CC BY
17
МАШИНОСТРОЕНИЕ
УДК 621.981
А. А. ВОЛКОВ, В. И. ФИЛИМОНОВ
производство деталей с продольной кривизнои
в роликах профилегибочных станков
Приведены математические модели потери устойчивости и определения силовых параметров процесса гибки профилей на ребро в закрытых роликовых калибрах с раскаткой па клин.
Ключевые слова: гнутый профиль, продольная кривизна, раскатка на клин.
Широкополочные детали с продольной кривизной находят широкое применение в автомобилестроении (бамперы автомобилей), дорожном строительстве (ограждения), металлургии (обручи-вставки для упаковки и транспортировки рулонного тонколистового проката) [1]. До недавнего времени такие детали изготавливали штамповкой или же применяли профилирование с последующим приданием профилю продольной кривизны в штампе. Эти технологии требуют значительных затрат на технологическую подготовку производства и изготовление деталей. Более выгодными являются технологии производства таких деталей в роликах, особенно широкополочных кольцевых деталей типа обру-чей-вставок для транспортировки рулонного проката.
Проектное задание предусматривало разработку технологии изготовления упаковочного обруча трёх типоразмеров по сечению (50x50x2,5 мм, 60x40x2,5 мм и 100x70x2 мм) и радиусом кривизны 580 мм из стального гнутого уголкового профиля. Попытка использования трёхточечной гибки привела к отрицательным результатам: боковая полка теряла устойчивость в форме кромковой волнистости даже при радиусе кривизны, превышающем в восемь раз заданный радиус.
Рассмотрим первоначально гибку на ребро уголкового профиля, в котором ребром является полка меньшей ширины. Пусть радиус изгиба в плоскости этой полки шириной //будет К. Максимальные окружные деформации для зон растяжения и сжатия определяются соответственно зависимостями:
>р -
'0 ~
In
ÎR + H
s
\
R + h
/
■Q
ln
R
\
\
R + h
0)
Волков A. A., Филимонов В. И., 2011
где /? - положение центра масс сечения вдоль радиуса изгиба с отсчётом от внешней поверхности широкой полки, мм.
Однако при изгибе пластически деформируется лишь угловая зона, а полка шириной Ь, перпендикулярная плоскости изгиба, теряет устойчивость в форме кромковой волнистости.
Критические деформации потери устойчивости полки можно определить согласно зависимости [2]:
ч4"
С г
лС-х
п-Е
Г
К
s
\
h-h
/
ГЦ 1
(2)
где А'* - коэффициент, учитывающий условия закрепления краёв полки; Е, К - модуль Юнга и параметр упрочнения соответственно, МПа; /;, bh - ширина полки и координата центра тяжести сечения профиля в плоскости, перпендикулярной плоскости изгиба, соответственно, мм; |_i, п -коэффициент Пуассона и показатель упрочнения
материала заготовки соответственно;
»
Радиус кривизны, соответствующий условию отсутствия кромковой волнистости, можно определить на основе зависимостей (1) и (2):
h-exp(ecr)
R<
1-ехрОст)
(3)
Анализ зависимостей (1) - (3) в среде Ма/ИСасйОО 1 Рго показал, что для полки шириной Ь = 100 мм предельный радиус изгиба составляет около 6000 мм, а для меньших радиусов характерна потеря устойчивости в форме кромковой волнистости (рис. 1, а). В связи с этим использовали возможность получения меньшего радиуса изгиба путём удержания обеих полок от депла-наций. В этом случае полка, перпендикулярная к
плоскости изгиба, испытывает локальную поте-рю устойчивости в форме выпучивания участка, примыкающего к угловой зоне. Уменьшение радиуса кривизны до К = 1800 мм приводит к разрушению заготовки по зоне изгиба (рис. 1, б).
Рис. 1. Дефекты, возникающие при гибке профиля по контуру: а - кромковая волнистость; б - местная потеря устойчивости и разрыв заготовки
по угловой зоне
Продольная деформация полки не должна превышать величину критической деформации, определяемой формулой (2). При потере устойчивости полки её продольная деформация может быть подсчитана а posteriori, если измерить амплитуду и шаг волны на кромке [3]. Для различных режимов формообразования были проведены измерения параметров кромковой волнистости и проведены расчёты деформаций с последующим их сравнением с критическими деформациями.
Расчётные и экспериментальные данные по потере устойчивости деформирования совпадали с точностью до 6%. В частности, для рассматриваемого профиля при радиусе кривизны R = 3000 мм (шаг кромковой волнистости а = 140 мм, а её амплитуда / = 3 мм) обеспечивалась деформация, сравнимая с критической деформацией (напомним, что требуемый радиус изгиба должен составлять 580 мм).
