CC BY
18
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
УДК 777.4.014
Оценка технологических возможностей и рациональных условий проведения процесса продольно-поперечного выдавливания
Г. А. Данилин, Д. С. Филин
Приведены результаты компьютерного моделирования и исследования продольно-поперечного выдавливания стальных заготовок. Установлены условия, при которых возможно изготовление полых полуфабрикатов с заданными размерами, минимальными энергосиловыми затратами и удельными нагрузками на инструмент. В результате анализа напряженно-деформированного состояния заготовок определены критерии оптимальных условий проведения выдавливания.
Ключевые слова: комбинированное выдавливание, коэффициент использования материала, технологическая сила, предельная деформация, стойкость рабочего инструмента, удельные нагрузки.
При изготовлении деталей ответственного назначения (например, гильз, пиростаканов и других элементов патронов стрелкового оружия) применяют традиционные технологические процессы штамповки с использованием листа. При этом только при раскрое листового материала потери достигают 30-40 %. Поэтому перспективность применения прутковых заготовок и последующей их штамповки выдавливанием для изготовления деталей совершенно очевидна. При таком переходе для изготовления полого полуфабриката чаще всего применяют продольное выдавливание.
Ограничением известных процессов продольного выдавливания [1, 2] являются высокие технологические усилия и удельные нагрузки. Уменьшить силовые нагрузки можно путем применения комбинированного продольно-поперечного выдавливания [3]. Как и другие комбинированные процессы [4], продольно-поперечное выдавливание обладает широкими технологическими возможностями. Процесс является менее энергоемким, исходная заготовка имеет меньший диаметр, чем штампуемая деталь, что требует меньшего технологического усилия, а также исключает
искажение торцов при рубке прутка. Кроме того, на последующих вытяжных операциях дно полуфабриката не будет контактировать с рабочей поверхностью матриц, что снижает их износ.
Сущность продольно-поперечного выдавливания [5] (рис. 1) заключается в следующем. Цилиндрическая заготовка 4 подается в приемную часть матрицы 1 до упора в торец про-тивопуансона 3. Под силовым воздействием пуансона 2 происходит деформирование с вытеснением металла в зазор между матрицей и противопуансоном, где формируется стенка толщиной 5. Расстояние между торцом проти-вопуансона и нижней границей приемной части матрицы гм, диаметры матрицы Бж и йш взаимосвязаны и накладывают определенные ограничения на процесс и форму полуфабриката. Например, если гм < 5, то процесс будет идти в открытом режиме, с искажением наружной формы, что затрудняет получение заданной толщины. Существенное влияние на протекание процесса и соотношение размеров штампуемой детали оказывают радиусы скругления противопуансона и конического участка матрицы.
МЕТ АЛЛ 00 ВРАУТКА
Таблица 1
Размеры инструмента для моделируемых вариантов процесса, мм
Рис. 1. Комбинированное закрытое продольно-поперечное выдавливание:
1 — матрица; 2 — пуансон; 3 — противопуансон; 4 — заготовка-полуфабрикат
Ограничениями процесса следует считать предельно допустимую технологическую силу, определяющую прочность пуансона и противо-пуансона, а также предельно возможное увеличение диаметра вследствие действия тангенциальных растягивающих напряжений.
Для установления закономерностей формоизменения и степени влияния технологических факторов на силовой режим процесса продольно-поперечного выдавливания построена модель и проведено компьютерное исследование процесса. При этом варьировали пять геометрических характеристик: 5, гм, Ом, йм, а (табл. 1) — с неизменными радиусами скругления противопуансона гпп = 0,285 йм [6] и матрицы Ям = гпп. Материал заготовки — сталь 18ЮА в отожженном состоянии.
Анализ диаграммы Р-Н (рис. 2) позволяет выделить пять характерных стадий процесса:
1 — упругопластическая деформация и вдавливание торца противопуансона в заготовку;
2 — образование очага пластической деформации под торцом пуансона и малого попереч-
Размер Ом С °ст ^м 2м а, ...° ^пп
17,6
28 18,6
29,4 - 4,7 20 7 45 20
30 20,6
31 21,6
5:4,7 20
5,0 19,4
5,5 29,4 - 20 7 45 18,4
6,0 17,4
6,5 16,4
17,0
18,5
20,0 29,4 4,7 - 7 45 20
21,5
23,0
2м:5 6
7 29,4 4,7 20 - 45 20
8
9
а, 25
35
45 29,4 4,7 20 7 - 20
55
65
ного выдавливания металла в зазор между матрицей и противопуансоном;
3 — изгиб выдавливаемого металла и начало формирования стенки;
4 — продольно-поперечное течение металла с возрастанием силы трения по поверхности стенки;
5 — условно стационарный этап продольно-поперечного выдавливания.
