. Л.. Колмогоров Г. Л. —«Изв. вуз.
Черная металлургия», 1968, № 3, с. 67—72 с ил. /
Колмогоров В. Л., Селищев К. П., Колмогоров
Г. Л. — «Изв. вуз. Черная металлургия», \1968, № 4, с. 95—97 с ил.
Колмогоров" В. Л., Уральский В. И., Колмогоров
Г. Л. — «Цветная металлургия», 1968, № 5, с. 39—42 с ил.
Колмогоров Г. Л. — «Исследования по динамике и проч-
прочности машин». Пермь, изд. ППИ, 1968 (ППИ. Сб. № 46), с. 48—
55 с ил.
Колмогоров В. Л., Уральский В. И., Колмогоров
Г. Л. — «Предельные скорости волочения проволоки в режиме гид-
гидродинамического трения». 1968, № 6 (НИИИнформТЯЖМАШ),
с. 47—E0 с ил.
Колмогоров В. Л., Колмогоров Г. Л. — «Изв. вуз.
Черная металлургия», 1970, № 10, с. 73—76 с ил.
К'О лм о г oipoiB OB. Л. Напряжения, деформации, (разрушение,
М., «Металлургия», 1970. 230 с. с ил.
250

Колмогоров Г. Л., Гнедеяко В. В. —«Изв. вуз. Чер-
Черная металлургия», 1971, № 8, с. 117—120 с ил.
'Колмогоров В. Л., Колмогоров Г. Л. — «Изв. вуз.
Черная металлургия», 1972, № 1, с. 108—«lill с ил.
Колмогоров Г. Л., Славнов Е. В.— «Изв. вуз. Черная
металлургия», 1972, № 10 с. 100—102 с ил.
Колмогоров Г. Л., Крупин В. А., Л итвин о веки й
В. Н. — «Изв. вуз. Черная металлургия», 1974, № 12, с. 36—38 с ил.
Колмогоров Г. Л. — «Изв. вуз. Черная металлургия», 1973,
№ 8. с. 76—79 с ил.
Колмогоров 'Г. Л., iK о легова Е. Д. — «Изв. вуз. Чер-
Черная металлургия», »1973, № 12, с. 76—79.
Колмогоров Г. Л., Некрасова Л. И. — «Обработка ме-
металлов давлением», Свердловск, из. УПИ, 1973, с. 45—49 с ил.
Коноплияа В И. — «ОКузнечно-штамповочиое производство»,
1960, № 9, с. 19—21 с ил.
•К о и о п л и и а В. И. — «Кузнечно-штамповочное производство»,
1961, № 9, с. 8-^9 с ил.
-Консистентные смазки. М., «Химия» 1966, 256 с. с ил. Авт.:
Д. С. В е л и к о в с к и й, В. Н. П о д д у б н ы й, В. В. Вайншток,
Б. Д. Го то в к ии.
КоровчинскийМ. В. Теоретические основы работы под-
подшипников скольжения. М., Машгиз, 1959. 403 с. с ил.
Королев А. В., Подлужная И. В. — «Кузнечно-штамло-
вочеое производство», 1960, № 5, с. 14—17 с ил.
Крагельскяй И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение».
1968. 480 с. с ил.
¦К р а с и л ь н и к о в Л. А. Волочильщик мешаных цехов. М.,
«Металлургия», 1968. 283 с. с ил.
Красильщиков Р. Б. Нагрев при холодном волочении про-
проволоки. М., Металлуршздат, 1962. 88 с. с ил.
(Красильщиков Р. Б. Деформационный нагрев и произво-
производительность волочильного оборудования. М., «Металлургия». 1970.
167 с. с ил.
К урчи к Н. Н., Вайншток В. В., Шехтер Ю. Н. Смазоч-
Смазочные материалы для обработки металлов резанием. М., «Химия»,
1972. 312 с. с ил.
К у т а т е л а а з е С. С, Б о р ш и н с к и й В. М. Справочник по
теплопередаче М., Госэнергоиздат, 1959. 414 с. с ил.
Л и хт мае В. И., Щукин Е. Д., Ре-б и яд ер П. А. Физико-
химическая механика металлов. М, Изд-во АН СССР, 1962. 303 с.
с ил.
Лукина Н. П., Казнадеева Н. С, Си лов В. В.—
«Сталь», 1969, № 4, с. 374 с ил.
