CC BY
38
УДК 621.73.043
A.A. Журавлев (Тула, ТулГУ)
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КОЛЬЦЕВОГО ИНСТРУМЕНТА
Приводится усовершенствованная методика проектирования технологического процесса изготовления инструмента, с применением холодной объемной штамповки. Методика основывается на прогнозировании силовых и кинематических характеристик пластического формоизменения при анализе процессов осесимметричной деформации с учетом свойств дилатансии. Представлен пример разработки прогрессивного технологического процесса изготовления кольцевого инструмента.
Основным фактором, ограничивающим технологические возможности операции обратного выдавливания, являются высокие удельные нагрузки, приводящие к необходимости применения инструмента, обладающего высокой прочностью и стойкостью. Поэтому за основной параметр при анализе операций выдавливания принимают максимальную удельную нагрузку на рабочий инструмент. Повышение стойкости матриц и пуансонов является одной из важных задач, которая решается различными способами конструкций, специальной технологией изготовления, выбором высокопрочных сталей, условиями эксплуатации.
Изготовление инструмента существенно влияет на его стойкость. Доказано, что благодаря благоприятной текстуре металла механическая прочность и стойкость пуансонов и матриц, полученных обработкой давлением, выше, чем пуансонов и матриц, изготовленных резанием. В результате объемной штамповки твердость изделий повышается от 15 до 70 % в зависимости от степени деформации. В связи с этим при изготовлении штамповой оснастки особое значение имеют: правильный выбор марки стали, технологии изготовления и термической обработки рабочих поверхностей, возможность их быстрой замены и экономичность расхода качественных сталей.
Прочность и стойкость рабочего инструмента также во многом зависит и от точного соблюдения специальной технологии его изготовления. В частности, в процессе эксплуатации должна быть обеспечена устойчивая микроструктура материала рабочего инструмента. С целью обеспечения устойчивой структуры за счет перехода неустойчивого тетрагонального мартенсита и остаточного аустенита в стабильный кубический мартенсит рекомендуется проводить длительный отпуск пуансонов в масляной ванне при температуре 180-220°С с выдержкой в течение 20 - 24 часов. Длительный отпуск повышает вязкость структуры и уменьшает остаточные напряжения. Твердость рабочей поверхности пуансона после термообработки должна быть 60 - 65 HRC [1].
Для изготовления инструмента матриц прямого выдавливания (рис. 1, а) и обратного выдавливания (рис. 1, б) следует рекомендовать высокопрочные инструментальные стали У12А, 50, выдерживающие нагрузки до 1900 Н/мм2. Технологический опыт ведущих предприятий показал, что стойкость пуансонов для этих сталей достигает 20000 штук деталей.
а б
Рис. 1. Матрицы прямого (а) и обратного (б) выдавливания
Важным вопросом при проектировании технологии изготовления изделий является достижение таких операционных степеней деформации, которые позволяют создать довольно интенсивную технологию и исключить возможность образования в структуре материала крупных полостных дефектов. Для решения этой задачи необходимо использовать положения физики и механики прочности и разрушения деформируемых материалов и известные результаты по их приложению к исследованию процессов пластического деформирования.
При изготовлении деталей с высокими эксплуатационными характеристиками должно выполняться условие, в соответствии с которым допустимая деформация определяется допустимым уровнем поврежденное™ микропорами. В этом случае для расчета операционных степеней деформации удобно использовать модель изменения поврежденности деформируемого материала в многооперационной технологии.
Прогнозируемая поврежденность материала после / -й формоизменяющей операции определяется:
а>/=а>остМ+ДС0/, (1)
где Дсо; - приращение поврежденности на г'-й операции; (Пост-1 ~ остаточная поврежденность металла.
Для исходного металла и металла после рекристаллизационного отжига С0осот-1 = 0’09-0Д2. В случае отсутствия термического отжига
между формообразующими операциями поврежденность на последую-
щей операции ©г-+| = со,- + Дсо,+1 > т. е. происходит накопление повреж-денности.
