CC BY-NC
46
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-2-S-I-160-170 УДК 621.315.2:629.5
Б.А. Антипкина, Б.П. Годин
Филиал «ЦНИИ СЭТ» ФГУП <<КГНЦ», Санкт-Петербург, Россия
МЕТОДИКА РАСЧЕТА УСИЛИЯ ОПРЕССОВКИ ПРИ ОКОНЦЕВАНИИ ТОКО ПРО ВОДЯЩИХ ЖИЛ СУДОВЫХ КАБЕЛЕЙ МЕДНЫМИ И ЛАТУННЫМИ НАКОНЕЧНИКАМИ
Предложена методика расчета усилия опрессовки токопроводящих жид судовых кабелей наконечниками, учитывающая механические свойства материала соединяемых элементов и геометрические параметры соединения. Рассмотрена возможность применения латунного сплава ЛС59-1 в качестве альтернативного материала для изготовления наконечников, закрепляемых опрессовкой, с точки зрения прочности получаемых соединений. По предложенной методике выполнен расчет усилия опрессовки при номинальной и минимальной высоте рабочей полости штампа при опрессовке медной жилы наконечниками, изготовленными из различных материалов: меди Ml, латуни JI63 и латуни ЛС59-1. Для случая с номинальной высотой рабочей полости штампа рассчитаны усилия опрессовки для наконечников из меди Ml и сплавов JI63 и JIC59-1 с номинальной, уменьшенной и увеличенной толщиной стенки хвостовика наконечника, а для случая с минимальной высотой рабочей полости штампа - для наконечников с номинальной толщиной стенки. Расчеты производились для жил судовых кабелей сечением 0,35; 0,50; 0,75; 1,00; 1,50 мм~. Расчетные значения усилия опрессовки для наконечников из латуни JIC59-1 сравнивались со значениями, полученными при расчетах для медных наконечников и латунных наконечников из сплава JI63. Была дана оценка прочностных свойств получаемых соединений, для чего были рассчитаны углы пружинения при изгибе меди и сплавов Л63 и ЛС59-1. В результате исследований можно сделать вывод, что усилие опрессовки у наконечников из латуни ЛС59-1 в среднем на 45 % выше, чем у наконечников из меди, ив среднем на 5 % меньше, чем у латунных из сплава Л63, поскольку в некоторых случаях усилие опрессовки наконечников из латуни Л63 превышает аналогичное значение для наконечников из латуни ЛС59-1. При этом прочность соединений жил судовых кабелей с латунными наконечниками из сплава ЛС59-1 выше, чем с наконечниками из сплава Л63. Поэтому с точки зрения прочности получаемых контактных соединений возможность применения сплава ЛС59-1 для изготовления наконечников подтверждается. Ключевые слова: латунные наконечники, хвостовик наконечника, усилие опрессовки, рабочая полость штампа, прочность контактных соединений, деформация жилы, угол пружинения при изгибе, токопроводящая жила. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2 324-2019-2-S-I-160-170 UDC 621.315.2:629.5
V. Antipkina, V. Godin
TSNII SET branch of Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
CRIMP LOAD CALCULATION PROCEDURE FOR COPPER AND BRASS LUGS OF CONDUCTING WIRES IN MARINE CABLES
This paper suggests calculation procedure for crimping load on copper and brass lugs of conducting wires in marine cables, taking into account mechanical properties of connected elements and geometry of the joint. It discusses the prospects of LS59-1 brass alloy as an alternative material for crimp lugs in terms of connection strength. Calculation procedure suggested in this paper was used to obtain crimping loads at nominal and minimum height of the stamp's working cavity for the lugs made
Дпя цитирования: Антипкина B.A., Годин В.П. Методика расчета усилия опрессовки при оконцевании токопроводящих жил судовых кабелей медными и латунными наконечниками. Труды Крыловского государственного научного центра. 2019; Специальный выпуск 2: 160-170.
For citations: Antipkina V.A., Godin V.P. Crimp load calculation procedure for copper and brass lugs of conducting wires in marine cables. Transactions of the Krylov State Research Center. 2019; Special Edition 2: 160-170 {in Russian).
of different materials: copper Ml, brass L63 and brass LS59-1. At the nominal height of the stamp's working cavity, crimping loads have been obtained for the lugs made of Ml copper and L63 and LS59-1 brass alloys with nominal, reduced and increased thickness of lug end wall. At the minimum height of the stamp's working cavity, the calculations have been performed for the lugs with nominal wall thickness. Wire cross-sections were 0.35; 0.50; 0.75; 1.00 and 1.50 mm2. After that, crimping loads obtained for LS59-1 brass lugs were compared to those obtained for the copper ones and the ones made of L63 brags alloys. For strength assessment of the joints, bend springing angles have been calculated for the copper and for ,L63 and LS59-1 brass alloys. The study has shown that LS59-1 lugs have their average crimping load -45% higher than copper ones and 5% lower than L63 ones, because crimping load of the latter is sometimes higher than for LS59-1 lugs. Yet, LS59-1 lugs offer greater strength of connections than L63 ones. Thus, LS59-1 brass alloy has been confirmed as a fitting material for crimp lugs that ensures secure connection of wires.
