Определение усилий при поперечном выдавливании Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.771

ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ВЫДАВЛИВАНИИ Белан А.К., Некит В.А., Платов С.И., Огарков Н.Н., Белан О.А.

ФГБОУ ВО «Магнитогорский государственный технический университет им Г.И. Носова», г. Магнитогорск, Россия

Введение

Одним из факторов, ограничивающих высадку головки при холодной объёмной штамповке за переход, является продольная устойчивость стержня, которая в значительной мере определяет стабильность технологических процессов и их точность.

Результаты предыдущих исследований показывают [1-4], что для предварительной

£

высадки головки с отношением — > 2.5, где £0 - длина металла под высадку головки, ё0 -

диаметр металла под высадку головки, применяют штамповку методом поперечного выдавливания. Штампы для поперечного выдавливания имеют конструкцию, обеспечивающую жесткое защемление участка заготовки[5-6]. Высадка головки осуществляется следующим образом (рис. 1).

Рис. 1. Схема процесса высадки в штампе

для поперечного выдавливания: 1 - заготовка; 2 - скользящий сердечник; 3 - пуансон; 4 - матрица; 5 - корпус пуансона

Корпус пуансона 3 надвигается на заготовку 1. Большая часть длины высаживаемой части направляется в цилиндрическое отверстие, диаметр которого примерно равен диаметру заготовки. Происходит защемление заготовки в рабочей части корпуса пуансона и матрицы. Деформирование осуществляется с помощью скользящего внутри пуансона сердечника 2.

По мере продвижения сердечника вперед, заготовка заполняет пространство в корпусе пуансона или матрицы, принимая форму головки.

При штамповке возникают большие усилия на инструмент. Поэтому при разработке технологии и проектировании инструмента важно не только обеспечить устойчивость заготовки, но и обеспечить хорошую стойкость инструмента, для чего необходимо определять усилия деформирования.

Методика исследования

Кинематика течения металла и силовой режим поперечного выдавливания отличаются от обычной высадки. При холодной штамповке головок стержневых изделий из цилиндрической заготовки в штампе для поперечного выдавливания промежуточную заготовку можно условно разделить на два участка, в зависимости от направления течения металла [6] (рис. 2).

Рис. 2. Расчётная схема к определению усилий в штампе для поперечного выдавливания: 1 - цилиндрический участок, в котором металл не претерпевает формоизменений;

2 - участок, в котором металл течет только в радиальном направлении

В соответствии с этим, необходимо рассмотреть условия течения металла на обоих участках, в совокупности определяющих усилие выдавливания.

Осевое давление на первом участке с достаточной точностью определяется трением металла о стенки пуансона [7-12]

р = Ртр =1^ МА, (1)

где - коэффициент трения на первом участке; о8 - напряжение текучести на первом участке, которое здесь и в дальнейшем определяли как функцию интенсивности деформации е!

Ъ = (ъ )„ред - Се-'- С,е -"",

где (а; )^ед, С, С1 - постоянные, зависящие от марки стали, определяются расчетом по данным испытаний на растяжение; N - коэффициент, зависящий от химического состава материала (для чёрных металлов принимают N = 25, для цветных - N = 10); - диаметр цилиндрического участка; 11 - длина участка.

Для определения усилия на втором участке деформирования используем метод баланса работ. Уравнение баланса работ можно записать

ЛА = Ад + Ат + А (2)

где Ад - работа активных деформирующих сил; Ад - работа деформации на втором участке; АТ - работа, затрачиваемая на преодоление сил контактного трения на торцевых участках пуансона и матрицы; А1 - работа сопротивления со стороны цилиндрического (первого) участка.

При этом

Аа = РАИ, (3)

где Ак - уменьшение высоты заготовки.

Согласно работе [7] деформации на втором участке

Ад = Д|Че& • (4)

V

Рассмотрим этот участок, используя цилиндрические координаты. Разобьем его на две характерные зоны: зона А и зона Б (см. рис. 2).

