CC BY
1
1НЖЕНЕРН1 НАУКИ
УДК 621.777.4 https://doi.org/10.35546/kntu2078-4481.2021A1
Л.1. АЛ1СВА
Донбаська державна машинобущвна академiя
ORCID: 0000-0002-5283-925X В.М. ЛЕВЧЕНКО
1нститут радiофiзики та електронiки iм. О.Я. Усикова НАН Укра1ни
ORCID: 0000-0002-2411-4198 ДО. КАРТАМИШЕВ
Донбаська державна машинобудiвна академiя
ORCID: 0000-0003-3240-8919 Х.В. МАЛ1Й
Донбаська державна машинобудiвна академiя
ORCID: 0000-0002-9046-4268
РОЗРОБКА ТА ВИКОРИСТАННЯ К1НЕМАТИЧНИХ МОДУЛ1В ДЛЯ МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕС1В ПОПЕРЕЧНО-ПРЯМОГО
ВИДАВЛЮВАННЯ
У робоmi представлено результати моделювання силового режиму процесу поперечно-прямого видавлювання порожнистих виробiв з глухим отвором 13 суцшьних заготовок на основi енергетичного методу верхньог оцтки. Показано, що використання для холодного видавлювання таких виробiв комбiнованими процесами дозволяе не тшьки скоротити кшьюсть необхiдних операцш, а й знизити навантаження на iнструмент, що деформуе. Протестовано та описано спе^ально розроблет криволтшт ктематичш модулi, застосування яких дозволяе тдвищити оперативнкть методу верхньог оцiнки для до^дження процесiв комбiнованого видавлювання. Продемонстровано можливкть коректного використання юнематичних модулiв для анализу складних схем nроцесiв 1з юлькома зонами. Моделювання проведено як для розрахунковог схеми поперечно-прямого видавлювання заготовки зi змiнною висотою фланця (загальний випадок), так i для схеми заготовки з фланцем постшног' висоти. Встановлено, що розробленi криволтшш трикутш модулi за рахунок зниження величини розриву швидкостей на гх межах дозволяють знизити верхню оцiнку навантажень на iнструмент порiвняно з варiантами моделей, як ранше базувалися на модулях прямокутног форми. Використання розроблених криволтшних модулiв краще вiдповiдае реальнш кiнематицi течи металу та забезпечуе бшьш точний розрахунок силового режиму процесiв комбтованого видавлювання. Розрахунки показали, що уточнен значення приведеного тиску для процесiв поперечно-прямого видавлювання на 18... 30% нижчi, нiж одержуванi при використанш модулiв з прямолiнiйними контурами. До^джено також вплив на силовий режим процесу по^довного поперечно-прямого видавлювання основних технологiчних параметрiв. Встановлено, що при збiльшеннi вiдносноi товщини дна деталi з 0,2 до 0,8 для коефiцiента тертя ^ = 0,08 тиск знижуеться до 20.30%, а для ^ = 0,2 - до 40%, збшьшення вiдносного радiусу порожнини вiд 1,2 до 2,5 призводить до збшьшення силових параметрiв на 33%, змiна вiдносноi товщини стiнки деталi вiд 0,5 до 0,2 збыьшуе приведений тиск на 19%.
Ключовi слова: моделювання, поперечно-пряме видавлювання, енергетичний метод верхньог оцiнки, юнематичний модуль, модульний пiдхiд, навантаження на iнструмент.