Keywords: brass lugs, end wall, crimp load, working cavity of the stamp, connection strength, wire straining, bend springing angle, conducting wire.
Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Введение
Introduction
Контактные соединения в цепях управления составляют более 80 % всех контактных соединений на судах. Для таких соединений характерно применение кабелей с малым сечением жил - 0,35-1,50 мм2. Среди различных методов оконцевания жил такого сечения оптимальным является метод опрессовки (соединение жилы кабеля с наконечником или гильзой за счет их совместной деформации при помощи формообразующего инструмента [1]), поскольку он не требует дорогостоящего оборудования и высокой квалификации персонала. При применении данного метода жила вводится в хвостовик наконечника, который обжимается пресс-клещами вместе с жилой. В результате обжатия между жилой и стенками хвостовика наконечника происходит сближение и создается контактное давление, обеспечивающее надежный электрический контакт.
Описание процесса опрессовки встречается в литературе довольно часто [2—4]. Однако методы расчета и экспериментальных оценок величины возникающего при опрессовке деформирующего усилия в зависимости от материала и геометрических параметров соединяемых элементов в литературе не описаны, поскольку в основном данная литература направлена непосредственно на технологию опрессовки и не содержит научное обоснование данного процесса.
Существуют два основных вида опрессовки для соединения медных жил судовых кабелей с наконечниками - опрессовка с местным вдавливанием и всесторонняя опрессовка. Первый способ состоит в местном вдавливании в надетый на жилу наконечник одного или двух пуансонов, последовательно расположенных вдоль продольной оси наконечника. Второй способ заключается во всестороннем обжатии всей хвостовой части наконечника. Применяют обжатие в форме шести- или четырехгранника либо отдельных колец и площадок. Также
применяется комбинированный способ» представляющий собой сочетание местного вдавливания и всестороннего обжатия.
Факторы, влияющие на качество опрессовки, условно можно разделить на две группы:
■ конструктивно-технологические факторы (размеры рабочих поверхностей контакт-деталей (деталь, соприкасающаяся с другой деталью при образовании электрического контакта); степень деформации при опрессовке; величина зазора между жилой и наконечником или гильзой до опрессовки: расположение проволок жилы в наконечнике; вид опрессовки);
■ эксплуатационные факторы (радиус изгиба при монтаже; напряжения растяжения, создаваемые при монтаже; нагрев контактных соединений от токовых нагрузок и окружающей среды; вибрация; влажность окружающей среды). Надежность полученных опрессовкой контактных соединений зависит как от качества изготовления и соответствия размеров соединяемых контакт-деталей (наконечника и жилы кабеля), так и от технологии выполнения контактных соединений, величины деформации хвостовой части наконечника, конструкции инструмента для опрессовки, а также от условий монтажа и эксплуатации [4].
Однако при оконцевании жил методом опрессовки применяются наконечники из дорогостоящей и дефицитной меди, хотя и допускаются наконечники из латуни Л63. В настоящее время в судостроении очень широкое распространение получил сплав ЛС59-1. Он превосходит сплав Л63 как по механическим и коррозионным свойствам, так и по экономическим показателям. Поэтому представляется целесообразным рассмотреть возможность применения в контактных соединениях в судовых цепях управления наконечников из латуни ЛС59-1 с точки зрения влияния замены материала на прочностные свойства получаемых опрессовкой контактных соединений при оконцевании жил судовых кабелей.
В результате исследований разработана методика расчета усилия опрессовки при оконцевании токопроводящих жил судовых кабелей медными и латунными наконечниками. Данная методика позволяет выполнить расчет усилий опрессовки наконечников из меди и сплавов JI63 и JIC59-1 с номинальной, уменьшенной и увеличенной толщиной стенки хвостовика:
■ при номинальной высоте рабочей полости штампа;
■ при минимальной высоте штампа (для наконечников с номинальной толщиной стенки).
Расчет усилия опрессовки при номинальной высоте рабочей полости штампа
Crimp load calculation for nominal height of the stamp's working cavity
Поскольку процесс опрессовки представляет собой совместную деформацию контакт-деталей при помощи формообразующего инструмента (пресс-клещей или штампа), то его условно можно разделить на три этапа:
1. Сплющивание наконечника.
2. Осадка жилы кабеля с одновременной формовкой поперечного сечения наконечника.
3. Окончательная формовка наконечника в соответствии с конфигурацией полости штампа при одновременной осадке жилы в условиях стесняющего действия со стороны наконечника. Таким образом, процесс опрессовки является
нестационарным. Технологическое усилие возрастает по мере сближения обеих рабочих полостей штампа и достигает своего максимального значения на заключительном этапе процесса опрессовки независимо от материалов контакт-деталей и их геометрических параметров.
