CC BY
117
Список литературы
1. Качанов Л.М. Основы механики разрушения. М.: Наука, 1974.
312с.
2. Кулешова Н.В. Прогнозирование деформационной повреждаемости металлов при вытяжке с утонением цилиндрических осесимметричных деталей // Вестник машиностроения. 2007. № 12. С. 73-76.
N. Tutyshkin, Ha Hong Quang
The finite element modeling of process extension with thinning of the wall with allowance for deformation semifinished product’s damage
The degree’s estimation of the plasticity resource use at modeling of technological operations, related to blank’s destruction is developed. The process of drawing with wall thinning is used to obtain axisymmetric parts in a batch and large-scale productions.
Key words: plasticity resource, plasticity diagram, deformability criterion, finite-elements method, modeling, sheet punching.
Получено 02.11.10
УДК 621.735.043
В.И. Петров, д-р техн. наук, проф.,
(4872) 24-02-37, NatGr07 @mail .т (Россия, Тула, ТулГУ)
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА ПОЛУГОРЯЧЕГО ВЫДАВЛИВАНИЯ МЕТОДОМ ПРИБЛИЖЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
Приведена методика прогнозирования стойкости штампового инструмента полугорячего выдавливания с учетом изменения основных технологических параметров процесса. Получена математическая модель стойкости и показана возможность использования полученных результатов для расчета стойкости пуансонов.
Ключевые слова: полугорячее выдавливание, образец-пуансон, моделирование, стойкость инструмента, математическая модель.
В современном машиностроении достаточно широко применяются детали, изготовляемые методом полугорячего выдавливания (ролики и втулки цепей, поршневые пальцы автомобильных двигателей, наружные и внутренние кольца подшипников, сменные головки торцовых ключей и др.).
Одним из наиболее производительных и экономически целесообразных способов изготовления таких деталей является полугорячее вы-
давливание. Применение процессов полугорячего выдавливания позволяет повысить (по сравнению с холодной объемной штамповкой) технологическую деформируемость и на этой основе расширить номенклатуру обрабатываемых марок сталей и обеспечить заданные характеристики качества штампуемых поковок.
При полугорячем выдавливании качество изделий (точность изготовления, механические свойства материала, чистота поверхности и др.), силовой режим, энергозатраты и стойкость инструмента в решающей степени зависят от правильного выбора и соблюдения температурного режима. В то же время выбор рационального температурного режима должен производиться в зависимости от необходимости достижения той или иной цели - снижения силы выдавливания, повышения точности изделий или стойкости инструмента.
Анализ производственных данных и многочисленные исследования показывают, что температурные условия эксплуатации штампов полугоря-чего выдавливания (особенно пуансонов обратного выдавливания) являются особенно тяжелыми, и проблема повышения стойкости инструмента приобретает первостепенное значение. Кроме того, специфической особенностью процесса является интенсивное тепловыделение от контактного трения.
Проведенные исследования температурно-силового состояния инструмента при полугорячей штамповке на КГШП показывают, что инструмент подвергается циклическому кратковременному тепловому воздействию. Большие градиенты температуры и соответствующие им температурные напряжения в тонком приконтактном слое рабочей части инструмента оказывают существенное влияние на стойкость и надежность его работы.
Таким образом, в результате анализа ряда работ установлено, что большинство работ, посвященных оценке стойкости инструмента, проведены в условиях действующего производства на основе анализа статистических данных при выполнении определенных операций полугорячего выдавливания [1]. Такой подход требует длительного времени и больших затрат при отсутствии математического аппарата, позволяющего существенно ускорить проведение опытно-конструкторских работ.
В связи с вышеизложенным возникла практическая необходимость разработки математических моделей, способных решать задачу теоретического прогнозирования стойкости штампового инструмента при проектировании технологических процессов полугорячего выдавливания.
Точное физическое моделирование полей напряжений, пластических деформаций и скоростей, а в ряде случаев и формы области пластических деформаций для многих технологических процессов обработки металлов давлением невозможно в силу противоречивых требований, предъявляемых к условиям кинематического, физического и теплового подобия [2]. Широкое распространение получили методы
приближенного физического моделирования и так называемые соответственные методы испытаний. Если первый подход предполагает поэтапный расчет условий подобия и ранжировку их по степени важности для частичной реализации в экспериментальной программе, то соответственные методы опираются на интуитивное воспроизведение определяющей (с позиций исследователя) стороны изучаемого процесса (например, близость силы при выдавливании или идентичность по степени стесненности очага пластических деформаций и др.). Представляется важным рассмотрение приближенных (в том числе и соответственных) методов физического моделирования в рамках общего подхода при наложении требований к количественной оценке степени точности выполнения условий подобия при полугорячем выдавливании.