Л.И. АЛИЕВА
Донбасская государственная машиностроительная академия
ORCID: 0000-0002-5283-925X В.Н. ЛЕВЧЕНКО
Институт радиофизики и электроники им. А.Я. Усикова НАН Украины
ORCID: 0000-0002-2411-4198 Д.А. КАРТАМЫШЕВ
Донбасская государственная машиностроительная академия
ORCID: 0000-0003-3240-8919 К.В. МАЛИЙ
Донбасская государственная машиностроительная академия
ORCID: 0000-0002-9046-4268
РАЗРАБОТКА И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ КИНЕМАТИЧЕСКИХ МОДУЛЕЙ ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ ПОПЕРЕЧНО-ПРЯМОГО
ВЫДАВЛИВАНИЯ
В работе представлены результаты моделирования силового режима процесса поперечно-прямого выдавливания пустотелых изделий с глухим отверстием из сплошных заготовок на основе энергетического метода верхней оценки. Показано, что использование для холодного выдавливания таких изделий комбинированными процессами позволяет не только сократить количество необходимых операций, но и снизить нагрузки на деформирующий инструмент. Протестированы и описаны специально разработанные криволинейные кинематические модули, применение которых позволяет повысить оперативность метода верхней оценки для исследования процессов комбинированного выдавливания. Продемонстрирована возможность корректного использования кинематических модулей для анализа сложных схем процессов с несколькими зонами. Моделирование проведено как для расчетной схемы поперечно-прямого выдавливания заготовки с переменной высотой фланца (общий случай), так и для схемы для заготовки с фланцем постоянной высоты. Установлено, что разработанные криволинейные треугольные модули за счет снижения величины разрыва скоростей на их границах позволяют снизить верхнюю оценку нагрузок на инструмент по сравнению с вариантами моделей, которые ранее базировались на модулях прямоугольной формы. Использование разработанных криволинейных модулей лучше соответствует реальной кинематике течения металла и обеспечивает более точный расчет силового режима процессов комбинированного выдавливания. Расчеты показали, что уточненные значения приведенного давления для процессов поперечно-прямого выдавливания на 18... 30% ниже, чем получаемые при использовании модулей с прямолинейными контурами. Также исследовано влияние на силовой режим процесса последовательного поперечно-прямого выдавливания основных технологических параметров. Установлено, что при увеличении относительной толщины дна детали с 0,2 до 0,8 для коэффициента трения fis = 0,08 давления снижаются до 20... 30%, а для fis = 0,2 -до 40%, увеличение относительного радиуса полости от 1,2 до 2,5 приводит к увеличению силовых параметров на 33%, изменение относительной толщины стенки детали от 0,5 до 0,2 увеличивает приведенное давление на 19%.
Ключевые слова: моделирование, поперечно-прямое выдавливание, энергетический метод верхней оценки, кинематический модуль, модульный подход, нагрузка на инструмент.
L.I. ALIIEVA
Donbass State Engineering Academy ORCID: 0000-0002-5283-925X V.M. LEVCHENKO
O.Ya. Usikov Institute for Radiophysics and Electronics NAS of Ukraine
ORCID: 0000-0002-2411-4198 D O. KARTAMYSHEV Donbass State Engineering Academy ORCID: 0000-0003-3240-8919 Kh.V. MALII Donbass State Engineering Academy ORCID: 0000-0002-9046-4268
DEVELOPING AND USING KINEMATIC MODULES FOR SIMULATION OF TRANSVERSE-FORWARD EXTRUSION PROCESSES
The article presents the results of simulations the power mode of the process of transverse-forward solid blanks extrusion of hollow products with blind hole based on the power upper bound method. It is shown that using of combined processes for cold extrusion of such products makes it possible not only to reduce the number of necessary operations, but also to decrease load on the deforming tool. The specially developed curvilinear kinematical modules, applying of which makes it possible to increase the efficiency of using the upper bound method for the studying of combined extrusion processes, have been tested and described. The possibility of correct application of kinematical modules for analysis of complex schemes of processes with several zones has been demonstrated. The simulations were carried out both for the computational scheme of the transverse-forward extrusion of a workpiece with variable flange height (general case) and for the scheme for workpiece with flange of constant height. It has been found that the developed curvilinear triangular modules, due to the reduction of the speed increases at its boundaries, make it possible to reduce the upper estimation of the tool loads in comparison with simulation variants that were previously based on rectangular modules. The use of the developed curvilinear modules better corresponds to the real kinematics of the metal flow and
provides more accurate calculation of the power mode of combined extrusion processes. Calculations have shown that the corrected values of the reduced pressure for the processes of transverse-forward extrusion are 18...30% lower than those obtained when using modules with rectilinear contours. The influences of the main technological parameters on the power mode of the process of sequential transverse-forward extrusion were also investigated. It was found that with increasing the relative thickness of the part bottom from 0.2 to 0.8 for the coefficient offriction fis = 0.08 the pressure decreases to 20...30%, and for fis = 0.2 - up to 40%, increasing the relative radius of the cavity from 1.2 to 2.5 leads to increasing power parameters by 33%, changing the relative wall thickness of the part from 0.5 to 0.2 increases the reduced pressure by 19%.
Key words: simulation, transverse-forward extrusion, power upper bound method, kinematical module, modular approach, tool load.