наконечника (поз.1) и то ко про водя щей жилы (поз.2) после опрессовки: а) фактический вид; б) упрощенный вид
Fig. 1. Cross-section of lug end (Pos. 1) and conducting wire (Pos. 2) after crimping
Поскольку форма поперечного сечения формообразующей части существующего инструмента представляет собой четырех- или шестигранник, то для упрощения расчетов выбрана четырехгранная форма поперечного сечения штампа. Данную форму можно получить при применении в качестве формообразующего инструмента пресс-клещей «Донец». При этом сечение контактного соединения в месте опрессовки представляет собой трапецию с криволинейным основанием (рис. 1а). Однако, учитывая малую кривизну основания трапеции и малое значение угла наклона боковых стенок полости штампа к вертикали, можно ими пренебречь. Тогда форма поперечного сечения контактного соединения принимается прямоугольной, что существенно упрощает расчет (рис. 16). Для дальнейшего упрощения расчета деформация принимается плоской, поскольку учитывая характер формоизменения сечения при опрессовке, перемещение материала вдоль длины жилы не происходит или ничтожно мало.
Учитывая все приведенные допущения, можно сделать вывод, что величина усилия опрессовки на заключительном этапе складывается из двух составляющих:
Д и'
где - усилие от изгиба материала наконечника под действием стенок рабочей полости пресс-клещей и опрессовываемой жилы; - усилие деформирования жилы.
Процесс опрессовки жилы наконечником по своей сути аналогичен процессу гибки в штампах листовой заготовки, с той разницей, что матрицей в данном случае является полость пресс-клещей, пуансоном - жила. Матрица перемещается относительно пуансона, и внутренний радиус изгиба принимается равным радиусу поперечного сечения жилы. При такой схеме изгиба, особенно при малых радиусах изгиба и относительно малом плече действия поперечной силы, как в случае опрессовки жил малого сечения, изгиб происходит за счет деформации сдвига. Сила изгиба на единицу длины наконечника вдоль жилы кабеля (ребра изгиба) для каждого места изгиба определяется по формуле [5]
г ~\п
где ов - предел прочности материала наконечника; е - основание натуральных логарифмов (е = 2,72); г -внутренний радиус изгиба; п - показатель степени
кривом упрочнения материала; ан - толщина стенки хвостовика наконечника.
При этом общее усилие от изгиба будет выражаться следующим образом:
где т - число мест изгиба (в данном случае т = 4); / - длина изгибаемой части наконечника вдоль ребра изгиба (в данном случае 1 = 4 мм).
Деформация жилы происходит в условиях бокового подпора со стороны стенок хвостовика наконечника. Принимаем величину этого подпора равной напряжению текучести материала жилы с учетом деформационного упрочнения. Величину контактного трения между материалом деформируемой жилы и внутренней поверхностью наконечника принимаем максимальной, равной 0,5. При этом показатель деформации полосы между плоскопараллельными плитами в условиях плоской деформации и при наличии бокового подпора можно рассчитать по выражению
, 2 Г
V
1 + 0,25—
К у
+ ог
где оЛ - напряжение текучести материала жилы с учетом деформационного упрочнения; Ьж - ширина жилы в конечный момент деформации; кж - высота жилы в конечный момент деформации.
Величина кж определяется на основании известных значений номинальной высоты полости штампа и толщины стенки наконечника. С учетом того, что последняя при деформации существенно не изменяется, итоговое выражение для определения высоты жилы в конечный момент деформации выглядит следующим образом:
^ж — ^ном — ?
где /¿ном - номинальная высота контактного соединения.
На основании вычисленной высоты жилы кж можно определить ее ширину из условия постоянства объема деформируемого тела при плоской деформации:
К -^ж/^ж'
где £ж - площадь поперечного сечения жилы.
Осредненное значение степени деформации, необходимое для определения с учетом наклепа, оценивается по формуле
е = ((Ль-йж )//%)• 100%,
где ко - сторона равновеликого по площади поперечного сечения жилы квадрата, =
Рис. 2. Геометрические размеры хвостовика наконечника (поз.1) и то ко про водя щей жилы (поз.2)
Fig. 2. Dimensions of lug end (Pos. 1) and conducting wire (Pos. 2)
Соответствующее значению £ значение gs находится по кривым деформационного упрочнения для меди Ml и сплавов JI63 и JIC59-1, приведенных в работе [8].
Тогда общее усилие деформирования жилы определяется исходя из следующей зависимости:
рл=АЪж,
где / - длина места опрессовки, в данном случае 4 мм.
При этом общее усилие опрессовки вычислим по выражению
F = l(Fmrm + flx).
Исходные данные для расчета
Inputs for calculation
Исходные данные для расчета приведены в табл. 1. При этом наружный диаметр хвостовика наконечника связан с остальными параметрами наконечника соотношением: DH = dH + 2ая (рис. 2).