Приближенный подход апробирован для физического моделирования термосилового нагружения образца-пуансона в режиме полугорячего выдавливания. Этот метод характеризуется, как показано на рис. 1, воздействием удельной силы и температуры заготовки на тонкий прикон-тактный слой рабочей части пуансона: по схеме деформации - простое сжатие, по напряженному состоянию - всестороннее сжатие. Совокупность этих схем характерна, например, при испытании на свободную осадку тонкого диска [3].
Форма рабочей части образца-пуансона может быть выполнена плоской, конической, в виде шарового сегмента и др., в зависимости от требований, предъявляемых к геометрии полости, получаемой натурным пуансоном при обратном выдавливании.
О
о
с\,?С
Рис. 1. Схема нагружения образца-пуансона
При этом обеспечиваются одинаковые с процессом полугорячего выдавливания стальных заготовок термосиловые воздействия и условия охлаждения. В работе для экспериментального исследования стойкости циклическому термосиловому нагружению подвергается образец-пуансон с плоским торцом и тонким приконтактным слоем рабочей торцовой части в виде диска.
Геометрические параметры образца-пуансона: диаметр <^о-П , длина /д -п , толщина и диаметр тонкого слоя Нс, ; площадь опорной торцовой поверхности , причем, do-п = dс .
Для реализации в лабораторных условиях схемы термосилового нагружения пуансона обратного выдавливания с варьируемыми значениями технологических параметров (удельная сила, температура и производительность) предложен способ испытаний образца-пуансона на осадку [4].
Он заключается в том, что испытываемый образец-пуансон, жестко закрепленный в штампе ползуна пресса, подвергается термосиловому воздействию в системе «пуансон - нагретая заготовка» при неизотермическом нагружении, максимально приближенному к условиям эксплуатации рабочего инструмента (натура). Жесткость системы нагружения варьируется величинами удельных сил на торце образца-пуансона, контактирующего с поверхностью нагретой ударной пяты, аккумулирующей Nу циклов нагружения инструмента. В процессе осадки область образца-пуансона, расположенная под торцом (тонкий приконтактный слой), находится в состоянии всестороннего неравномерного сжатия. Изменение режимов технологических параметров приводит к появлению максимального окружного напряжения на торце тонкого диска, а следовательно, максимальной радиальной деформации итах, приводящей к появлению первых трещин на боковой поверхности диска за Nу циклов нагружения.
На основании предварительных расчетов и анализа работы пуансонов в режиме полугорячего выдавливания установлено, что температура рабочей поверхности пуансона при первом ударе достигает 430-480 °С. Затем она постепенно растет до установления температурного равновесия, обусловливаемого условиями охлаждения и временем контакта инструмента с нагретой заготовкой, определяемое частотой хода кузнечнопрессовой машины, и которое (по данным экспериментальных исследований ЭНИКМАШа) не должно превышать в среднем величины 0,015 с. Распределение средних температур по меридиональному сечению образца-пуансона с плоским торцом показано на рис. 2.
Рассмотрение процесса испытания образца-пуансона в условиях полугорячего выдавливания позволяет установить те физические перемен-
ные и константы, которые во времени реально определяют процесс пластического формоизменения и стойкость инструмента для натуры и модели.
В качестве критерия стойкости принимается число циклов Nу термосилового нагружения пуансона, приводящее к появлению разгарной трещины на свободном торце тонкого приконтактного слоя в условиях однородного напряженного состояния, в результате совместного действия максимального окружного напряжения, вызванного радиальной деформацией и тах, и теплового нагружения тонкого слоя инструмента.