Постановка проблеми
У HOMeHKiaTypi штампованих заготовок значний обсяг займають порожнисп деталi з глухим отвором типу стакашв i гшьз. Традицшним та поширеним способом виготовлення таких заготовок i деталей е поздовжне (зворотне i пряме) видавлювання. Характерш для процеав поздовжнього видавлювання обмеження пов'язаш з граничними навантаженнями на шструмент, що змушують вводити дешлька послщовних пepeходiв з меншими ступенями деформацп. Iншi обмеження пов'язано з втратою стшкосп шструменту, особливо пуансошв для зворотного видавлювання, що вимагае введення додаткових операцш кaлiбpyвaння заготовок перед видавлюванням.
Перспективними способами штампування порожнистих деталей можуть служити способи комбшованого видавлювання, як об'еднують традицшш схеми поздовжнього видавлювання з схемами поперечного (ращального i бокового) видавлювання. Процеси комбшованого видавлювання дозволяють значно зменшити eнepгосиловi параметри деформування та час виготовлення, тдвищити як1сть деталей i стiйкiсть штампового iнстpyмeнтy. Таку тeхнологiю можна використовувати для виготовлення порожнистих виpобiв piзно! форми типу гiльз, пpофiльовaних стакашв тощо.
Широке застосування комбiновaного видавлювання, особливо при виробнищга порожнистих деталей, обмежуеться нeдостaтнiм розвитком розрахункового апарату для проектування тeхнологiчних peжимiв деформування, а також недостатньою вивченютю напружено-деформованого стану (НДС) заготовок при деформуванш за новими способами послщовного комбшованого видавлювання.
Виршення цих питань пов'язано з подальшим проведенням дослiджeнь для створення рекомендацш та методик проектування процеав послщовного комбiновaного paдiaльно-прямого видавлювання. Використання енергетичного методу верхньо! оцшки (балансу потужностей) для моделювання силового режиму вищезгаданих пpоцeсiв видавлювання дозволяе створити кшематичш модyлi, aнaлiз яких можна виконати окремо незалежно вщ сyмiжних модyлiв i жорстких зон, та дослщити !х можливостi щодо бiльш точнiшого вiдтвоpeння реально! картини течи при видавлюванш за рахунок вибору полiв швидкостей бiльш складних конфiгypaцiй.
Аналiз останшх дослiджень i публiкацiй
Для тeхнологiй холодного деформування висок питомi та повнi сили деформування е характерними обмеженнями, що знижують стaбiльнiсть процесу i стшшсть штампового iнстpyмeнтy [1-4]. В юнуючих способах деформування, як1 усувають щ обмеження, зниження навантажень на шструмент вщбуваеться за рахунок створення piзноймeнно! схеми напружено-деформованого стану [5, 6], pоздaчi [6-9], зменшення площi контакту шструменту iз заготовкою [2, 10, 11], а також за допомогою додаткових комбшованих силових i кшематичних впливiв на заготовку [8, 12- 14].
Способи комбшованого видавлювання, у яких поеднуються схеми поперечного i поздовжнього (зворотного i прямого) видавлювання дозволяють отримати дeтaлi нaйбiльш складних форм лише за одну операцш [5, 8, 14-16]. Особливють способiв послвдовного комбiновaного видавлювання полягае в тому, що напрямок течи металу в пpоцeсi деформацп змiнюеться з ращального (тeчiя з роздачою) на прямий (рис. 1). За результатами aнaлiзy напружено-деформованого стану заготовок встановлено, що обмеженням для процесу е дiя силових навантажень на шструмент [15].
За результатами експериментальних дослщжень автори робгг [2, 4-7] стверджують, що в pasi прямого видавлювання з роздачею, сила деформування в поpiвняннi з поздовжшм видавлюванням знижуеться на 16...40% (схема 1). Найбшьшого зниження сил деформування за рахунок найбшьшо! мipи свободи течи металу можна домогтися, якщо розворот течи мaтepiaлy заготовки вiдбyвaтимeться вiдpaзy ж тсля виходу металу з об'ему заготовки одночасно з боку бiчно! поверхш нижньо! дiлянки заготовки та нижньо! торцево! повepхнi (схема 2), або з боку нижньо! дмнки бiчно! повepхнi. У пpоцeсi вшьного (без мaтpицi) видавлювання виготовляють глибош поpожнистi емностi, питоме зусилля при цьому пpоцeсi знижуеться в 1,5...1,8 рази [2, 17]. Вiльнa формозмша в розглянутих вище способах не дозволяе отримати необхщш форму i pозмipи деталей, саме тому для цих нашвфабрикапв дaлi передбачають протягування на опpaвцi або пряме видавлювання.