Поперечное сечение зоны соединения жилы с наконечником после опрессовки характеризуется его высотой к, определяемой размером полости штампа. При проведении данных исследований было принято, что жила кабеля состоит только из одного медного провода (медь марки Ml), а наконечник изготовлен как из меди, так и из латуни марки JI63. Механические свойства данных мате-
риалов контакт-деталей приведены в табл. 2, где представлены значения предела прочности, условного предела текучести и показатели упрочнения [5], а также модуль нормальной упругости [6].
В качестве штампа были использованы пресс-клещи «Донец», которые производятся по ТУ5.986-5157-80, поэтому расчеты выполнялись для жил пяти типоразмеров сечением = 0,35; 0,5; 0,75; 1,0; 1,5 мм2.
Результаты расчета усилия опрессовки жил судовых кабелей наконечниками из различных материалов при номинальной высоте рабочей полости штампа
Crimp load calculation results for different materials of cable lugs with nominal height of the stamp's working cavity
Результаты расчетов усилий опрессовки медных жил судовых кабелей наконечниками из меди и латуни при номинальной толщине стенки хвосто-
вика наконечника для данного типоразмера соединения. а также при толщинах стенки, отличающихся от номинальной на 0,1 мм как в большую, так и в меньшую сторону, представлены в табл. 3.
Полученные результаты свидетельствуют о том, что при прочих равных условиях замена материала медного наконечника на латунь ЛС59-1 приводит к увеличению усилия опрессовки в среднем на 45 % относительно медных наконечников и к уменьшению данного параметра в среднем на 3 % относительно наконечника из сплава Л63. При этом действующая нормативно-техническая документация устанавливает латунь Л63 как допустимый к применению материал при изготовлении наконечников для оконцевания жил судовых кабелей. Вследствие данного факта представляется целесообразным рассмотреть возможность применения также латуни ЛС59-1 наряду с допустимой латунью Л63. Па основании результатов расчета можно сделать вывод, что латунь ЛС59-1 целесообразно применять для изготовления наконечников с увеличенной толщиной стенки, поскольку усилие опрессовки в данном случае ниже, чем у латуни Л63, хоть и выше, чем у меди (рис. 3).
Таблица 1. Геометрические параметры жилы кабеля и хвостовика наконечника до опрессовки и поперечного сечения контактного соединения после опрессовки
Table 1. Geometric parameters of wire and lug before crimping and cross-section of contact joint after crimping
Площадь поперечного сечения жилы, Л'ж. мм" Диаметр жилы, dx, мм Внутренний диаметр хвостовика наконечника, dH, мм Толщина стенки хвостовика наконечника, ян, мм Наружный диаметр хвостовика наконечника, £>„, мм Радиус основания трапеции, R, мм Высота контактного соединения, /г, мм
Ном., мм Пред. откл., мм
0,35 0,62 1,3 0,6 2,5 3,5 1,65 +0,01 -0,15
0,50 0,80
0,75 0,97 1,8 0,7 3,2 4,0 2,10 +0,01 -0,25
1,00 1,13
1,50 1,38 2,0 0,9 3,8 5,0 2,50 +0,01 -0,50
Таблица 2. Механические свойства материалов контакт-деталей Table 2, Mechanical properties of contact part materials
Марка материала Предел прочности, ав, МПа Максимальный предея текучести, Щ макс, МПа Показатель упрочнения, и Модуль нормальной упругости, Е. Ml la
Медь Ml 230 400 0,470 129 000
Латунь Л63 360 670 0,406 117 000
Латунь ЛС59-1 380 470 0,277 105 000
Таблица 3. Результаты расчетов усилий опрессовки жил судовых кабелей медными и латунными наконечниками с номинальной, уменьшенной и увеличенной толщинами стенки хвостовика наконечника при номинальной высоте рабочей полости штампа
Table 3. Calculated crimping loads for marine cables with copper and brass lugs at nominal, reduced and increased end walls and nominal height of the stamp's working cavity
Площадь поперечного сечения жилы, S*, мм2 Толщина стенки хвостовика наконечника, ан, мм Усилие опрессовки наконечников, F, кН [(5)-(3)]/(3), % [(5)-(4)]/(4), %
Медь Ml Латунь Л63 Латунь ЛС59-1
0,35 0,5 2,13 3,29 3,48 63,4 +5,8
0,6 4,23 6,03 6,24 47,5 3,5
0,7 10,12 15,93 13,42 32,6 -15,7
0,5 0,5 2,88 4,35 4,51 56,6 +3,7
0,6 5,88 7,68 8,37 42,3 8,9
0,7 15,95 26,37 20,36 27,6 -22,8
0,75 0,6 3,42 5,26 5,72 67 +8,7
0,7 4,95 7,17 8,04 62,4 +12,1
0,8 8,62 13,35 11,80 36,9 -11,6
1,0 0,6 3,90 5,71 6,16 57,9 +7,9
0,7 6,90 9,55 9,82 42,3 +2,8
0,8 12,01 18,84 16,03 33,5 -14,9
1,5 0,8 7,50 11,24 11,02 46,9 -2,0
0,9 11,56 17,40 15,98 38,2 -8,2
1,0 20,51 33,30 26,42 28,8 -20,1
Примечание: жирным прямым шрифтом выделены расчеты для номинальной толщины стенки хвостовика наконечника
Рис. 3. Зависимость усилия опрессовки от толщины стенки хвостовика и материала наконечника при номинальной высоте рабочей полости штампа: 1 - медь Ml; 2 - латунь /163; 3 - латунь ЛС59-1
Fig. 3. Crimping load vs end wall thickness and material of the lug at nominal height of the stamp's working cavity
Отметим, что наибольшее увеличение усилия опрессовки при применении латунных наконечников приходится на наконечники с уменьшенной толщиной стенки хвостовика. Это обусловлено меньшей долей деформации жилы при таком условии и большей долей усилия от деформации наконечника в общем усилии деформации контактного соединения.