Ма к с и м о в А. И., Куница Н. С, Брюха.нов А. И.—«Куз-
нечно-штамповочное производство», 1962, № 2, с. 5—8 с ил.
Максимов Н. В., Н о г а Н. А. — ^Куэнечно-штамповочное
производство», 1965, № 3, с. 13—14 с ил.
251

Малых Е. Т., Соколовский В. И. — «Иэв. <вуз. Машино-
Машиностроение», 1971, № 3, с. 75—78 с ил.
Мелешко В. И., М аз yip В. Л., Тимошенко В. И., Me-
лешко В. В. — «Обработка металлов давлением». М., «Метал-
«Металлургия», 1972 (ДМетИ. Сб. № 58), с. 86-ч103 с ил.
Мелешко В. И., Мазур В. Л., Тимошенко В. И.—
«Сталь», 1973, № 7 с. 633—637 с ил.
Мишунин, В. А., Решетникова Л. М., Фролкин В. Г.
и др.—«Кузнечно-штамповочное производство», 1971, № 9 с. 4—
7 с ил.
Морюзов С. А. Волочение проволоки с толстой смазочной
пленкой. Информация ЦИИН ЧМ, 1961, сер. 6, вые. 3. 4 с. с ил.
Мосеев В. Ф.— «Прокатные станы». Кн. 83. М., Машгиз, 1956
(ЦНИИТМаш. Сб. № 8), с. 27-37 с ил.
М осе ев В. Ф., Ко росте ли н А. А. Авт. свид. № 152229.—
«Бюл. изо)бр.», 1962, № 24, с 15.
Мосеев В. Ф., Коростелин А. А. — «Сталь» 1962, № 3,
с. 280—281 с ил.
Мягков В. Д. Допуски и посадки. Справочник. М.—Л., «Ма-
«Машиностроение», 1966. 771 с. с ил.
Н е |д о в и з и й И. Н., Ц е й т л и н Н. А. Авт. свид. № 140405. —
сБюл. изобр.», 1961, № 16, с. 15.
Недовозий И. Н.—(В кн.: Труды конференции по метизно-
метизному производству. Челябинск. Изд. ЦБТИ Челябинского совнархоза,
1961, с. 32—36 с ил.
Недовизий И. Н., Альтер В. Ф.. Гут ни к В. Н. и др.—
«Сталь», 1963, № 12, с. 1128—-ИЗО с ил.
Недовизий И. Н., П е т р у х и н С. И. — «Сталь», 1969, № 6,
с. 570—572 с ил. .
Недовизий И. Н., Петр у хин С. И., Петров А. П.—
«Метизное производство». М., «Металлургия», 1972 (НИИМЕТИЗ.
Сб. №. 1), с. 33—39 с ил.
Недовизий И. Н., Петр у хин С. И., Петров А. П.—
«Метизное производство». М., «Металлургия», 1972 (НИИМЕТИЗ.
Сб. № 1), с. 26-33 с ил.
Нова к, Винер — «Проблемы трения и смазки», 1968, № 3,
с. 68—вО с ил.
Орлов С. И., Колмогоров В. Д., Ермаков Ю. Н. и
др. Авт. свид. № 165416. — «Бюл. изобр. и товар-н. зн.», 1964, № 19,
с. 7 с ил.
Орлов С. И., Болыциков А. Г., Зав аров С. И., Во-
Воробьев (Г. И. Опыт волочения стальной проволоки со смазкой под
давлением. Технический листок № 296. Свердловск. Изд. Средне-
Уральского ЦБТИ, 1967. 8 с. с ил.
Орлов С. И., Колмогоров В. Л., Довгопол В. И.—
«Сталь», 1969, № 4, с. 371—372 с ил.
Орлов С. И. Опыт волочения с высокими скоростями и об-
обжатиями. Информационный листок № 251—71. Свердловск. Изд:
Свердловского ЦНТИ, 1971. 4 с. с ил.
Орлов С. И.-г*«Металлургическая и горнорудная прсимыщт
ленность», 1971, № 3, с. 62—63 с ил,
252

Орлов С. И. —-«Металлург», 1972, № 1, с 35—37 с ил.
Орлов С. И. Авт. сеид. № ЗБ4922. — «Открытия, изобретения^
пром. образцы, тов. знаки», 1972. № 31 с. 34.
