CC BY
29
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
После чего при движении главною рабочего ползуна пуансоном второго перехода штампуют цилиндрическую головку с осью, перпендикулярной оси стержня. Зажим полуматрицами головки в местах сопряжения конусов практически полностью исключает возможность продольного изгиба штампуемого участка заготовки, что обеспечивает получение поковок высокого качества. На третьем переходе осуществляют окончательную штамповку головки в виде чашки. Штампуемая на втором переходе форма голэвки в виде цилиндра более близка к форме окончательно штампованной головки в виде чашки, формируемой на последнем переходе, чем в известном способе, когда чашкообразная головка формируется из головки сферической формы.
Используя программный комплекс MARK/Auto Forge и критерий неравномерности деформации (4), проведены соответствующие расчеты и выполнена оценка эффективности штамповки наконечников рулевых тяг из заготовок с головками сферической и цилиндрической форм.
Список литературы
1. Резников Ю.Н., Калинин Г.Г. Оптимизация заготовительных ручьев для поковок, изготавливаемых объемной штамповкой // Кузнечно-штамповочное производст-во. 1998. № 10. С. 8-10.
2. Возможности предотвращения дефектов и уменьшения неравномерности деформации поковок при объемной штамповке / Ю.Н.Резников, Г.Г.Калинин, В.Ю.Исгомин и др. // Оптимизация процессов обработки давлением: Межвуз. сб. науч. тр. Ростов н/Д: ДГТУ, 1998. С. 80-85.
3. Резников Ю.Н. Расчет оптимальных заготовок и заготовительных ручьев в процессах объемной штамповки // Изв. вузов. Черная металлургия. 1987. № 10. С. 39-43.
4. Рябичева Л.А., Усагюк Д.А. Влияние неравномерности напряженно-деформированного состояния на сгойсосгь штампов // Кузнечно-штамповочное производство. 2008. № 3. С. 30-34.
5. Биба Н.В., Лишний А.И., Сгебунов С.А. Трехмерное моделирование процессов обработки металлов давлением методом конечных элементов // Производство проката. 2003. № 12. С. 20-24.
6. Гун И.Г., Железков О.С., Чуйко Е.Ю. Технология горячей штамповки корпусов шаровых шарниров на дугостаторных прессах // Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства: Материалы 2-й Всерос. конф. Череповец, 2001. С. 25.
7. Шнейберг В.М., Акаро И.Л. Кузнечно-штамповочное производство Волжского автомобильного завода. М.: Машиностроение, 1977. С. 302.
На рис. 3 представлены поля распределения интенсивности деформации при штамповке чашкообразной головки заготовки рулевой тяги из заготовки с цилиндрической головкой. Анализ полученных результатов показал, что при штамповке заготовок рулевых тяг из заготовок с головкой цилиндрической формы критерий неравномерности деформации J5 в 1,3 разаменьше, чем при штамповке из заготовок со сферической головкой. Кроме того, проведенные экспериментальные исследования показали, что усилия штамповки снижаются на 15%.
Таким образом, используя усовершенствованный критерий минимальной неравномерности деформации и результаты математического моделирования с применением метода конечных элементов, выполнен поиск рациональных технологий горячей штамповки заготовок цельных корпусов шаровых шарниров и заготовок наконечников рулевых тяг.
List of literature
1. Reznikov Y.N., Kalinin G.G. Preliminary stream for the forged piece produced by die forging // Press-forging production. 1998. № 10.P. 8-10.
2. Defect prevention and decrease in irregularity of the forged piece deformation in die forging / Reznikov Y.N., Kalinin G.G., Istomin V.Y. and others // Optmization of metal forming processes: Collection of scientific works. Rostov-na-Donu: DSTU, 1998. P. 80-85.
3. Reznikov Y.N. Calculaton of optimal billets and preliminary sreams in the die forging processes // Institute news. Ferrous metallurgy. 1987. № 10. P. 39-43.
4. Ryabicheva L.A., Usatuk D.A. The impact of the deflected mode irregularity on the die firmness // Press-forging production. 2008. № 3. P. 30-34.