Р, тс 50
40
30-
20
10
Рис. 2. Характерная диаграмма «сила — путь инструмента» процесса поперечно-продольного выдавливания
Р
2
м
1Ш
Рис. 3. Зависимость технологической силы: а — от угла конусности матрицы а и толщины стенки б — от соотношения диаметров (1М/ВМ и зазора 2М
Установлено, что уменьшение толщины стенки (т. е. увеличение степени деформации) выдавливаемой детали увеличивает технологическую силу (рис. 3), что позволяет установить один из критериев ограничения процесса. По результатам эксперимента установлено предельное значение толщины стенки >0,2 (при наибольшем 2ш/с1м = 0,45). Попытка выдавливания детали с меньшей толщиной может привести к поломке инструмента из-за высоких удельных нагрузок на него.
Установлено, что в диапазоне односторонних углов конусности рабочей части матрицы а = 25 4- 65° увеличение угла приводит к росту технологической силы при неизменном соотношении протяженности основных стадий процесса (рис. 3, а).
Изменение выходного диаметра матрицы Х)м в пределах сохранения закрытой схемы процесса не оказывает влияния на максимальную технологическую силу. Увеличение диаметра исходной заготовки хотя и приводит к росту технологической силы, однако позволяет снизить удельные нагрузки на пуансон. Существенное влияние на силовой режим и характер течения металла оказывает расстояние от торца противопуансона до сечения приемной части матрицы гж (рис. 3, б). Увеличение этого размера способствует росту технологической силы из-за большого объема металла, охваченного пластической деформацией, но в то же время обеспечивает более высокую точность размеров и устойчивое протекание процесса.
Компьютерный эксперимент проводился в целях выяснения возможности применения
продольно-поперечного выдавливания прутковых заготовок для изготовления стальных гильз к патронам калибром 12,7 мм. Поэтому базовыми исходными данными были приняты:
• объем и материал заготовки (сталь 18ЮА);
• диапазон изменения внутреннего диаметра и толщины стенки;
• объем донной части.
Полученные результаты показали, что процесс характеризуется сложной схемой напряженно-деформированного состояния. В конце третьего этапа очаг пластической деформации сформирован и может быть разделен на два участка: центральный, под торцом пуансона и периферийный, где формируется стенка детали. В центральной части в результате действия схемы всестороннего неравномерного сжатия максимальная интенсивность деформации может достигать 100 %. Периферийный участок претерпевает меньшую деформацию, которая определяется изменением диаметров с?м/2)м, однако в эту зону поступает уже претерпевший определенное упрочнение металл из центральной зоны. При этом на границе криволинейного и наружного цилиндрического участков действует схема напряженного состояния, близкая к одностороннему растяжению (рис. 4). Эту зону следует считать критической с точки зрения появления рыхлостей или даже продольных трещин, что является одним из критериев, ограничивающих процесс продольно-поперечного выдавливания:
Ч < ^ пР]- (!)
МЕТАЛЛООБРАБОТКУ!
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
а, МПа 1500
1000
500
0
-500 -1000 -1500 -2000
- а /ае а
V /а/
1 \ /
0 5 10 15
1,5 1
25 30
Рис. 4. Распределение компонентов напряженно-деформированного состояния в конце третьей стадии процесса
Предельное значение может быть определено по соотношению
[ег пр] е
I рс
0,72К
(2)
Другим критерием, ограничивающим предлагаемый процесс, является максимально допустимая удельная нагрузка на инструмент. Наибольшую технологическую силу испытывает пуансон:
где р — предельная деформация, соответствующая моменту разрушения образца при испытании его на растяжение; К = (а1 + + а2 + а3)/а^ — коэффициент жесткости схемы напряженного состояния.
Образование трещин наиболее вероятно в сечении А, несмотря на малые значения радиального аг и осевого а2 компонентов напряжений, они оказывают существенное влияние на жесткость схемы напряженного состояния. В этом сечении коэффициент К « 0,7.
Усредненная степень деформации на наружной поверхности стенки может быть рассчитана по приближенной зависимости
Ртех < [Р].