В связи с этим базовая технология производства «обруча упаковочного» основана на дифференцированном обжиме в конических роликах полки, лежащей в плоскости изгиба. При этом возникает задача выбора из числа существующих станков или разработки специализированного раскатного станка, обеспечивающего тре-
буемые значения силы распора в роликах и крутящего момеыга.
Для определения с иловых факторов процесса раскатки рассмотрим элемент раскатываемой полки единичной ширины в направлении радиуса изгиба кольца К. Будем считать величину обжима элемента постоянной в направлении Я. На данный элемент действует нормальное давление р со стороны роликов, так что уравнение равновесия для данного элемента при отсутствии уширения заготовки имеет следующий вид:
/
s • de
о
а9 + р •
\
1 +
\
/
- ds = О > (4)
где 5 - текущее значение толщины сжимаемого элемента, мм; о0 - тангенциальное напряжение, МПа;/— коэффициент трения между заготовкой и раскатными роликами; а - центральный угол раскатного ролика приведённого радиуса, стягиваемый дугой контура контактной зоны заготовки и ролика, град.
Условие пластичности для выделенного эле-
мента можно записать в следующем виде:
^о + Р = К •
In
г \ S
vV
п
(5)
где Л'о - исходная толщина заготовки, мм.
Подстановка значения давления р из соотношения (5) в уравнение (4), его последующая линеаризация и удовлетворение граничным условиям позволяют определить Внесение найденного напряжения <3е в условие пластичности (5) даёт возможность найти величину нормального напряжения (давления):
р ~ К •
In
/ \ s
\
О У
п
1-
(6)
Протяжённость участка очага деформации единичной ширины вдоль R
Д(/) = jR-(s0-sJO)
l
н
(7)
где (/) - зазор в роликах, мм.
Для расчёта распирающей силы в калибре следует определить максимум значения ртах(7) в формуле (6), которое наиболее просто найти средствами пакета МшЬСАЭ. Например, при уровне обжима порядка 15 % (Х- = 1,7 мм) максимальное значение нормального напряжения достигается при 5ШХ - 1,8 мм.
Сила распора Р определяется интегрированием /;шах(/) по очагу деформации с учётом соотношения (7):
и
Р= ]ртах(0-Л( о-л. (8)
О
Расчёт по зависимости (8) целесообразно также производить численно в среде Ма(кСАВ. Для рассматриваемого случая найденное значение распирающей силы составляет величину порядка 55 кН. Крутящий момент на валу, идущий на деформирование при раскатке полки, определяется зависимостью [4]
^ ■ - >,"), (9)
где \|/ - коэффициент плеча момента; (л'А.)ср -среднее значение зазора в калибре, мм.
Расчётные значения параметров, полученные по зависимостям (8) и (9), были использованы при расчёте и конструировании раскатного станка в ОАО «Ульяновский НИАТ».
Придание профилю кривизны в раскатном станке обеспечивалось выбором зазора между роликами с его линейным изменением от ¿о У угловой зоны до (0,6 - 0,7).*о у торца профиля. При этом использовали калибр закрытого типа, что предотвращало течение металла в поперечном направлении. Величина радиуса изгиба регулируется настройкой зазора между раскатными роликами. При отработке технологии проводили экспериментальные исследования деформационной картины раскатываемой полки двумя методами: методом сеток и методом отверстий (рис. 2).
Метод сеток в приложении к заготовке 100x70*2 мм показал, что снижение деформаций к угловой зоне происходит почти по линейному закону. В то же время прямые замеры толщины заготовки позволили выполнить расчёты деформаций по толщине заготовки.
При пластическом деформировании, как известно, выполняется условие несжимаемости:
■■ я?».
а) б)
Рис. 2. Деформации раскатываемой полки: а - метод сеток; б - метод отверстий
ев+8*+гл=°» ПО)
где Со, е,„ - окружная, нормальная и радиальная деформация соответственно.
Проверка условия несжимаемости (10) показала, что радиальная деформация весьма близка к нулю, т. е. при раскатке полки фактически имеет место плоская деформации, которая обеспечивается закрытым калибром.
При определении деформаций методом отверстий в заготовке на уровне линий сетки просверлили отверстия диаметром 5 мм, разнесённые на расстояние 25 мм в окружном направлении и с шагом в 10 мм по высоте полки (см. рис. 2, б). В средней части полки окружные деформации примерно на 5-7 % (в терминах абсолютных значений) выше, чем те же деформации полки, полученные методом сеток. Что касается деформаций вблизи торца раскатываемой полки, то здесь наблюдается существенное расхождение, которое объясняется специфическим течением металла вблизи отверстия в соответствии с принципом кратчайшей нормали. В данном случае говорить об условиях плоской деформации не приходится: в зонах, примыкающих к отверстиям, имеет место объёмное деформированное состояние. Отсюда следует, что применение метода отверстий даёт удовлетворительные результаты только в случае, когда толщина заготовки измен яется н ез и а ч ител ь н о.