Расчет усилия опрессовки при минимальной высоте рабочей полости штампа
Crimp load calculation for minimum height of the stamp's working cavity
Опрессовка при минимальной высоте рабочей полости штампа осуществляется в том случае, если размеры рабочих элементов штампа выполнены с минусовым допуском:
h =h -А
"мин "ном
По сравнению с опрессовкой при номинальной высоте полости штампа при опрессовке с минимальной высотой полости возрастает величина деформации соединяемых контакт-деталей и, естественно, величина усилия опрессовки. Как показали расчеты, выполненные по предложенной выше методике, величина среднего давления в зоне опрессовки на заключительной стадии процесса оконцевания жил кабеля достигает значений, превышающих (5-6)ом, где а„, - напряжение текучести материала жилы, в данном случае меди. При таких значениях давления в очаге деформации при совместном пластическом деформировании соединяемых контакт-деталей, как показали исследования [11], проведенные при соединении медных контакт-деталей, возможно образование холодносварного соединения. При этом расчетная модель процесса становится не адекватной реальному процессу. Следовательно, при расчете усилия опрессовки при минимальной высоте рабочей полости штампа в соединении медной жилы с медным наконечником можно считать, что на заключительной стадии процесса происходит сваривание и деформируется монометаллическая полоса, площадь поперечного сечения которой равна сумме поперечных сечений жилы и наконечника. При опрессовке медной жилы наконечником из латуни на заключительном этапе процесса деформируется уже образовавшееся биметаллическое холодносварное соединение, состоящее из центральной зоны - медной жилы и периферийного слоя - латуни. В этом случае для нахождения среднего усилия деформирования/, рассматриваем сжатие
полосы общей высотой /?, состоящей из верхнего и нижнего слоев латуни толщиной /?л/2 каждый и срединного слоя из меди толщиной //...
При определении среднего усилия деформирования принимаем за основу методику расчета среднего давления сжатия биметаллического слоя плоскопараллельными плитами, предложенную в работе [10]. Особенности деформирования в данном случае учтем посредством выбора соответствующих граничных условий.
При опрессовке напряжение д на боковой поверхности деформируемого слоя не равно нулю. Сжатие происходит в условиях бокового подпора, создаваемого слоем латуни, прилегающим к боковой стенке штампа. С учетом данного факта принимается допущение, что на поверхности контакта касательные напряжения х достигают максимальных значений:
т„ =
где ает - предел текучести латуни.
Уравнение равновесия сил, действующих на элемент очага деформации длиной с!х:
2-?м" К{Чи + d4m)~
-Y'l •</</:) (I.
Проведя преобразования, получим
(1)
(2)
Условие пластичности для слоев меди и латуни соответственно:
f-Чш =2х„; ./' ч =2v
(3)
Из условия пластичности следует, что с1дм=с1дл=с}/. Тогда выражение (2) примет вид
= (4)
Интегрируя последнее уравнение, получим
/ = -
2т „
К.+К
-х-Р\
(5)
Постоянная интегрирования Р' определяется исходя из граничных условий с учетом того, что при х=Ы2 величина / /¿. Величину бокового подпора д при граничных условиях принимаем равной
напряжению текучести материала жилы (меди):
С учетом этих условий можно записать
Упк = К<1м+КУп = (6)
Умножая в выражениях (3) первое равенство на /?м, а второе - на /гл, и затем складывая их почленно при
/=/о и принимая во внимание условие (6), получим
/о =[2(^тм+/2лтл) + а,м/2]/(/гм+/2л). (7)
Подставляя выражение (7) в уравнение (5), находим
р, = АК| 2т„ ъ
/ =
К+К К+К 2
Окончательно для/получаем 2тп
Ъ | 2(/гмтм+/глтл) + а,м/г
2 ; к+к
К+К — - "м ' "л
Среднее давление сжатия биметаллического слоя:
1 72 /cp=T-2j
2т „
К+К
, 2(/гмтм+/глтл) + о,м^ ^ + h,
| 2(/гмтм+/глтл) + о,м/г
dx =
2 ^м+йл
Поскольку hM+K=h;xM= <sJS; тл = стет/л/з, выражение для /ср принимает вид
/с
ср
2 /,73
+-
(8)
Если деформируются контакт-детали из одинакового материала, то, при том, что о5М=о5Л=о5, формула (8) приобретает вид
2 (л 1 ъЛ
fen \ 1+--+(V
ср л/3 Ч 4//J 5
(9)
1 - медь Ml - 2 - латунь JI63 3 - латунь JIC59-1
Тогда можно определить общее деформирующее усилие ,РМИН при минимальной высоте рабочей части штампа:
^мин = ЛЛ = /срЪС1, (10)
где - площадь соединения в зоне опрессовки; Ьс - ширина соединения в зоне опрессовки;
Рис. 4. Зависимость усилия опрессовки Р от площади поперечного сечения жилы кабеля и материала наконечника при минимальной высоте /7МИН рабочей полости штампа
Fig. 4. Crimping load Р versus wire cross-section Fw and lug material at minimum height hmin of the stamp's working cavity
/ - длина зоны опрессовки (в данном случае 1 = 4 мм).