Степень деформации сдвига на операции не должна превышать допустимую < [А,] и должна соответствовать допустимой повреждён-
ности материала со;- < [со], что приводит к следующей зависимости:
пр\
1
/а \~
а
\
Дсо,
В
где В - параметр деформационного упрочнения, находится с помощью опорных точек на опытной кривой упрочнения.
Эта зависимость позволяет рассчитать с помощью степенной модели пластического разрыхления операционные степени деформации, число операций, размеры полуфабрикатов и исполнительных размеров рабочего инструмента.
Для определения параметра а пластической разрыхлённости деформируемой стали при мягкой схеме напряжённого состояния, используются экспериментальные результаты согласно которым в зависимости от содержания углерода 0,35 - 0,55 % в реализуемом температурноскоростном интервале обработки а = 1,25... 1,35.
Оценка приращения поврежденности микродефектами Дсо проводится по степенной модели пластического разрыхления:
/
Дсо =
ак
Х пР )
ДХ. (2)
где \ - степень деформации сдвига; Хр - предельная степень деформации; ДА, - приращение степени деформации.
Прогнозируемое приращение поврежденности материала на операции обратного выдавливания, определяемое по формуле (2), Дсо = 0,22. Прогнозируемая поврежденность материала после операции, определяемая по формуле (1), со,- =0,31. Следует отметить выполнение критерия со,- < [со] = 0,6...0,7, необходимого для изделий ответственного назначения. Малая поврежденность материала на операции обратного выдавливания объясняется тем, что материал испытывает относительно небольшую пластическую деформацию, и использованием «мягкой» схемы напряженного состояния, создаваемой на операции, которая способствует некоторому залечиванию микродефектов.
Повреждаемость материала характеризуется величинами пластического разрыхления - переходом к менее плотной упаковке частиц или уп-
лотнения - переходом к более плотной упаковке. Первый случай соответствует положительной дилатансии - увеличению объема, а второй - отрицательной - уменьшению объема. Величина разрыхления (уплотнения) определяется по формуле Ец = —-, которая дает возможность определить
изменение объема изделия. Величина разрыхления зависит от степени деформации сдвига, от исходного материала, от температурноскоростного интервала обработки. Для определения численного значения величины уплотнения воспользуемся графической зависимость представленной на оис. 2.
Рис. 2. Зависимость величины пластического разрыхления е = -р~
от степени деформации сдвига Я ¡- д/Уг,- конструкционной стали
с содержанием углерода, %: 1 -0,07 - 0,14; 2-0,17 - 0,24; 3 - 0,27 - 0,35;
—------- линейная модель зависимости
Для процесса обратного выдавливания конструкционной стали со степенью деформации сдвига Х\= 5,4549 это соответствует уплотнению б = 0,032, примерно 3 %. Следовательно, произойдет уменьшение объема
А V = 0,032К = 0,032 • 13112,64 = 419,6мм2.
Умеренная поврежденность металла готового стаканчика при значительных конечных деформациях, сопровождающих процесс формоизменения, обусловлена благоприятным воздействием реализуемой мягкой схемы напряженного состояния. При этом происходит уменьшение объема примерно на 3 %. Поэтому при реализации подобных схем деформации
предельные возможности процесса ограничены в основном не разрушением материала, а стойкостью рабочего инструмента (пуансона).
При выборе схемы технологического процесса учитывали результаты анализа напряженного состояния. Влияние распределения напряжений по объему заготовки определяет опасные сечения, способы их устранения изменением схемы нагружения, а также локальную нагрузку на рабочий инструмент. Смазывание поверхности заготовок обеспечивает управление процессом течения металла за счет регулирования сил контактного трения и снижения энергетических затрат на их преодоление.