5. Biba N.B, Lushny A.I, Stebunov S.A. Three-dimensional simulation of the metal forming processes by the finite element method // Rolled metal production. 2003. № 12. P. 20-24.
6. Gun I.G., Zhelezkov O.S., Chuyko E.Y. Hot forming technology of the ball and socket joint bodies in the electric arc presses // Advanced processes and equipment of the metallurgical production: Materials of the 2nd Russian Conference. Cherepovetsk, 2001. P. 25.
7. Shneyberg V.M., Akaro I.L. Press-forging producton of Volzhsky automobile plant M.: Mechanical engineering, 1977. P. 302.
УДК 621.771.23.001.2 Бельский C.M., Мухин Ю.А.
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОФИЛИРОВАННЫХ РОЛИКОВ для РЕГУЛИРОВАНИЯ ПЛОСКОСТНОСТИ ПРОКАТЫВАЕМЫХ ПОЛОС
Известно [1] что неравномерность эпюры переднего неравномерностью выходных скоростей полосы, при натяжения влечет за собой изменение выходных скоро- снятии натяжения превращаются в остаточные. Другими стей течения металла, при этом напряжения, вызванные словами, если во время прокатки измерять распределе-
48
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2009. № 1.
Использование профилированных роликов для регулирования плоскостности...
Бельский С.М., Мухин Ю.А.
ние напряжении в полосе, например магнитным или тензометрическим роликом, и каким-либо образом встречно изменять эпюру переднею натяжения с тем, чтобы компенсировать неравномерность остаточных напряжений, то можно регулировать плоскостность прокатываемой полосы. Возникает вопрос, каким образом точно регулировать форму эпюры переднего натяжения на выходе очага деформации, ведь неравномерность натяжений, созданная на участке полосы, уменьшается с увеличением расстояния от очага деформации в соответствии с принципом Сен-Венана. В работе [2] представлена аналитическая зависимость отношения установившейся амплитуды самоуравновешенной эпюры натяжений к исходной амплитуде от расстояния между местом возникновения исходной неравномерности до выездного сечения очага деформации. Ранее В.А.Николаев [3] исследовал распределение натяжений по ширине при охвате полосой выпуклою обводного ролика. Результаты теоретического анализа [2] и экспериментальных измерений [3] достаточно жрошо согласуются.
Рассмотрим один из возможных вариантов регулирования плоскостности прокатываемой полосы по описанному принципу.
Принцип регулирования плоскостности прокатываемой полосы 1 (рис. 1) заключается в обеспечении угла контакта полосы с профилированными роликами 3, расположенными за клетью 2, такой величины, чтобы дополнительные напряжения, образующиеся из-за изменения расстояний, пройденных серединой и краями полосы по поверхности профилированных роликов, воздействуя на выездное сечение очага деформации, выравнивали бы вытяжки по ширине полосы; при этом для уменьшения краевой волнистости полоса оборачивается вокруг выпуклого ролика, а для уменьшения коробоватости -вокруг вогнутого ролика. Допустим, что полоса 1 на выхэде клети 2 имеет неравномерную эпюру продольных напряжений с амплитудой Дст , способствующую краевой волнистости (рис. 2, а, кривая 1). Форма эпюры и уровень переднего натяжения <у1 измеряются датчиком, например
стессометрическим роликом 6.
Расчеты показывают [1], что при изменении формы эпюры выходного удельного натяжения эпюра выходных скоростей по ширине полосы изменяется следующим образом:
напряжении, то возникшая неравномерность скоростей выхода полосы компенсирует исхэдную неравномерность напряжений.
В соответствии с этим положением к выходному сечению очага деформации необходимо прилэжить компенсирующую эпюру переднего натяжения Да^ол (см. рис. 2, а, кривая 3). Она вызовет течение металла, компенсирующее Да^ол. После снятия А,Орол в полэсе возникнут остаточные напряжения Дайоя, равные по амплитуде Аз, но противополэжные по знаку (см. рис. 2, а,
кривая 4), которые, в свою очередь, компенсируют Ас . В результате такого регулирования в полэсе исчезнут остаточные напряжения (см. рис. 2, а, кривая 5).
Процесс компенсации неравномерной эпюры продольных напряжений, способствующих коробоватости полосы, аналогичен и изображен на рис. 2, б.