По формулам (9) и (10) рассчитываются усилия опрессовки при h = /?мин медных жил медными наконечниками, а по формулам (8) и (10) - усилия опрессовки медных жил латунными наконечниками.
Результаты расчета усилия опрессовки жил судовых кабелей наконечниками из различных материалов при минимальной высоте рабочей полости штампа
Crimp load calculation results for different materials of cable lugs with minimum height of the stamp's working cavity
Исходные данные для расчета принимались теми же, что и для расчета усилия опрессовки при номинальной высоте рабочей полости штампа. По рассмотренной выше методике были выполнены расчеты усилий опрессовки медных жил судовых кабелей наконечниками из меди и латуни при минимальной высоте рабочей полости пресс-клещей и номинальной толщине стенки хвостовика наконечника. Результаты расчетов представлены в табл. 4.
Данные табл. 4 свидетельствуют о том, что при минимальной высоте штампа замена материала наконечника на латунь JIC59-1 приводит к увеличению усилия опрессовки относительно меди Ml
Таблица 4. Результаты расчета усилия опрессовки наконечников из различных материалов при минимальной высоте рабочей полости штампа
Table 4. Calculated crimping loads for lugs made of different materials at minimum height of the stamp's working cavity
Площадь поперечного сечения жилы, Sx, мм2 Минимальная высота контактного соединения, /гшш, мм Толщина стенки хвостовика наконечника, ян, мм Усилие опрессовки наконечников, F, кН [(6)-(4)] /(4), % [(6Н5)]/(5), %
Медь Ml Латунь Л63 Латунь ЛС59-1
0,35 1,50 0,6 7,86 8,20 8,90 13,2 8,5
0,50 8,36 8,70 9,14 9,3 5,1
0,75 1,85 0,7 10,42 10,78 12,02 15,3 11,5
1,00 11,67 12,36 14,10 20,8 14,1
1,50 2,00 0,9 17,58 19,67 20,63 17,3 4,9
в среднем на 15 %, а относительно латуни JI63 -в среднем на 8 % (рис. 4).
При сравнении усилий опрессовки при номинальной (табл. 3) и минимальной (табл. 4) высоте рабочей полости штампа и номинальной толщине стенки хвостовика наконечника можно сделать вывод, что усилие опрессовки при применении медных наконечников возрастает в среднем на 65 %, при применении лату нных из сплава Л63 - на 30 %, а из сплава ЛС59-1 - на 35 %.
Оценка прочностных свойств полученных опрессованных контактных соединений при оконцевании жил судовых кабелей наконечниками из меди и сплавов Л63 и ЛС59-1
Strength assessment of crinnped contacts for ship cables with lugs made of copper and LS63 and LS59-1 brass alloys
Получаемое при опрессовке контактное соединение является комбинацией соединения с натягом и механическим замком. При замене материала наконечника можно ожидать изменения прочностных характеристик соединения из-за различной величины угла пружинения при изгибе различных материалов.
При изгибе моментом величина угла пружинения может быть оценена по формуле [11]
Да = 3—
Е
А
а
СИ)
где а - угол подгибки; ан - толщина изгибаемой заготовки, в данном случае - номинальная толщина стенки хвостовика наконечника яном-
Величина Да увеличивается с возрастанием и относительного радиуса изгиба г/он. Рассчитан-
ные по формуле (11) значения угла пружинения приведены в табл. 5 (для случая опрессовки жил).
При расчетах внутренний радиус г принимали равным радиусу поперечного сечения жилы (г = = с/ж/2), а напряжение текучести ол - максимальным (оЛ = ал макс) для данного материала с учетом упрочнения (табл. 2).
Результаты расчетов, приведенные в табл. 5, свидетельствуют о том. что значения угла пружинения у латуни несколько больше, чем у меди, - это объясняется большим значением напряжения текучести и меньшим модулем упругости латуни, чем у меди (рис. 5). Однако при гибке в штампах, особенно при малом отношении радиуса изгиба к толщине хвостовика наконечника, как в рассматриваемом случае, значения угла пружинения меньше, чем определенные по формуле (10) для случая изгиба моментом. Кроме того, отметим, что величина угла пружинения у латуни ЛС59-1 меньше, нежели у латуни Л63, что также позволяет применять данную латунь при изготовлении наконечников для оконцевания жил судовых кабелей.