Павлов И. М., Бе л ос ев ич В. К., Белоусов А. С.—
«Металлургия, металловедение, физико-химические методы исследо-
исследования». М., Изд-.В'О АН ССОР, I960 |(Ик-т металлургии им. А. А. Бай-
кова. G6. № 7), с. 138-ч146 с ил.
Палым о в Е. В.— «Сталь», 1951, № 5. с. 443-450 с ил.
ОПальмов Е. В. — <мРасчет и конструирование заводского
оборудования». М., Машгиз, 1953 (УПИ. Сб. '№ 45), с. 78—96 с ил.
Пер лин И. Л., Шапиро В. Я., Школьников Е* Л.—
«Изв. вуз. Цветная металлургия», 1963, № 5, с. .130—137 с ил.
П е р л и н И. Л., Е р iM а н о к М, 3. Теория волочения. М., «Ме-
«Металлургия», 1971. 44*8 с. с ил.
Петров Н. П., Рейнольде О., 3 о <м м е р ф е л ь д А. и др.—
В кн.: Гидродинамическая теория смазки. М.—Л., ГТТИ, 1934.
574 с. с ил.
Пол у хин В. П., Тор шин В. Т., Косаримов Е. Н.—
«Изв. вуз. Черная металлургия», 1973, № 7, с. 71—74 с ил.
Пол у хин П. И., Кудрин А. Б., Воронцов В. К., Пет-
Петров В. А. — «Изв. вуз. Черная металлургия», 1967, № 1, с. 74—77
с ил.
Полу хин П. И., Воронцов В. К. — «Изв. вуз. Черная ме-
металлургия», 1971, № 1, с. 71—74 с ил.
Прозоров Л. В. Прессование стали. М., Машгиз, 1956.
264 с. с ил.
П ip о з о р о в Л. В., К о с т а в а А. А., Р е в т о в В. Д. Прессо-
Прессование металлов жидкостью высокого давления. М., «Машинострое-
«Машиностроение», 1972. 152 с. с ил.
Расчеты на прочность в машиностроении. Под ред. С. Д. Поно-
Пономарева. Т. П. М., Машгиз, 1958. 974 с. с ил.
Реология. Теория и приложение. Под ред. Р. Эйриха. М., ИЛ,
1962. 824 с. с ил.
С а н а к о ев Г. К., Матьяш В. А. — «Кузнечно-штам<пЬвачное
производство», 1971, № 8, с. 13—15 с ил.
Санакоев Г. К.. Матьяш В. А., Проку дин А. П.—
«Кузнечно-штамовочное производство», 1971, № 9, с. 11—12 с ил.
Физико-химические закономерности действия смазок при обра-
обработке металлов давлением. М., Изд-во АН СССР, 1973. 176 с. с ил.
Технология металлов. Обработка металлов давлением. М., Изд-
во МЭИ, 1962 (МЭИ и Институт металлургии им. А. А. Байкова.
Сб. № III/I),c. L25—.138 с ил.
Синицы.н В. В. Подбор и применение пластичных смазок.
М., «Химия», 1969. 376 с. с ил.
Славно в Е. В., Пост н ы х А. М. — «Гидравлические и проч-
прочностные характеристики машин и конструкций». Пермь, изд. ПЛИ,
1972 (ППИ. Сб. № 112), с. 112—116 с ил.
Славно в Е. В. — «Изв. вуз. Черная металлургия», 1973, № 4.
с. 85-^88 с ил.
Слезкин Н. И. Динамика вязкой несжимаемой жидкости. М,
Гостехиздат, 1955, 520 с. с ил.
253

С о г р и ш .и « Ю. П., Гришин Л. Г., Матьяж В. А. и др.—
«Кузнечно-штамповочное производство». 1972, № 5, с. 5—7 с ил.
Старченко Д. И.,.Кузьмин В. И., Обе.р нихяи G. А.,
Каплаяов В. И. — «Сталь», 1966, № 2, с. 151—155 с ил.
Старченко Д. И., К аил а но в В. И., Шок ар ев В. И.
и др. — «Изв. вуз. Черная металлургия», 1972, № 12, с. 111—'114 с
ил.
Сю —«Проблемы трения и смазки», 1970, № 2, с. 54—69 с иле
Т ар.н авский А. Л. Эффективность волочения с противона-
тяжением. М., Металлургиздат, 1959. 152 с. с ил.