На раскатанной полке были произведены замеры твёрдости ультразвуковым портативным твердомером МЕТ-У1 для выяснения степени упрочнения материала заготовки при деформировании. От угловой зоны к торцу полки твёрдость изменяется монотонно от 160 до 200 единиц НВ, что подтверждает необходимость учёта упрочнения при проведении расчётов процесса формообразования детали.
По разработанной технологии изготовлены пилотные партии деталей, которые прошли технический контроль и признаны годными к применению. Оборудование и технология внедрены и эксплуатируются на предприятии заказчика.
Выводы:
1. Производство широкополочных профильных деталей со значительной продольной кривизной целесообразно осуществлять в роликах в два этапа: профилирование заготовки и гибка профиля по контуру с раскаткой периферийных элементов на клин в закрытых калибрах.
2. Разработанная модель потери устойчивости элементов профиля, лежащих вне плоскости ги-ба, позволяет определить допустимый радиус изгиба при трёхточечной схеме гибки. Расхождение экспериментальных и расчётных данных,
полученных на основе разработанной модели, не превышает 6%.
3. Модель раскатки полки позволяет определять силовые параметры процесса (силу распора и крутящий момент), необходимые для выбора или проектирования раскатных станков.
4. Результаты экспериментальных исследований деформаций раскатываемой полки показали, что применение закрытого калибра позволяет осуществлять процесс формообразования в условиях плоской деформации. Измерение твёрдости раскатываемой полки подтверждает необходимость учёта упрочнения при разработке математических моделей процесса.
5. Для реализации технологии можно использовать серийные профилировочные и гибочно-раскатные станки производства ОАО «Ульяновский НИАТ».
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Марковцев, В. А. Формообразование стеснённым изгибом в роликах и правка гнутых тонкостенных профилей / В. А. Марковцев, В. И. Филимонов. - Ульяновск : УлГТУ, 2006. - 244 с.
2. Потеря устойчивости и выпучивание конструкций / под ред. Дж. Томсона и Дж. Ханта. -М. : Наука, 1991.-424 с.
3. Филимонов, С. В. Интенсивное формообразование гнутых профилей / С. В. Филимонов В. И. Филимонов. - Ульяновск : УлГТУ, 2008. -444 с.
4. Клименко, П. Л. Расчёт энергосиловых параметров прокатки с применением ЭВМ / П. Л. Клименко. - Днепропетровск: ДМутИ, 1979. -75 с.
Волков Александр Александрович, аспирант кафедры «Материаловедение и ОМД» УлГТУ. Специализируется в области профилирования и гибки профилей по контуру. Филимонов Вячеслав Иванович, доктор технических наук, профессор кафедры «Материаловедение и ОМД» УлГТУ. Автор более 200 научных работ, в том числе 10 монографии.
УДК 621.923.6:621.9.02 Г. И. КИРЕЕВ
приспособление для заточки свёрл по плоскостям
Представлена оригинальная конструкция приспособления, позволяющего затачивать свёрла как на универсально-заточном станке, так и с помощью настольных электроточил.
Ключевые слова: сверло, заточка, угол, плоскость.
Задние поверхности свёрл при заточке шлифуют по криволинейным поверхностям или по плоскостям. К криволинейным относятся: винтовая, коническая, эллиптическая, цилиндрическая и другие заточки. Технологически наиболее простой является заточка по одной или двум плоскостям. Одноплоскостная заточка применяется для свёрл малых диаметров (с! < 3 мм). При двухплоскостной заточке задняя поверхность каждого пера сверла образована двумя плоскостями, линия пересечения которых параллельна главной режущей кромке. Задний угол первой плоскости а]д/ выбирают в зависимости от обрабатываемого материала, а задний угол наклона второй плоскости а2н =25 -40° [1]. С уве-
©КиреевГ. И.,2011
личением сьы уменьшается осевая сила при сверлении и повышается точность сверления, однако уменьшается прочность режущего клина. Такая заточка обеспечивает более благоприятный характер изменения передних углов на поперечных режущих кромках и лучшие условия засверлива-ния по сравнению, например, с винтовой заточкой. Этот метод нашёл широкое применение при заточке стальных и твердосплавных свёрл на универсально-заточных станках. Параметрами настройки станка при двухплоскостной заточке являются углы 2ср, а]дг и а^у.
Одноплоскостную и двухплоскостную заточку свёрл производят при креплении их в большой или малой универсальной делительной головке с использованием цангового или кулачкового патрона. Более производительно такие