По данным работы [12], в процессе гибки в штампах при отношении радиуса изгиба к толщине стенки хвостовика наконечника г/ан =1 для меди М1 угол пружинения равен 0,9°, для латуни Л63 - 1,5°, а для латуни ЛС59-1 - 2,2°. В случае опрессовки значения угла пружинения могут быть еще меньше рассчитанных. что обусловлено как малым значением г/ан < 1, так и тем, что изгиб реализуется в условиях действия значительных по величине сжимающих напряжений на поверхности контакта инструмента и деформируемого металла в зоне опрессовки (в условиях подчеканки). Известно [11], что с увеличением усилия подчеканки угол пружинения уменьшается, причем в определенных условиях он может стать даже отрицательным.
Таблица 5. Результаты расчета угла пружинения различных материалов при изгибе
Table 5. Calculated bend springing angles of different materials
Площадь поперечного сечения жилы, Я*, мм2 Внутренний радиус изгиба, г, мм Толщина стенки хвостовика наконечника, ая, мм г/аи Угол пружинения при изгибе различных материалов, Да, град.
Медь Ml Латунь Л63 Латунь ЛС59-1
0,35 0,31 0,6 0,52 1,27 2,39 1,84
0,50 0,4 0,67 1,40 2,62 2,02
0,75 0,49 0,7 0,70 1,42 2,67 2,06
1,00 0,57 0,81 1,52 2,84 2,19
1,50 0,69 0,9 0,77 1,48 2,78 2,14
Учитывая изложенное выше, можно утверждать, что при замене меди в качестве материала наконечника как на латунь JI63, так и на латунь JIC59-1, при прочих равных условиях прочность соединения не изменится.
Заключение
Conclusion
Предложенная методика расчета технологического усилия при опрессовке токопроводящих жил металлическими наконечниками учитывает механические свойства материала соединяемых деталей и геометрические параметры получаемого контактного соединения.
По данной методике произведен расчет усилия опрессовки контактного соединения при номинальной высоте рабочей полости штампа и различных значениях толщины стенки хвостовика наконечника: номинальной, уменьшенной и увеличенной. Рассчитанные усилия опрессовки медных токопроводящих жил сечением 0,35; 0,50; 0,75; 1,00; 1,50 мм2 наконечниками как из меди, так и из сплавов JI63 и JIC59-1, свидетельствуют, что при номинальных размерах соединяемых деталей и инструмента усилия при использовании в качестве материала наконечника латуни JIC59-1 усилие опрессовки относительно медного наконечника увеличивается в среднем на 45 %, а относительно наконечника из латуни JI63 снижается на 3 %.
Кроме того, по предложенной методике также были рассчитаны значения усилия опрессовки наконечников при минимальной высоте рабочей полости штампа и номинальной толщине стенки хвостовика наконечника. Результаты расчета позволяют сделать вывод о том, что при минимальной высоте штампа замена материала наконечника на латунь JIC59-1 приводит к увеличению усилия опрессовки относительно меди Ml в среднем на 15 %, а относительно латуни JI63 - в среднем на 8 %. Однако при сравне-
0,35 0,50 0,75 1,0 1,5
Рис. 5. Зависимость угла пружинения Ла от площади поперечного сечения жилы кабеля Рж и материала наконечника
Fig. 5. Springing angle Да wire cross-section Fw and lug material
нии аналогичных значений усилий опрессовки при номинальной высоте рабочей полости штампа можно сделать вывод, что усилие опрессовки при применении медных наконечников возрастает в среднем на 65 %, при применении латунных из сплава JI63 - на 30 %, а из сплава JIC59-1 - на 35 %. Данное увеличение усилия опрессовки наконечника из латуни JIC59-1 не является критическим.
Результаты произведенных расчетов позволяют рассматривать данный сплав в качестве альтернативного материала для изготовления наконечников. Для проверки возможности применения латуни JIC59-1 необходимо произвести оценку прочностных характеристик получаемых опрессованных контактных соединений. Основным параметром, характеризующим прочность контактных соединений, является угол пружинения материала при опрессовке. Для оценки данного параметра был произведен расчет, который показал, что величина угла пружинения у латуни JIC59-1 меньше, чем у меди и латуни JI63. Поэтому можно утверждать, что при использовании ме-
ди в качестве материала наконечника латуни J1C59-1 при прочих равных условиях прочность соединения не изменится.
Таким образом, возможность применения латуни J1C59-1 в качестве материала наконечников для оконцевания жил судовых кабелей подтверждается расчетами, и данный материал может применяться в качестве альтернативы меди Ml и латуни JI63 с точки зрения факторов, влияющих на прочность контактных соединений.