Рис. 2. Изменение температуры по продольным сечениям образца-пуансона (В - С) и ударной пяты (В - А)
Согласно общим принципам моделирования [2] при исследовании напряженного состояния модель (образец-пуансон) и натура (натурный пуансон) принимаются геометрически подобными (dq _ П / DН = idem; /q_П / LH = idem) и нагружение модели «м» и натуры «н» происходит по
одинаковым соответствующим критериям, т.е. s/ /F = idem;
F /(El2) = idem; при равенстве величин удельных сил, когда qM = qH и обеспечиваются v = idem и т.д., где s - напряжение; / - длина пуансона; F - сила; E - модуль упругости; v - коэффициент Пуассона. Поэтому напряжения s М в любой точке геометрически подобной модели, нагруженной по такой же схеме, как и натура, пропорциональны напряжениям s Н в соответствующей точке натуры: sМ = nSаН, где nS = nF / nG; nG - коэффициент геометрического подобия; nF - коэффициент пропорциональности нагрузки. Тепловое подобие обеспечивается изготовлением образца-пуансона и натуры из одного и того материала (т.е. коэффициент тепло-
58
проводности 1М = 1Н; удельная теплоемкость См = сн и плотность 7М = 7Н), а в случае Dн > 17 мм подобие теплообмена на границе контакта нагретой ударной пяты выполняется, когда коэффициенты теплоотдачи а модели и натуры находятся в соотношении ам = пан. Тепловое сопротивление на границе контакта при нагружении образца-пуансона в п раз меньше, чем при нагружении натуры (где п - коэффициент подобия). Таким образом, необходимую задачу регулирования температуры рабочей части инструмента целесообразно решать путем изменения скорости деформирования и интенсивным охлаждением как наиболее универсальными и технологическими способами.
В то же время при одинаковом материале натуры и модели, а также при обеспечении геометрического подобия, когда (Ь / D)м = (Ь / D)н, и
полного физического подобия, при котором ^М = ЧН, имеем ?М = ^Н . Следовательно, при указанных выше условиях повышение температуры материала инструмента в результате термосилового нагружения будет одинаковым для натуры и модели.
Наибольший интерес представляет установление зависимости стойкости инструмента (N у) от таких параметров, как температура заготовки
?, удельная сила ч и частота хода п ползуна кузнечно-прессовой машины в минуту, которая определяет время контакта между инструментом и нагретой заготовкой и сопротивление деформированию.
При одновременном варьировании нескольких параметров и для повышения экономности анализа используется метод математической статистики и теории планирования эксперимента [5].
В данной работе в качестве объекта изучения принят процесс осадки образцов-пуансонов на величину удельной силы 700-1100 МПа из инструментальных сталей Р6М5, 3Х3М3Ф и 4Х5МФС (указанные марки сталей достаточно широко применяются в практике полугорячего выдавливания стальных заготовок) при 700-800 °С с частотой хода 40-80 мин-1. В качестве модели использованы образцы-пуансоны: диаметр _п = 17 мм, общая длина /о_п = 51 мм, радиус скругления рабочих кромок 0,5 мм, твердость после термообработки ИЯСэ 60...62. Они изготовлены по технологии штатного инструмента (форма рабочей части, режимы закалки и отпуска, чистота и точность поверхности).
Установка в виде блока штампа с нагревательным устройством внутри смонтирована на кривошипном прессе модели К2130Б с номинальной силой 1000 кН и частотой 80 и 40 ходов в минуту. Температура измерялась и контролировалась автоматически потенциометром КСП-4 от заделанной в ударную пяту термопары «хромель-алюмель». Конструкция установки позволила осуществить начальную величину удельной силы и поддерживать её постоянство в процессе испытаний.
При проведении экспериментальных работ по исследованию стойкости образцов-пуансонов на малоцикловую прочность в качестве функции отклика было принято число нагружений Nу образца-пуансона до появления первой трещины в его тонком приконтактном слое.
В табл. 1 приведены уровни и интервалы варьирования технологических параметров процесса испытания образца-пуансона в натуральных
3
значениях для плана типа 2 . При определении границ области эксперимента использованы значения факторов, установленные в предварительно проведённых экспериментальных исследованиях режима полугорячего выдавливания стальных заготовок. Связь натуральных и кодированных значений факторов осуществлялась по следующим формулам:
Х,0 = (Х, тах + Хг тт )/2; ДХг = (Хг тах — Хг тт )/2;
X = (X - Х,о)/ &Х1; X, = х, • ДХ, + Хт, где X, о- значение фактора на основном уровне в натуральном масштабе; х,, X, - значения факторов в кодированном и натуральном масштабах; ДХ, - интервал варьирования фактора в натуральном масштабе.