Теория обработки металлов давлением. М, Металлургиздат,
1963. 672 с. с ил. Авт.: Тарковский И. Я., Поздеев А. А.,
Г а н а г о О. А. и др.
Терских С. А., Гранкия В. Н., Соколов Н. В., Орлов
С. И. —«Сталь», 1969, № 4. с. 373—374 с ил.
Токарь И. Я. Проектирование и расчет опор трения. М.,
«Машиностроение», 1971. 168 с. с ил.
Третьяков А. В., Трофимов (Г. К., Зюзия Б. И. Меха-
иические свойства металлов .и сплавов при обработке металлов дав-
давлением. М., «Металлургия», 1964. 223 с. с ил.
У и л кии сои У. Л. Неньютоиовские жидкости. Гидромехани-
Гидромеханика, перемешивание и теплообмен. Пер. с англ. М., «Мир», 1964. 216 с.
с ил.
У и л сон, В ал овит—«Проблемы трения и смазки», 1971,
№ 1, с. 71—76 с ил.
Уистрейч Д.ж. Г.—iB кн.: Тр. международной конференции
тю смазке и износу машин. Пер. с англ. М., Машпиз, 1962, с. 446—
454 с ил.
Уоллес, Ски — «Проблемы трения и смазки», 1971, № 3,
с. 1—8 с ил.
Фетисов В. Л., Б ер ее тин Н. К., Же бра ков Д. Н.—
«Бюл. ЦНИИИТЭИЧМ», 1969, № 13, с. 43.
Ф реек о, Клаус, Тьюксбер.—«Проблемы трения и смаз-
смазки», 1969, № 3, с. 91—99 с ил.
Фукс И. Г. Пластичные смазки. М., «Химия», 1972. 158 с. с ил.
Целиков А. И. Теория расчета усилий в прокатных станах.
М., Металлуршздат, 1962. 494 с. с ил.
Чекмарев А. П., Д од ока В. Г., Тилик В. Т.— «Сталь»,
1968, № 5, с. 436-437 с ил.
Чернавский С. А. Подшипники скольжения. М., Машгиз, 1963.
242 с. с ил.
Чертавских А. К., Б ел ос ев и ч В. К. Трение и техноло-
технологическая смазка при обработке металлов давлением. М., «Металлур-
«Металлургия», 1968. Э62 с. с ил.
Чуйко П. И., Дробич О. П., Притоманов А. Е. и др.—
«Сталь», 1967, № 3, с. 253—255 с ил.
Шайкевич С. А.— «Сталь». 1966, № 8, с. 732—734 с ил.
^ Шапиро В. Я. — В кн.: Физико-химические закономерности
действия смазок при обработке металлов давлением. М., Изд-во
АН СССР, 1963, с. 51—54 с ил.
Шапиро В. Я., Школьников Е. Л. — В кн.: Физико-хи-
Физико-химические закономерности действия смазок при обработке металлов
давлением. М., Изд-во АН СССР, 1963, с. 55—61 с ил.
Шв-а.рц|барт Я- С, — «Сталь», 1969, № 4, о. 367—371 с ил,
254

Шварцбарт Я- С, Орлов С. И. — «Металлург», 1971,
-Шва'юцбарт Я. С, Синельников Ю. И., Луткоз-
ский С. И., Орлов С. И. —«Сталь», 1972, № 11, с. 1049—1051
€*' ИЛ
Шнейдерович Р. М., Левин О. А. Измерение полей пла-
пластических деформаций методом муара. М., «Машиностроение», 1972.
152 с. с ил.
Шорни С. П. Теплопередача. М., «Высшая школа», 1964. 490 с.
с ил.
Эванс, А виц yip — «Проблемы трения и смазки», 1968, № 1,
с. 109—422 с ил.
Ю-хвец И. А. Волочильное производство. Ч. II. М., Метал-
луршздат, 1959. 286 с. с ил. -
Юхвец И. А. Волочильное производство. Ч. I. М., «Метал-
«Металлургия», 1964. 374 с. с ил.
iBedi D. S., Hiller M. J. — «Proceedings lust. Mech. Eng.»,
1967—1968, v. 182, № 7, part I, p. 153.
Bowden F. P., Tabor D. Friction and Lubrication of Solids.
Oxford, 1950, 337 p.