Известно, что по принципу Сен-Венана неравномерность приложенных к полосе напряженийуменьша-ется с увеличением расстояния от места приложения. Следовательно, для того, чтобы к очагу деформации была приложена неравномерная эпюра напряжений с амплитудой Aj , на расстоянии а от него необходимо создать эпюру напряжений с амплитудой, равной Да ол
Да оя =--—, где K = K(a,B) - коэффициент ослаб-
K
ления, зависящий от расстояния до очага деформации a и ширины полосы В (рис. 2, кривые 2).
Коэффициент ослабления вычисляется по сле-
Ф'(У) = ■
«(У)
где а^ (у) - неравномерность эпюры переднего удельного натяжения; ф'(у) - выходная неравномерность скоростей полосы; Е - модуль упругости материала полосы.
Другими словами, если к выходному сечению очага деформации приложить неравномерную эпюру
Рис. 1. Использование профилированных роликов для регулирования плоскостности прокатываемых полос
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2009. № 1.
49
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
дующей формуле [2]:
K (a, B)
х ( Х = 0)| , = 0 X ( Х = 0)
в
2
(1)
Рис. 2. Принцип регулирования плоскостности прокатываемых полос
S - амплитуда неравномерности на расстоянии а от очага деформации,
х[5>, х25 , х35), х^5), х55) - корни следующейсистемы уравнений:
А11 х(5) + А12 х(5) + А13 х (5) 3 +А14 х45) + А15 х55) = 1
А21 х(5) + А22 х (5) + А23 х(5) + Аз 4 х 45) ^ А25 х(5) 5 = 1
А31 X((5) + А32 х 25) + А33 х35) +А34 х4 + А35 х 55) = 1
А41 х1(5) + А42 х25) + А43 х35) + А44 х 4 + А45 х55) = 1
. А51 х(5) ^ А52 х 25) + Aj3 х35) + А54 х f + А55 х55) = 1
, , 64 256 Ь2 64 Ь4 | , ( 64 64 Ь4
где А = |— +——+ — — I; А =1 —+——
Аз =
А =
А =
А21
А22
А23
А24
А25
А32
A33 =
А34 _
A35 =
7
64 b2
49 a 64 b6
7 a4
77 49 a4
49 a1 77 ab
64 x 3
256 b2
77x 13 49x 33 a2
64 b4
64 b_
49 x 3 a4
256 b6 64 x 3 b
+ -
49x 3 a4 49x 33 ab 77x13 ax
64 64 b2
+
11 7 a2
64 x 3 + 256 b_ + 64 x 3 b4
iix 13 77 a2
64 bj_ 64 bb 77 a2 '
256
77 a\ 512 b2
64 x 53 b4
11x 13 13x 33 a2 3 x 77 a4
64 b4 64 x 3 b8
- + ■
А =
77 x 3 a4 77 x 13 a8
64 64 b_
77 77 a4
64 x 3 b2 256 b4 64 x 3 b6
■ +------- +
64 64 b_
7 11 a4
7 a2 64 x 3
77 a4
64 b4
11x13 a6
77x 13 7x 33 a4
53 x 64 b4 512 b6
+ ~~—г + ■
64 b8
7x33 a4 33 x13 a6 11x13 a8
A
A
A,.
64 x 9 256 bb 64 bb|.
Их 13 " 77 a2 + 7 a4 J ’
64 x 3 512 bj_ 64 x 53 b^_\ .
Их 13 11x13 a2 77 a4 J ’
64 x 9 b2 64 b2.
77 x 13 a2 77 a 6J ’
А
64 x 21 256 x 9 bb 64 x 643 bM.
Их 13x 17 + 77x 13 a2 + 77x 13 a4 J’
50
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2009. № 1.
Использование профилированных роликов для регулирования плоскостности...
Бельский С.М., Мухин Ю.А.
A
45
64 х 3 b4 256 bl 64 х 3 ЙЬ
13 x 77 a4 77 x 33 a6 77 x 13 a8
Относительная разность расстояний, пройденных серединой и краями полосы:
A51
A52
A53
A54
64 256 hP_ 64 х 9 ЙЬ.