1 2 3
1 и -1 г?- 1 \1 1 .' 1 * . ' 1 . ' 1 . ■ ¡-1-1-1-1 1
)
1 1 № 1 г 1 з 1
Рис. 1. Способи послвдовного комбшованого радiально-прямого видавлювання
За рахунок напрямку течи металу в радiальну порожнину на початку процесу можливо збшьшення зовнiшнього дiаметра стакану. Далi, в зош розвороту течiя матерiалу заготовки буде вщбуватись в прямому (переважно) або зворотному напрямку. Подальший розвиток способiв видавлювання з iнтенсивною роздачею призвiв до появи послiдовного комбшованого радiально-прямого видавлювання. В цьому процеа розвинена радiальна течiя матерiалу сприяе помiтному збiльшенню поперечних розмiрiв порожнисто! деталi (рис. 1, схема 3) [8, 15, 16].
Найбшьшого поширення в наш час з традицшних теоретичних методiв для дослiдження процеав об'емного деформування набули аналiтичний енергетичний метод балансу потужностей, метод верхньо! оцiнки (МВО), а також метод сшнченних елементiв. До головних переваг аналггачних методiв теоретичного аналiзу можна вiднести можливiсть побудови розрахункових схем картин течи металу, що спостерталися експериментально, i отримання результатiв анатзу у виглядi iнженерних розрахункових формул.
Модульний пiдхiд, що застосовуеться та розвиваеться у ДДМА, може служити тдвищенню оперативностi енергетичного методу. У його основi лежить пiдбор та використання заздалегiдь розроблених к1нематично можливих полiв швидкостей (КМПШ) у виглядi поодиноких областей [4] або к1нематичних модулiв [8, 14, 18 - 23], яш призначенi для бiльш чигсого опису рiзних переважаючих схем деформацш в пластичних зонах. Найчастiше у якосп елементарних зон застосовують прямокутш або чотирикутнi (ромбiчнi) i трикутш модулi. 1х використання не викликае проблем при отриманнi рiшення, а також !х вбудовування в конструкцш розривного поля швидкостей, але для полiв з бiльш складною конфиуращею необхiдно застосовувати модулi також складних форм, в тому числi i з криволiнiйними твiрними. Тому створення нових к1нематичних модулiв, втому чи^ з не лiнiйними геометричними характеристиками, перевiрка можливостей щодо застосування !х у якостi складових для моделей процеав комбшованого поперечно-прямого видавлювання та визначення меж параметрiв, що забезпечують прийнятний рiвень навантажень на шструмент цих процесiв, е актуальною задачею.
Формулювання мети дослiдження Метою роботи е розширення можливостей енергетичного методу у напрямку теоретичного аналiзу процеав комбшованого радiально-прямого видавлювання за рахунок створення ушверсальних к1нематичних модулiв та !х використання для побудови математичних моделей.
Викладення основного матерiалу дослвдження Узагальненi розрахунковi схеми процесу послщовного радiально-прямого видавлювання з роздачею з формою кшематичних модулiв в центральнш областi, наближених до експериментально спостережуваного поля деформацiй (аналiз картини течи виконаний за установочними експериментами), наведено на рис. 2.
Розрахункова схема в загальному варiантi (див. рис. 2, а) включае центральний (осьовий) трикутний модуль 2 [21], перехщний модуль 3, модуль для фланцево! зони 4 i модуль розвороту течи металу 5 [23]. В другому варiанту розрахунково! схеми процесу (див. рис. 2, б) з аналiзу силового режиму виключено модуль 3, а модуль 4 мае спрощений варiант за рахунок того, що порожнина для фланця для цього випадку постшно! висоти И.
Загальний приведений тиск на активному рухомому контрпуансош для процесу поперечно-прямого видавлювання розраховуеться за формулою:
Р = Р1 + Рз + Р 4 + Р 5 +APз, (!)
де Р!, Рз, Р4 i Р5 - приведет тиски, вщповщно, в першш (зони 1, 2, модуль 2), другш (зона 3, модуль 3), третш (зона 4, модуль 4), четвертш (зони 5 i 6, модуль 5) областях деталi (див. рис. 2, а). Приведений тиск сил зрiзу АРз враховуе додатковий зрiз мiж модулями 2 i 3, 3 i 4, 4 i 5, який може виникнути при !х з'еднаннi у единий процес послiдовного видавлювання.