Тогда

Ад = Ада + Адб = щ^е,йуа + Д|Чещ . (5)

В зоне А деформация аналогична традиционной осадке. Характерной особенностью деформации на этом участке является то, что деформация в осевом направлении е2 постоянна и в любой точке очага деформации

АЬ

е 2 =-АТ •

Тогда, если принять напряжения текучести о8 усредненным по всему очагу деформации можно записать

2

7Ис1а . ,

Ада =ЪАИ • (6)

Характерной особенностью для зоны Б является то, что усилие деформирования действует не на контакте металла с инструментом, а со стороны зоны А. Тогда работа деформации для зоны Б определяется как [5]:

Адб =

— (к4 + 2г • к3 - г2 • к2 )+ Ф к3 ~ г' к2 —г с(— ~ г) "

к ^ л/3 ,

,— с 1п — (к + —г) л/ 3 г

(7)

I , —4 - г4 , , (—3 - г3 ) 7 „ (—2 - Г2) где кг4 =--; кг3 = ±-; кг2 = ^-

4

3

2

Работу на преодоление сил контактного трения на двух торцевых поверхностях определим по формуле:

Ат = 4шк

(—4 - Г 4 ) Г (—3 - Г 3)

Ф| к { 12

6

+ с

(— - Г)

(8)

Касательное напряжение на контактной поверхности тк определяли как:

тк = ,

где - коэффициент трения на втором участке.

Подставляя уравнения (6), (7), (8) в уравнение (2) получим выражение для определения осевой силы Р :

р = р | ада + адб + Ат

1 Ак

(9)

где Р1 - осевое давление на первом участке; Рда - усилие деформации в зоне А; Рдб - усилие деформации в зоне Б; РТ - усилие, затрачиваемое на преодоление сил трения на торцевых участках пуансона и матрицы.

Обсуждение результатов исследования

Для анализа уравнения (9) разделим левую и правую часть этого уравнения на Рда, т.е. получим выражение отношения полного усилия штамповки в штампе для поперечного выдавливания к усилию осадки в зоне А.

Р Р

РР

1 ДА 1 ДА

РР

+1+^ + Рт

11

1 ДА 1 ДА

Р АН г Установлено, что отношение - зависит от отношений -, — и параметра ф

рда Н Н

Я АН

(рис. 3). Причем, согласно закону постоянства объема, принято, что — = д 1Ч--

г V Н

1,8

1,7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0 0,1 0,2

при- = 0.2 Н

2

^ /Рда

1,8

1, 7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0,1

при — = 0.4

Н

1 Рда

^ф"

0,3 0,4

дь/ь

0,2 0,3

0,5

ф

0,4 0,5

дь/ь

Р/

1,8

1 , / 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0,1

0,2

0,3

при — = 0.3

Н

1,8 1 , 7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1

0,1

0,2

при — = 0.5

Н

0,3

1

Рда

^ф

>2

<

'Л

г >

0,4 0,5

дь/ь

ф

0,4

0,5

дь/ь

Рис. 3. Зависимости

Р

Р

да v

АН ~И

при различных значениях ф и

Н

Анализ зависимостей, представленных на рис. 3 показывает, что с увеличением отно-

АН

шения - и параметра ф, характеризующего угол наклона боковых стенок пуансона и мат-

Н

Р г рицы, величина - растет. Интенсивность этого роста зависит от отношения — . С увели-

РН

да

2

2

0

2

0

0

г

чением этого отношения, т.е. с уменьшением высоты свободно осаживаемой зоны, влияние

АН Р Г - на величину - несколько снижается. С увеличением отношения —, влияние пара-

н Р да Н

Р

метра ф на величину-увеличивается.