Таблица 1
Уровни и интервалы варьирования технологических параметров процесса испытания инструментальных сталей
Обозначение факторов Х1 Х2 Х5
г, °С д , МПа -1 п , мин
Основной уровень 0 750 900 60
Интервал варьирования 50 200 20
Нижний уровень - 1 700 700 40
Верхний уровень + 1 800 1100 80
Согласно данному плану эксперимента была проведена серия опытов. После проверки значимости коэффициентов уравнения регрессии по /-критерию Стьюдента из этих зависимостей были исключены незначимые коэффициенты и произведен перерасчет моделей с проверкой их адекватности по ^-критерию Фишера при принятом уровне значимости, равном 5 %.
Момент появления первой трещины фиксировался на контактирующей с опорной пятой поверхности образца-пуансона при остановке ползуна пресса в верхнем положении. При локальном освещении торцовой рабочей поверхности образца-пуансона в сравнительно короткий промежуток времени фиксировался факт появления разгарной трещины.
После обработки результатов экспериментальных работ получены регрессионные зависимости (табл. 2), описывающие циклическую стойкость инструмента, изготовленного из исследуемых марок инструментальных сталей, в зависимости от изменения основных технологических параметров процесса.
Таблица 2
Уравнения регрессии для определения стойкости инструмента
Материал Уравнения регрессии
Сталь Р6М5 У1 = 2706,25 - 93,75Х1 - 206,25x2 - 218,75x3 - 6,25X1X2 + + 6,25Х1Х3 + 18,75x2Х3 - 6,25X1X2Х3
Сталь 4Х5МФС У2 = 5531,25 - 56,25Х1 - 118,75х2 - 118,75Х3 - 6,25хх -- 6,25Х1Х3 -18,75Х2Х3 - 6,25Х1Х2Х3
Сталь 3Х3М3Ф У3 = 4562,50 -100,00Х1 -187,50Х2 - 200,00Х3 - 25,00Х1Х2 --12,50Х1Х3 - 25,00Х2Х3 -12,50Х1Х2Х3
Из анализа регрессионных зависимостей видно, что стойкость инструмента значительно зависит от частоты хода кузнечно-прессовой машины х3 (время контакта в системе «инструмент - заготовка»), в меньшей степени от удельной силы х2 и заданного температурного режима х1 процесса. Таким образом, значительное повышение стойкости инструмента может быть достигнуто за счет увеличения временного интервала между рабочими ходами ползуна кузнечно-прессовой машины и точного соблюдения температурных условий работы инструмента при заданных пределах показателей качества.
Заменив условные обозначения переменных факторов их истинными величинами, запишем уравнения после несложных преобразований в следующем виде:
- для стали Р6М5
у = 7075 - 3,38г - 2,25 д - 40,9п + 0,00125 гд + 0,034 гп +
+ 0,028дп - 0,00003/дп; (1)
- для стали 3Х3М3Ф
у = 7450 - 2,38/ - 1,50 д - 37,2п + 0,00125 гд + 0,044 № +
+ 0,041дп - 0,00006гдп; (2)
- для стали 4Х5МФС
у — 7575 — 1,88 t — 1,25 д — 18, 1п + 0,00125 Щ + 0,022 Ш +
+ 0,019дп — 0,00003/дя. (3)
При изготовлении роликов и втулок приводных и тяговых цепей степень деформации не превышает величины е — 0,55. Материал заготовки
- сталь 30ХН3А. Удельная сила обратного выдавливания на прессе составляет не более 800-1000 МПа. Представляет практический интерес оценка стойкости пуансона для обратного выдавливания при получении поковки ролика приводной цепи с шагом 25,4 мм в условиях серийного производства. Материал пуансона - инструментальная сталь марки Р6М5. Расчет осуществляем для случая выдавливания заготовки диаметром £>0 —15,8 мм пуансоном диаметром dП — 11,5 мм с плоским торцом рабочей части при температуре t — 760 °С. Удельная сила составляет д — 800 МПа, а частота хода пресса составляет п — 50 в минуту.
После подстановки данных в уравнение (1) получим
у — 7075 — 3,38 • 760 — 2,25 • 800 — 40,9 • 50 + 0,00125 • 760 • 800 +
+ 0,034 • 760 • 50 + 0,028 • 800 • 50 — 0,00003 • 760 • 800 • 50 — 2921 шт.
Полный ресурс ^общ стойкости пуансона после возникновения первых трещин разгара составит
Мобщ — 2921 + 0,5 • 2921 — 4382 шт.
Графическая зависимость стойкости образца-пуансона (инструмента) для различных марок сталей от температуры и удельной силы при частоте п — 40 ходов в минуту представлена на рис. 3.