а б
Рис. 2. PoîpaxyHKOBÏ схеми з криво, мишиими модулями для процесу послвдовного поперечно-прямого видавлювання порожнистих деталей: a) загальний випадок; б) спрощений випадок з
фланцем заготовки постшно'1 висоти
Для схеми послщовного видавлювання з постiйною висотою зони 4 i модулю 4 (див. рис. 2, б) приведений тиск включае тиски деформування в зош 1 i 2, в четвертш зош i в зош розвороту з модулями 5 i 6:
Р = Pi + Р4 + P5- (2)
Приведений тиск сил зрiзу Ap3 який призначений для врахування додаткового зрiзу мiж
модулями 2 i 4, 4 i 5 при ïx зборщ у едину схему процесу, у даному випадку дорiвнюе нулю. Це пов'язано з тим, що при постшнш висотi в зош фланцю 4 компонента швидкосп vz вiдсутня, що веде до вщсутносл i додаткових змiн у потужносп сил зрiзу на границях модулiв, як1 об'еднуються в одну загальну схему процесу.
Таким чином, для послщовного поперечно-прямого видавлювання маемо розрахункову залежнiсть (2), до яко1 необхщно додати ще складову, що враховуе витрати сил на тертя у вихщнш дiлянцi в зонi 6.
A ~pt = -^ -A-. (3)
' V3 R4-i
Аналiз отриманоï залежносп (2) з урахуванням (3) виконано з побудовою графМв, представлених на рис. 3 и 4, в яких в якосп змшних використаш так! вiдноснi параметрi процесу, як висота h (й3), радiус фланцевоï зони R3 (радiус порожнини детал^ та вiдношення товщини стшки деталi до товщини ïï дна s/h. Вплив тертя, як вщомо, однозначний, тому за коефщент тертя прийнятий ц = 0,08, що е характерним для процеав холодного видавлювання. Величина кута ф дорiвнюе нулю (h = const).
Якщо розглядати рiвень впливу основних параметрiв процесу на силовий режим процесу i значения приведеного тиску, то можна помггити, що найбшьший вплив мають вiдносна товщина стшки порожнисто1' деталi s/h (рис. 3) i вщносна висота фланцево1' порожнини або, що те ж саме, товщина дна деталi h (рис. 4). За впливом радiус порожнини деталi R3 знаходиться на третьому мющ. У загальному процесi при малих значеннях h вплив R з цшком ввдчутний - з! зростанням R з тиск p зростае неухильно (див. рис. 3).
3i зменшенням h тиск p зростае, та особливо при h менше 0,4. Це характерно для вах значень вщповщних параметр!в R з та ц. Наприклад, при R з = 2,0 та h = 0,8 p = 4,0, з! зменшенням h до 0,2 тиск p збшьшуеться до 5,5, тобто на 37% (рис. 5). При цьому змша s/h в меншу сторону в!д оптимуму викликае невелике збшьшення приведеного тиску p (рис. 6).
При постшному значенш R з i змш шших параметр!в процесу спостертаеться деяке оптимальне з точки зору мшмуму тиску значення вщносно!' висоти h , яке приходиться на h = 0,7 (рис. 7).
Рис. 3. Залежнкть приведеного тиску
Рис. 4. Залежнкть тиску комбшованого
послщ°вног° видавлювання вiд товщини стшки видавлювання вiд товщини h i радiусу фланця
s/h i радiусу фланця R з при = 0,08; h = 0,3
6,0
5, С
4,0
3,0
s/h = 0,75 ,u=0.08; <г>= 0°
Ч ■—■^=2.2
-----1-5
0.2
0,4
0,6
Рис. 5. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд шдиосиоТ висоти h i радiусу порожнини Rз
Rз при p = 0,08; s/h = 0,7
Рис. 6. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд шдиосиоТ висоти h i радiусу порожнини Rз при s/h = 0,6
4,0
3,5
Л 5=1,6: д = 0,08
й= 0.3
^0.5 —¿г л л ... _
0.8
0.2
0,4
0,6
0,8
s/h
Рис. 7. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд вiдносноТ товщини стшки
s/h i висоти h при радiусi порожнини R3 = 1,6
В цшому значения приведеного тиску деформування p у порiвняннi i3 розрахунками методом верхньо! оцiнки, знаходиться в допустимих межах навантаження для шструменпв холодного деформування.