рда

Экспериментальное исследование энергосиловых параметров при поперечном выдавливании

Для проверки результатов теоретических исследований энергосиловых параметров были проведены экспериментальные исследования по высадке цилиндрических головок в штампе с подпружиненным пуансоном. Испытания проводились на машине для испытаний на сжатие МС-2000. Для этого была разработана и изготовлена экспериментальная установка (рис. 4), позволяющая смоделировать процесс высадки в штампе с подпружиненным пуансоном, из заготовок диаметром 5,25 мм высаживались цилиндрические головки различных размеров.

Начало высадки Конец высадки

Рис. 4. Приспособление для моделирования процесса высадки цилиндрических головок

методом поперечного выдавливания: 1 - матрица; 2 - пуансон; 3 - корпус; 4 - основание; 5 - упор;

6 - стакан; 7 - выталкиватель; 8 - сердечник; 9 - заготовка

В данной установке заготовка 9 длиной Ь, опираясь на выталкиватель 7, находится в канале неподвижного пуансона 2, диаметр канала примерно равен диаметру заготовки. За счет минимального зазора между заготовкой и каналом в пуансоне, происходит плотное прижатие заготовки к стенкам пуансона в его рабочем канале. Деформирование осуществляется с помощью скользящего внутри пуансона сердечника 8. По мере продвижения сердечника вперед, под действием упора 5, заготовка заполняет пространство в корпусе пуансона и принимает цилиндрическую форму головки. Длина незащемленной части заготовки при этом

равна И = £0 — £, где £0 - общая длина высаживаемой части заготовки; 1Х - высота защемления заготовки в канале пуансона. Деформирующая сила на заготовку передается через упор 5 и сердечник 8. Соосность приложения деформирующей силы обеспечивается сборкой приспособления в корпусе 3, который устанавливается на основании 4.

Эксперименты проводились при отношениях длины высаживаемой части заготовки к ее диаметру в диапазоне от 2.5 до 4.2. Исходные заготовки изготавливались на холодновыса-дочном автомате. Для определения усилия высадки задавалось перемещение пуансона, соответствующее определенной величине деформации, и регистрировалась величина усилия высадки на приборе машины. Размеры цилиндрических головок и результаты замеров технологических усилий приведены в табл. 1.

Таблица 1

Результаты экспериментов по высадке цилиндрических головок в штампе для поперечного выдавливания

Материал Диаметр головки, мм Высота головки, мм £ о / а, Усилие высадки, кН

е„ % Образец №

1 2 3 4 5 среднее

Сталь марки 20 10.0 6.0 4.2 12 20 19 20 19 20 19.6

24 23 20 22 22 21.5 21.7

36 26 27 25 29 28 27.0

48 31 33 29 33.5 33 31.9

60 40 41 32.5 41 40 38.9

65 41 41 34 42 41 39.8

9.5 6.0 3.7 10 15 12 10 10.5 10.5 11.6

20 16.5 16 14 16 16 15.7

30 20 19 19 21.5 19 19.7

40 25 23.5 25 25 23.5 24.4

50 28 29 28 27.5 28 28.1

60 30 31 30.5 31.5 30.5 30.7

8.5 6.0 3.0 19 12.5 12 11.5 12 10 11.6

38 18 19 18 19 19 18.6

49 24.5 24 24.5 24.5 24.5 24.4

7.8 6.0 2.5 30 17 17 17 16.5 17 16.9

40 21 21 21.5 21.5 21 21.2

В табл. 2 приводится сравнение результатов теоретических и экспериментальных исследований по определению усилий высадки цилиндрических головок в штампе для поперечного выдавливания.

Таблица 2

Сравнительная таблица теоретических и экспериментальных данных по высадке цилиндрических головок в штампе для поперечного выдавливания

Материал Диаметр головки, мм Высота головки, мм ^ 0/а0 Кол-во образцов Усилие высадки, кН Погрешность, %

экспер. теор.