7 " 77 a2 + 11 x 13 a4 J ’
64 64 x 9 bb^ .
77 + 77 x 13 aA J ’
53 x 64 bb 512 bb 64 x 3 bb^ .
77 a2 iix 13 a4 iix 13 a6 J ’
64 x 3 256 bb 64 x 3 b4^ .
13x 77 + 33x 77 a2 + 77 x 13 a4 J ’
643 x 64 256 x 9 bb 64 x 21 bM.
13x77 a4 13x77 a6 11x13x!7 a8 J’
b
B 2 '
Определим зависимость величины перемещения отклоняющих роликов от величины неравномерности эпюры переднего натяжения. Допустим, полоса 1 выходит из клети 2, имея неравномерность выходных напряжений Ас (см. рис. 2, кривые 1). На расстоянии a от очага деформации установлена пара роликов, имеющих сопряженные профилировки: один выпуклую, дру-
гой вогнутую, равные 5 R — R3. Так как в полосе
действует переднее удельное натяжение аь то полоса плотно охватывает профилированный ролик на участке, соответствующем углу ф. При этом разность расстояний, пройденных серединой и краями полосы по поверхности выпуклого профилированного ролика Д!= AC — AC1 — R29=9AR, где R2 - радиус
ролика на краю полосы, а по поверхности нижнего -A-l= R29- R3ф = фАТ? . При параболической профи-
лировке роликов AR 5
B
, тогда АТ 81 B | ф .
Угол охвата профилированного ролика:
Ф
h
arctg-=
d
h-,M, &{B
d l L
h
d'
AT 5Г BY h.
a l L I da
Тогда неравномерность напряжений, создаваемая профилированным роликом:
Ас = Ее ESI B
рол | l
h_
da
где Е - модуль упругости материала полосы.
Нужно отметить, что плотный охват полосой профилированию ролика на участке, соответствующем углу Ф, обеспечивается при условии Аст <с1. В против-
ном случае участки полосы, где Асрш >с1, не будут
прилегать к поверхности профилированного ролика.
Таким образом, для компенсации неравномерности напряжений Ас , возникающих в полосе на выходе из клети, необходимо переместить отклоняющие ролики на расстояние, равное
h Ас* ( L Y da ~ KE [ B J 5 ,
где Ас - разница между удельными напряжениями в середине и на краю полосы, причем она положительна при форме эпюры, способствующей волнистости полосы, и отрицательна при форме эпюры, способствующей коробоватости; K - коэффициент ослабления; L - длина бочки профилированных роликов; B - ширина полосы; a - расстояние между осями рабочих валков и профилированных роликов, не более половины длины бочки; d - расстояние между осями профилированных роликов и отклоняющих роликов; 8 - выпуклость/вогнутость профилированных роликов на радиусе; Е - модуль упругости материала полосы.
Список литературы
1. Бельский С.М. Плоскостность горячекатаной полосы при ее неравномерном охлаждении на выходе из клети // Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов. СПб., 2007. C. 32-34.
2. Мухин Ю.А., Мазур И.П., Бельский С.М. Затухание амплитуды самоуравновешенной эпюры продольных упругих напряжений в прокатываемой полосе // Исследование, разработка и применение высоких технологий в промышленности. СПб., 2007. C. 244.
3. Николаев В.А., Костенко А.С. Закономерности изменения продольных напряжений в полосе при выпуклом обводном ролике // Изв. вузов. Черная металлургия.
1975. № 3. С. 111-113.
List of literature
1. Belsky S.M. Hot-rolled strip flatness in its irregular cooling at the stand outlet // Modern achievements in the theory and technology of the plastic metal working. SP., 2007. P. 32-34.
2. Mukhin Y.A., Mazur I.P., Belsky S.M. Amplitude subsidence of the self-balances diagram of the longitudinal elastic stress in the rolled strip // Research, development and application of high technologies in the industry. SP., 2007. P. 244.
3. Nikolaev V.A., Kostenko A.S. Variation of longitudinal stress in the strip in the convex running roller // Institute edition. Ferrous metallurgy. 1975. № 3. P. 111-113.
Вестник МГТУ им. Г. И. Носова. 2009. № 1.
51