Для схеми послщовного видавлювання з перемшою висотою фланцево! зони (модуля) 4 (див. рис. 2, б) приведений тиск включае тиски деформування в зош 1 i 2 р1, в четвертiй зонi - Р4 i в зонi
розвороту з модулями 5 i 6 - р5:
Р = Р\ + Р 4 + Р5 +АР з ■ (4)
Додаткова складова приведеного тиску сил зрiзу Ар3 , яка призначена для врахування
додаткового зрiзу мiж модулями 2 i 4, 4 i 5 при !х зборцi у едину схему процесу, у даному випадку встановлюеться таким чином. Доля приведеного тиску, яка враховуе витрати на зрiз на двох границях модулю 4, визначених радусами Як i Яз, встановлена за виразом:
АР з4 =
2 •■Л'
(5)
Подiбна доля приведеного тиску, яка враховуе витрати на зрiз на границ модулю 2, визначено! радiусом Яо (Як), встановлена за виразом:
А а ' Ь
АРз2-3 = ^ ■ (6)
Приеднання модулiв 2 i 4 один до одного в однш схемi викликае змiну тиску зрiзу на гранищ мiж ними:
|АРз2-3 - АРз^ = (а'И - ^
(7)
Для кутового криволiнiйного модулю 5 тиск зрiзу на границi з модулем 4 отримано за виразом:
2•Из •а АРз4-5 = г:Ь 2
л/з (Я 42 -1)'
Приеднання модуля 5 до процесу викликае змiну тиску зрiзу:
|АРз4-5 -АРз4|:
2• Из •а
л/3• (Я42 -1) 2^/з
(8)
(9)
Таким чином, для послщовного поперечно-прямого видавлювання маемо додати ще складовi, що враховують змiни в приведених тисках зрiзу (6) i (8), а також витрати сил на тертя у вихвднш дшянщ в зош 6 за формулою (3). Аналiз отримано! залежносп (4) з урахуванням вказаних додатк1в виконано з побудовою графЫв (рис. 8 - рис. 15), в яких е змшш: висота Из i радiус фланцево! зош Яз, зовнiшнiй радiус виробу Я4, вiдношення товщини стiнки деталi до товщини !! дна 8!Из. Коефiцiент тертя прийнятий ^ = 0,08, що е типовим для процеав холодного видавлювання. Величина кута нахилу фланця ф змiнюеться в межах вщ 5 до 12°.
5,0
4,0
з,а
я/Ад = 0,75, = 0,08
\ \ ОС 1з=2.2 ---2,0 _ 1 8
1.5
1,2
0,2
0,4
0,6
Рис. 8. Залежшсть тиску послвдовного комбiнованого видавлювання вiд параметру
Из для рiзних вiдносних райусш порожнини
Яз при s/hз = 0,75
5,0
4,0
ЗД
р=5°«/йз = 0.6 , д = 0,08
N
——
——
0,2
0,4
0,6
Рис. 9. Залежшсь тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд параметру Из
для рiзних ввдносних радiусiв порожнини Яз при s/hз = 0,6
Рис. 10. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання вiд вiдносного
ра^усу порожнини Яз для рпних значень параметру Из при s/hз = 0,75
Рис. 11. Залежнкть тиску послвдовного комбiнованого видавлювання вiд ввдносного
радiусу порожнини Яз для рпних значень параметру Из при s/hз = 0,6
6.0
4. а
Ы = 0,2 ; в=5° и, = 0,08 --—' УТн =0,1
0,2
——' 0,3__
___——' 0.5 ___ _______~~~ 1.0
1,0
1,5
2,0
Рис. 12. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд ввдносного
радiусу порожнини Яз для рiзних значень ввдноснот товщини стшки s/hз
Рис. 14. Залежнiсть тиску послвдовного комбiнованого видавлювання вiд параметру
Из для рiзних значень ввдносного радiусу
порожнини Яз при вщноснш товщиш s/hз = 0,75
7.0
6,0
5,0
4,0
Аз = 0,2 ; /.1 = 0,08 ; р=5°
1 Я; =2,0
...... _
1,8
---—-Л!
0,2
0,4
0,6
0,8
Рис. 13. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд шдносноТ товщини стiнки s/hз для рiзни\ значень
вiдносного радiусу порожнини Яз
Ж ¡¡Ъ, = 0,6; /¿=0.08; ^=10°
Я5=2.2
——— 1,5
-____ 1.2
0,2
0,4
0,6
Рис. 15. Залежнкть тиску послвдовного комбшованого видавлювання ввд параметру Из
для рiзних значень вiдносного радiусу порожнини Яз при вiдноснiй товщиш s/hз = 0,6
При змшнш висоп фланцево! зони i висоти Из, тобто при кошчному днi стакана, результати впливу параметрiв процесу на тиск деформування е подiбними розглянутим вище. Але наявнiсть нахилу пiд кутом ф ускладнюе течiю металу i тиск стае вищим (див. рис. 14, 15).