Butler R. D., Pope R. J. —«Sheet Metal Ind.», 1967, v. 44,
№ 485, p. 579—692; 597.
Butler L. H. —J. Inst. Metals», 1964, v. 93, part 4, p. 123—
125.
Christophers on D. G., Naylor H., Wells J. a. o. —
*J. Inst. Petroleum», 1954, v. 40, № 370, ,p. 295—298.
Christopherson D. G., Naylor H. — «The chartered
Mechanical Engineer», Ш55, March, p. 143—U44.
Christopherson D. G., Naylor H. — «Wire Ind.», 1955,
v. 22, ,p. 775—777; 885-^887.
Christopherson D. G., Naylor H. — «Scientific Lurbica-
tion», 1956, March, № 3, p. 23—27.
(Dow R. В., Cartney J. S., Finlc С. Е. — «J. Inst. Petro-
Petroleum», 1941, v. 27, № 213, p. 301—309.
Hersey M. D., Hopkins R. S. —«Mech. Eng.», A945, v. 67,
№ 12, p. 820-^24.
Lueg W., Trep tow К. Н. — *S-tahl und Eisen», il966, Bd 76.
H. I, S. 169(M1698.
Lueg W., T г e p t ow K. H. — «Stahl und Eisen», 1966, Bd 76.
H. 17. S. 1109.
Lueg W., T r e p t о w iK. —«Stahl und Eisen», 1957, Bd 13, H. 11,
S. 859—867.
M.a t s u u г a Y u j i. —• <Rept. Cast Res. Lab.», 1962, № 13, p. 49—
Mil liken M. ,p. — «Wire and Wire Prod.». 1955, v. 30, № 5,
p. 982—983.
Papsdorf W. — «Stahl und Eisen», 1952, Bd 72, H. 8, S. 399.
|R anger A. E., Wistreieh J. G.~ «J. Inst. Petroleum», 1954
v. 40, № 370, p. 308—314.
Ranger A. E. — «J. Iron and Steel Inst.», 1957, v. 185, N2 3
p. 383—388.
Rao U. S. — «Sheet Metal Ind.», 1967, v. 44. № 486, p. 973—978.
Tattersall G. H., Sturgeon G. M. —«Wire Ind.», 1959,
v. 26, p. 1183-4192.
255

t a 11 е г s a 11 G. H. — «J. Mech. Eng. Science», 1961, v. 3, № 4,
p. 00—00.
Tatter sail G. H. — «Wire Ind.», 1962, v. 29, № 346. p. 975,
978—980; 982; 992.
The 1960 Wire Industry Ensyclopaedic Handbook.
.Comrehensive Reference Book Wire-Drawing and Wire Fabrica-
Fabrication Industry. Wakefield Spencer Wire Co., LTD, 1961.
Tourret R. — «Wire and Wire Prod.», 1955, v. 30, № 3, e. 730—
732.
Tourret R._«Wire Ind». 1956, v. 23, № 265, p. 44—66.
Wells I. A. —«Wire and Wire Prod.», 1963, v. 38, № 7, .p. 982—
983; 1022-4023.
Wist re ch J. G. — «Wire Ind.», 1957, v. 24, № 286, p. 954—
955; № 297, p. 1027-41029; 1046.
Wistr ei ch J. G. — «Wire and Wire Prod.», '1959, v. 34, № Ц,
p. 1486—1489, 1560-41551.
ВАДИМ ЛЕОНИДОВИЧ КОЛМОГОРОВ,
СЕРГЕЙ ИВАНОВИЧ ОРЛОВ,
ГЕРМАН ЛЕОНИДОВИЧ КОЛМОГОРОВ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКАЯ ПОДАЧА СМАЗКИ
Редактор издательства С. Л. Зингер
Художественный редактор Д. В. Орлов
Технический редактор Н. В. Сидорова
Корректоры В. Б. Левин, К. В. Шин
Переплет художника И. И. Курникова
Сдано в набор 31/VII — 1974 г. Подписано в печать 27/1 — 1975 г.
Т-01648 Формат бумаги 84X1087з? Бумага типографская № б
Усл. печ. л. 13,44 Уч.-изд. л. 13,82
Тираж 3 000 экз. Заказ 412 Изд. № 2641 Цена 1 р. 52 к.
Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер., д. 14
Подольская типография Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Подольск, ул. Кирова, д. 25