Сталь марки 20 10.0 6.0 4.2 5 39.8 36.07 9.3

9.5 6.0 3.7 5 30.7 32.18 4.5

8.5 6.0 3.0 5 24.4 25.52 4.3

7.8 6.0 2.5 5 21.2 21.27 0.3

Заключение

Для оценки расхождения теоретических и экспериментальных значений усилий в штампе для поперечного выдавливания, на рис. 5 приведены зависимости Р(е^, определенные теоретическим и экспериментальным путем.

Сравнение теоретических и экспериментальных данных показывает, что разработанная методика позволяет с достаточной точностью рассчитывать энергосиловые параметры в штампе для поперечного выдавливания. Расхождения между расчетными и экспериментальными данными не превышают 10 %.

Р,

кН

45 40 35 30 25 20 15 10 5 0

—-• —

/

/ / /

/ / / / / /

-- теоретическое -— эксперимент

0

0,2

0,4

0,6

0,8

Рис. 5. Изменение усилий деформирования в штампе для поперечного выдавливания в зависимости от степени деформации

Установлено что, усилие деформирования в штампе для поперечного выдавливания складывается из усилия, затрачиваемого на преодоление сил контактного трения между рабочей поверхностью пуансона и деформируемым металлом (30-40 %), усилия деформирования в матрице (60-70 %) и усилия затрачиваемого на преодоление сил контактного трения на торцевых поверхностях пуансона и матрицы (2-3 %).

Экспериментальные исследования показали, что разработанная методика позволяет с достаточной точностью рассчитывать усилия в штампе для поперечного выдавливания. Расхождения между расчетными и экспериментальными данными не превышают 10 %. Таким образом, теоретические результаты близки к экспериментальным, что свидетельствует о возможности применения предлагаемой методики в практических расчетах усилий при поперечном выдавливании.

Список литературы

1. Холодная объемная штамповка: справочник. Под. ред. Г.А. Навроцкого. М.: Машиностроение, 1973, 496 с.

2. Паршин В.Г., Артюхин В.И., Белан О.А. Обеспечение продольной устойчивости при холодной штамповке заготовок с целью получения головок стержневых изделий увеличенных размеров // Эффективные технологии производства метизов: Сб. науч. тр. / Под ред. Тефтелева Е.Н. Магнитогорск: МГТУ, 2001. С. 125-130.

3. Паршин В.Г., Артюхин В.И., Белан О.А., Малышева М.С. Влияние величины начального изгиба и эксцентрического приложения деформирующей силы на устойчивость цилиндрических заготовок при высадке // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2005. № 6. С. 3-7.

4. Белан А.К., Малышева М.С., Белан О.А. Совершенствование процесса поперечного выдавливания на основе математического моделирования // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2008. № 8. С. 19-25.

5. Белан А. К., Белан О. А. Механика и энергосиловые параметры процесса поперечного выдавливания // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением.. 2011. № 2. С. 21-24.

6. Биллигман И. Высадка и другие методы объемной штамповки. М.: Машгиз, 1960.

468 с.

7. Сторожев М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1971. 424 с.

8. Некит В.А., Дригун Э.М. Горячая штамповка днищ железнодорожных емкостей в условиях магнитогорского металлургического комбината // Черная металлургия. 2000. № 11-12. С. 68-70.

9. Некит В.А., Пустовалов А.А., Некит А.В. Методика определения критических деформаций при одноосном растяжении // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2003. № 3. С. 29-30.

10. Некит В.А. O положении нейтрального сечения в очаге пластической деформации при прокатке полос // Моделирование и развитие процессов ОМД. 2012. № 18. С. 137-139.

11. Платов С.И., Терентьев Д.В., Морозов С.А. Волочение катанки и проволоки с регламентируемым микрорельефом поверхности // Производство проката. 2002. № 4. С. 27-28.

12. Платов С.И., Огарков Н.Н., Терентьев Д.В., Железков О.С., Рубаник В.В., Вассал Ж.П. Развитие теории и технологии проектирования машин, агрегатов и инструмента в процессах обработки давлением и резания // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2014. № 1 (45). С. 112-114.

58