Выбор числа переходов осуществляется:
- исходя из рекомендуемой допустимой степени деформации за один переход, а также из требований, предъявляемых к качеству деталей, которое зависит от степени использования запаса пластичности, упрочнения материала в процессе деформирования;
- исходя из требований точности исполнения геометрических размеров;
- по результатам анализа течения металлов, когда однопереходная штамповка приводит к образованию внутренних дефектов в зоне распределения течения металла.
При разработке технологического процесса изготовления указанных деталей выдавливанием учитывался опыт отработки изготовления аналогичных деталей. В качестве исходного материала рекомендуется использовать пруток, что значительно увеличивает коэффициент использования металла.
При холодной объемной штамповке выдавливанием максимальная глубина полости и минимальная толщина стенок готовой детали лимитируется высокими удельными силами и сложными условиями работы пуансона. Удельные силы, наименьшие при степени деформации порядка 30 - 40 %, интенсивно возрастают с дальнейшим ростом деформации. Снижение удельных сил может быть достигнуто выбором оптимальных степени деформации и профиля рабочего инструмента. Эти требования должны быть выполнены при изготовлении штамповкой матриц прямого и обратного выдавливания.
Проведенный анализ процессов обратного выдавливания с учетом дилатансии свидетельствует об умеренной повреждаемости материала и об отсутствии в структуре полостных дефектов, что создает предпосылки для надежной работы матриц. Оценка технологических возможностей операции обратного выдавливания показывает целесообразность ее применения на первых операциях для изготовления полых деталей.
Для изготовления штампового инструмента с учетом реализуемых силовых условий работы следует рекомендовать стали У12А, 50 со специальной технологией их изготовления, направленной на получение устой-
чивой структуры со стабильным кубическим мартенситом и твердостью пуансона 60 — 65 HRC.
Библиографический список
1. Тутышкин Н.Д. Комплексные задачи теории пластичности / Н.Д. Тутышкин [и др.]; под ред. Н.Д. Тутышкина, А.Е. Гвоздева - Тула: ТулГУ, 2001.-377 с.
2. Тарновский И .Я. Теория обработки металлов давлением / И .Я. Тарновский [и др.]. - М.: Металлургиздат, 1963.- 672с.
3. Мосолов 11.11. Вариационные методы в теории течений вязкопластической среды / П.П. Мосолов, В.П. Мясников // Прикладная математика и механика.- 1965. - Т. 29. - Вып. 3. - С 468 - 492.
4. Черноусько Ф.Л. Вариационные задачи механики управления / Ф.Л. Черноусько, Н.В. Баничук. - М.: Наука, 1973.- 238с.
5. Макаров Э.М. Теория пластичности дилатирующих сред / Э.М. Макаров, А.Е. Гвоздев. - М. - Тула: Изд-во «Гриф и К°», 2000.- 358с.
6. Качанов Л.М. Основы теории пластичности / Л.М. Качанов. - М.: Наука, 1969.- 420 с.
Получено 23.04.08
УДК 621.983; 539.374 A.B. Черняев (Тула, ТулГУ)
ПРЕДЕЛЬНЫЕ ВОЗМОЖНОСТИ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ ПРИ ОБЖИМЕ ТОНКОСТЕННЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧЕК ИЗ АНИЗОТРОПНОГО МАТЕРИАЛА ЖЕСТКИМ ИНСТРУМЕНТОМ В РЕЖИМЕ ПОЛЗУЧЕСТИ
Приведены результаты теоретических исследований предельных возможностей формоизменения при обжиме тонкостенных цилиндрических оболочек из анизотропного материача жестким инструментом в режиме ползучести.
В работе [1] предложена математическая модель изотермического горячего деформирования тонкостенной круговой цилиндрической трубы постоянного поперечного сечения в жесткой конической матрице (рис. 1).
Основные предположения и допущения. Пренебрегаем изгибающими моментами, возникающими при деформации трубы. Задача решена на основе безмоментной теории оболочек вращения. Принимается, что на контактных поверхностях инструмента и заготовки реализуется закон тре-