(4)
е = 1п Ом + щ04 ( + )
22
(3)
Пример. Дано: размеры исходной заготовки = = 20 мм, Нз = 32,56 мм; размеры рабочего инструмента йм = 20,2 мм, Бм = 29,4 мм, д,пп = 20 мм, Ям = 5,5 мм, гм = 2 мм, гпп = 5,5 мм, 2м = 8 мм, 2а = 90°.
В результате получаем ег = 0,73, [ег пр] = 0,84, т. е. в приведенном процессе прочность заготовки будет обеспечена.
Удельная сила ртех зависит от ряда факторов, определяющих возможность деформации заготовки по предлагаемой схеме. На рис. 5 приведена зависимость влияния изменения диаметра, толщины стенки полуфабриката и параметра гм на ртех. Там же показано приближенное значение [р], определяемое стойкостью инструментальной стали, из которой изготовлен пуансон [7].
При проектировании рабочего инструмента также необходима проверка прочности приемной части матрицы, испытывающей значительные тангенциальные нагрузки (рис. 6). Их значение в критический момент связано с осевой технологической силой. Во избежание разрыва матрицы необходимо применять известные приемы: бандажирование, увеличение наружного диаметра и др.
Результаты эксперимента позволили выделить несколько рабочих вариантов условий проведения продольно-поперечного выдавливания (табл. 2) для изготовления полуфабрикатов в технологическом процессе производства стальных гильз к патрону калибром 12,7 мм.
2
мм
а)
р, МПа
б)
2000 1500 1000 500
0
0,55
— -----____ /
[р] .........^
0,6 0,65
0,7 0,75
2м/а = 0,25 р, МПа
0,3 2000
0,35 1500
0,4
0,45 1000
500
0
0,8
¿м/вм
---- _____ - ■ - ______
- [р]
Б/а = 0,235
0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5
2м/^м
Рис. 5. Зависимость удельной силы на пуансоне: а — от отношения диаметров йм/Вм и зазора гм; б — от отношения зазора гм к приемной части матрицы и отношения толщины стенки к исходному диаметру
Р
Рис. 6. Условная схема распределения напряжений на внутренней поверхности матрицы
Таблица 2
Параметры процесса продольно-поперечного выдавливания
№ Б <_>ст, 2м, а, апп, Р, тс q, МПа
варианта мм мм мм мм мм
1 29,4 4,7 21,7 5 30 20 49,60 1366,2
2 30 4,5 22,2 5 30 21 53,20 1399,5
3 31 4 23,2 5 25 23 66,40 1598,2
Предлагаемые варианты обеспечивают стабильное проведение заготовительной операции рубки прутка, высокое качество штампуемого полуфабриката под последующие операции вытяжки, минимально возможные энергетические затраты и стойкость рабочего инструмента. Из трех приведенных вариантов наиболее предпочтительным является первый, который отличается наименьшими энергосиловыми затратами и удельной нагрузкой на инструмент.
Литература
1. Сопротивление материалов пластическому деформированию в приложениях к процессам обработки металлов давлением / Под ред. А. В. Лясникова. СПб., 1995. 528 с.
2. Лясников А. В., Турусбеков К. С. Теория обработки металлов давлением: учеб. пособие. СПб.: Балт. гос. техн. ун-т, 1999. 216 с.
3. Дмитриев А. М., Широков М. В., Крыкин С. А. Исследование процесса выдавливания с раздачей // Изв. вузов. Машиностроение. 1983. № 3. С. 139-144.
4. Алиев И. С. Технологические возможности новых способов комбинированного выдавливания // КШП. 1990. № 2. С. 7-10.
5. Филин Д. С., Матяшов А. Д. Повышении эффективности технологических процессов при изготовлении гильз к патронам стрелкового оружия // Материалы Общерос. молодежной науч.-техн. конф. «Молодежь. Техника. Космос». БГТУ. СПб., 20-22 марта 2013 г. С. 179-181.
6. Исследование технологических возможностей и разработка высокопроизводительных процессов обработки металлов давлением: отчет о научно-исследовательской работе / Д. П. Кузнецов, И. Н. Панкратов, Ю. И. Гуменюк [и др]. Л., 1985. 79 с.
7. Аверкиев Ю. А, Аверкиев А. Ю. Технология холодной штамповки: учеб. М.: Машиностроение, 1989. 304 с.