При значениях товщини стшки $/Из, близьких до оптимальних, при куп ф = 5° з ростом радiуса
Яз тиск деформування зростае прямо пропорцшно (див. рис. 10). Але при мшмальних величинах висоти Из = 0,3 i менше, тиск р досягае до 5,0, а при Из = 0,1 i Яз = 2,2 стае рiвним 8,3. Це е значним навантаженням для iнструменту холодного видавлювання i вимагае врахування при прагненш отримати за один перехщ тонкостiнних деталей з матерiалiв, що важко деформуються, (сталей i латуней). Зi зменшенням $/Из до 0,6 тиск зростае незначно (див. рис. 11). Розглянуто вплив параметра s/И3 на силовий
режим при незмшнш величиш параметра Из = 0,2 i змiнному значеннi Яз (див. рис. 12). Якщо зменшення $/Из з 1,0 до 0,5 вщбиваеться на величину приведеного тиску р малопомино, то подальше зниження товщини s/И3 до 0,2 i особливо до 0,1 викликае рiзке збiльшення тиску р. При зменшенш вщносно! товщини стiнки 8/Из з 0,5 до 0,2 (при Яз = 2,0) тиск р зростае з 5,9 до 7,0, тобто на 18,6%. Зi змшою Яз характер впливу s/И3 збертаеться (див. рис. 13). Вплив товщини дна Из такий же, як i при поперечному видавлюванш, зi зменшенням Из тиск р зростае i особливо iнтенсивно при Из = 0,4 i
менше. Деяке зростання тиску при великих величинах Из (бшьших 0,8) непомггно на графiках для видавлювання деталей з кошчним дном (з ф Ф 0°) (див. рис. 14 i 15). А при розширенш дiапазону товщини деталi (при ф = 0° i постiйнiй висотi И) графж залежностi приведених тисшв р показуе наявнiсть оптимальних значень И = 0,65 ...0,75 , яким властивий мшмум р (рис. 16).
Рис. 16. Залежшсть тиску послвдовного комбiнованого Рис. 17 Залежшсть тиску послiдовного
видавлювання вiд ввдносноТ висоти Из при змшних ж/йэ комбiнованого видавлювання вiд
п^ст ппоо и по ввдносноТ товщини стшки ж/йэ i
=0,45...0,7; Цж = 0,08; Яз = 1,6; ф = 0° - —
параметру Из; ^ = 0,08; Яз = 1,6 ; ф = 5°
1з графМв залежносп тисков деформування з урахуванням s/И в блоцi прямого видавлювання (рис. 17) видно, що отримання деталей типу гшьз з вщносно тонкими стiнками вимагае значних енергетичних витрат - до i вище. Тиск деформування при комбшованому видавлюваинi вище тисков радiального (вщцентрового) видавлювання в 1,5...2,1 рази залежно вiд величини зазору для прямо! течи металу. Але при s/И = 0,5 i бiльше навантаження е цiлком прийнятними. Разом з тим, використання оптимальних значень спещально введеного параметру а , що характеризуе геометрш трикутного модуля, дае можливють пiдготувати рацiональну форму матриц i замiсть витрат на зрiзи отримати значно меншi витрати сил на контактне тертя.
Таким чином, розроблеш модулi надають можливостi моделювання широкого кола процесiв iз ращальною складовою течi! металу.
Висновки
Енергетичним методом верхньо! оцiнки з використанням к1нематичних модулiв для зон в осередку деформацп розробленi моделi процесу комбшованого поперечно-прямого видавлювання
порожнистих B^o6iB з глухим отвором i3 суцшьних заготовок. Встановлено, що поле швидкостей, що мiстить криволшшш трикутнi кiнематичнi елементи краще вщповвдае експериментально встановленiй картинi деформацiй поперечного видавлювання i кинематики течп металу i забезпечуе найменшi верхнi оцшки тисков видавлювання. При цьому уточнення верхнiх оцiнок тисков осесиметричного деформування за рахунок !х зниження становить 18...30% в порiвняннi з вщомими рiшеннями, заснованими на осесиметричних модулях з прямолшшними контурами.