Библиографический список
1. Словарь-справочник судового электромонтажника / Под ред. О.Г. Захарова. Л.: Судостроение, 1990. - 392 с.
2. Нестеренко ВМ. Технология электромонтажных работ. Учебное пособие / В.М. Нестеренко. М.: Academia, 2017. -416 с.
3. Смирнов В.Н., Соколов БЛ., Соколова Н.Б. Монтаж электрических установок. М.: Энергоиздат, 1982. - 600 с.
4. Висленев Ю.С., Горшков A.II., Лазаревский H.A. Кон-структивно-монтажные узлы судового электрооборудования. Справочник. СПб.: 1992. Ч. 1, 2. -201 с.
5. Ковка и штамповка. Справочник в 4 т. Т. 4. Листовая штамповка / Под ред. АД. Матвеева. М.: Машиностроение, 1987. - 544 с.
6. Лившиц Б.Г., Крапоишн B.C., Липецкий Я.Л. Физические свойства металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1980.-320 с.
7. Сторожев М.В., Попов ПЛ. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1977. - 424 с.
8. Третьяков A.B., Зюзин B.II. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением. М.: Металлургия, 1973. -224 с.
9. Рис В.В. Разработка ресурсосберегающих технологий получения неразъемных соединений деталей из металлических материалов и стеклопластиков холодной объемной штамповкой: Автореф. дис. ... докт. техн. н. М.: МП У им. Н.Э. Баумана, 1991. - 32 с.
10. Григорьев А.К., Грохольский Б.П. Порошковая металлургия и применение композиционных материалов. Л.: Лениздат, 1982. - 143 с.
11. Попов Е.А. Основы теории листовой штамповки. М.: Машиностроение, 1977. -278 с.
12. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. Л.: Машиностроение, 1979. - 520 с.
References
13. Ship circuit installer's guidebook. Under editorship of O.Zakharov. Leningrad, Sudostroyeniye, 1990, 392 pp. (in Russian).
14. V. Nesterenko. Techniques of electric installation activities. Student's guide. Moscow, Academia, 2017,416 pp. (in Russian).
15. V. Smimov, B. Sokolov, N. Sokolova. Assembling of electric plants. Moscow, Energoizdat, 1982, 600 pp. (in Russian).
16. Yu. Vislenev, A. Gorshlwv, N, Lazure\>sk\>. Modular units of marine electric equipment. Reference book. St. Petersburg, 1992. Parts 1 and2,201 pp. (inRussian).
17. Forging and stamping. Reference book, hi 4 vol. Vol. 4. Sheet stamping. Under editorship of A. Matveev. Moscow, Mashinostroyeniye, 1987, 544 pp. (in Russian),
18. B. Lifshiz, V. Kraposhin, Ya. Linetsbk Physical properties of metals and alloys. Moscow, Metallurgiya, 1980, 320 pp. (in Russian).
19. M. Storozhev, Ye. Popov. Pressure processing of metals: theory. Moscow, Mashinostroyeniye, 1977,424 pp. (in Russian).
20. A. Tretyakov, V. Zyuzin. Mechanical properties of metals and alloys during pressure processing. Moscow, Metallurgiya, 1973,224 pp. (in Russian).
21. V. Ris. Development of efficient cold forging technologies for pennanent joints of metal and GRP parts. Autoabstract of Doctoral Hieses. Bauman Moscow State Technical University, 1991, 32 pp. (in Russian).
22. A. Grigoryev, B. Grokliolsky. Power metallurgy and application of composites. Leningrad, Lenizdat, 1982,143 pp. (in Russian).
23. Ye. Popov. Principles of sheet stamping theory. Moscow, Mashinostroyeniye, 1977,278 pp. (in Russian).
24. V.Romanovsky. Cold stamping. Reference book. Leningrad, Mashinostroyeniye, 1979, 520 pp.. (in Russian).
Сведения об авторах
Антипкина Вероника Алексеевна, младший научный сотрудник филиала «ЦНИИ С".)'!"» ФРУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196128, Россия, Санкт-Петербург, уЯ„ Благодатная, 6. Тел.: +7(812)748-52-54. H-inail: nika.antipkina@gniail.coni. Годин Василий Павлович, начальник отдела филиала «ЦНИИ СЭТ» ФРУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196128, Россия, Санкт-Петербург, ул: Благодатная, 6. Тед.: +7 812 748-52-52. E-mail: nio.losal i/uuu
About the authors
Antipkina, Veronika A., Junior Researcher, SET Branch of KSRC, address: 6, Blagodatnaya St., St. Petersburg, Russia, post code 196128, tel.: +7 812 748-52-54. E-mail: ni-ka.antipkiiia@gmail.com.
Godin, Vasily P., Head of Department, SET Branch of KSRC, address: 6, Blagodatnaya st., St. Petersburg, Russia, post code 196128, tel.: +7 812 748-52-52. E-mail: niol6satiSya.ru.
Поступила/ Received: 26.07.19 Принята в печать / Accepted: 30.08.19 © Антипкина B.A., Годин В. П., 2019