а б
Рис. 3. Зависимость стойкости инструмента от температуры (а) и удельной силы (б): 1 - Р6М5; 2 - 3Х3М3Ф; 3 - 4Х5МФС
62
Из представленных графических зависимостей (рис. 3) видно, что снижение стойкости отмечается во всем интервале температур и удельной силы для всех марок сталей. Причем изменение силового режима не оказывает существенного влияния на падение стойкости сталей. Заметно высокой стойкостью обладает сталь повышенной теплостойкости 4Х5МФС. Изучение усталостного разрушения в моделях пуансона обратного выдавливания показало, что основной причиной образования поверхностных трещин в зоне действия термосиловых напряжений рабочей кромки пуансона является возникновение значительных термических напряжений.
В процессе испытаний выявлены следующие стадии деформационного разрушения тонкого приконтактного слоя модели пуансона: появление сетки трещин на контактирующей поверхности пуансона по её периметру, распространение трещин вдоль поверхности к центру модели, их углубление и расширение по толщине.
Разработка математической модели стойкости по предлагаемой методике дополняет известные методики расчета стойкости инструмента и позволяет (например, методом последовательных приближений) определить рациональные режимы и диапазоны изменения параметров обработки заготовки для обеспечения заданной стойкости инструмента и получения качественных деталей. Полученные данные используются в производстве и в случае необходимости уточняются.
Разработанный экспериментальный метод прогнозирования пуансонов при полугорячем выдавливании с привлечением методики планирования эксперимента может быть предложен в качестве основы для автоматизированных систем проектирования технологий с применением операций полугорячего выдавливания, а также управления формированием характеристик качества изделий с обеспечением заданной стойкости штампового инструмента.
Список литературы
1. Лозинский Ю.М., Яицкий В.И., Слосман А.И. Повышение стойкости инструмента при полугорячей штамповке сменных головок торцовых ключей // Кузнечно-штамповочное производство. 1975. №2 1. С. 32 - 36.
2. Чижиков Ю.М. Теория подобия и моделирования процессов обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1970. 295 с.
3. Шофман Л. А. Теория и расчёты процессов холодной штамповки. М.: Машиностроение, 1964. 374 с.
4. Пат. 2284024 Рос. Федарации, МКИ 00Ш 3/18. Установка для
определения стойкости пуансонов, предназначенных для выдавливания при повышенных температурах / В.М. Лялин, В.И. Петров, А.Н. Баранов. № 2005116950/02; заявл. 02.06. 2005; опубл. 20.09.2005; бюл.№ 26.; 7с.: ил.
5. Новик Ф.С., Арсов Я.Б. Оптимизация процессов технологии металлов методами планирования экспериментов. М.: Машиностроение; София: Техника, 1980. 304 с.
V. Petrov
Forecasting of semi-hot extrusion tool durability by the method ofapproximate modeling The technique of forecasting of semi-hot extrusion stamping tool durability with respect to change of main technological parameters of the process is presented. The mathematical model of tool durability is obtained and the possibility of application of obtained results for calculation ofpunches durability it is shown.
Key words: semi-hot extrusion, test piece-punch, modeling, tool durability, mathematical
model.
Получено 02.11.10
УДК 621.73.06-52
Я.Н. Бовтало, асп., (495)223-05-23(доб.1393), [email protected] (Россия, Москва, МГТУ «МАМИ»)
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ВОЗНИКНОВЕНИЯ ДЕФЕКТА - УТЯЖИНЫ МЕТАЛЛА ПРИ КОМБИНИРОВАННОМ ПРЯМОМ, РАДИАЛЬНОМ И ОБРАТНОМ ВЫДАВЛИВАНИИ ДЕТАЛИ ТИПА «ВТУЛКА С ФЛАНЦЕМ»
Исследован процесс зарождения возникновения дефекта -утяжины металла при холодном комбинированном выдавливании для деталей типа «втулка с фланцем»
Ключевые слова: штамповка, дефект, утяжина, металл, моделирование
При разработке технологического процесса холодной объёмной штамповки очень важно учитывать возникновение такого дефекта, как утяжина металла [1 - 4]. При появлении данного дефекта изменяется заложенная конструктором геометрия поверхности заготовки, что может привести к неисправимому браку получаемых заготовок и, как следствие, доработке штамповой оснастки. При помощи программы конечноэлементного моделирования QForm-2D можно провести ряд исследований для прогнозирования возможности возникновения данного дефекта металла, а также оценить его размер АИ (рис. 1), чтобы избежать или минимизи-