Встановлено характер впливу на силовий режим процесу послщовного поперечно-прямого видавлювання порожнистих деталей основних технолопчних параметрiв: змшно! i поспйно! величини товщини дна, радуса порожнини i товщини стiнки деталг При збiльшеннi товщини дна деталi тиски деформування зменшуються, а зростання радiусу порожнини приводить до збшьшення силових параметрiв. Збiльшення вiдносного (до радусу заготовки) радiусу порожнини з 1,2 до 2,5 веде до зростання приведеного тиску до 33%, а при змши вщносно! товщини стшки стакану slh вiд 0,5 до 0,2 вщбуваеться збiльшення величини приведеного тиску на 19% через тдвищення ступеня деформацп обтиснення в зош розвороту течи металу з поперечного напрямку на прямий. Змша вщносно! висоти порожнини пiд фланцевою зоною (товщина дна) вiд 0,2 до 0,8 при шших рiвних параметрах деталi призводить до зменшення приведеного тиску на 22...30%, при fis = 0,08 i до 40% при fis = 0,2. Встановлено, що контактне тертя значно впливае на силовий режим процесу, особливо при кутах нахилу поверхш фланцево! зони (дна стакану) вище 5°.
Список використаноТ лiтератури
1. Евстратов В.А. Основы технологии выдавливания и конструирования штампов. Харьков: Вища школа. Изд-во при Харьк. ун-те. 1987. 144 с.
2. Алиева Л.И., Чучин О.В, Гнездилов П.В. Способы снижения сил деформирования при выдавливании. Вюник ХНТУ. Херсон, 2016. № 1 (56). С. 18 25.
3. Tae-Wan Ku. A Combined cold extrusion for a drive shaft: a parametric study on tool geometry. Materials. 2020. 13. P. 2244. DOI: https:lldoi.org/10.3390lma13102244.
4. Унксов Е.П., Джонсон У., Колмогоров В.Л., Огородников В.А. и др. Теория ковки и штамповки. Под ред. Унксова Е.П., Овчинникова А.Г. Москва: Машиностроение. 1999. 598 с.
5. Алиев И.С. Технологические возможности новых способов комбинированного выдавливания. Кузнечно-штамповочное производство. 1990. 2. С. 7-10.
6. Kalyuzhnyi V.L., Aliieva L.I., Kartamyshev D.A., Savchinskii I. G. Simulation of Cold Extrusion of Hollow Parts. Metallurgist. 2017. 61. 5-6. P. 359-365. https:lldoi.orgl10.1007ls11015-017-0501-1
7. Дмитриев А. М., Воронцов А. Л. Технология ковки и объемной штамповки. Часть 1. Объемная штамповка выдавливанием: учебник для вузов. Москва : Машиностроение-1. 2005. 500 с.
8. Алиева Л. И. Совершенствование процессов комбинированного выдавливания : монография. Краматорск: ООО «Тираж-51». 2018. 352 с. ISBN 978-966-379-846-2.
9. Алiев 1.С. Методи пошуку нових технолопчних способiв видавлювання. Теоргя та практика обробки матерiалiв тиском. Колективна монографiя. Запорiжжя: Мотор-0ч. 2016. С. 364-485. ISBN 978966-2906-60-8.
10. Алиева Л.И. Технологические возможности процессов комбинированного радиально-продольного выдавливания. Технологические системы. 2017. 1 (78). С. 31-40. URL: http:lltechnological-systems.com7imagesljournall2017lfileslts78_4.pdf.
11. Balendra R., Qin Y., Mater J. Research dedicated to the development of advanced metal-forming technologies. Process. Technol. 2004. 2, рр. 144-152.
12. Розов Ю. Г. Технологии изготовления прецизионных трубчатых изделий холодным пластическим деформированием : монография. Херсон: Изд-во ХНТУ, 2013. 336 с.
13. Mletzko Ch., Liewald M., Felde A., Schiemann T. Napf-Fließpressen mit mehreren bewegten Werkzeugelementen zur Reduzierung der Stempelkraft. Schmiede JOURNAL. 2012. September S. 30-33.
14. Алиева Л.И. Деформирование заготовок способом радиального выдавливания с противодавлением. Вюник ХНТУ. Херсон, 2016. № 2 (57). С. 29-36.
15. Jafarzadeh H., Zadshakoyan M., Sobbouhi E. Abdi. Numerical studies of some important design factors in radial-forward extrusion process. Materials and Manufacturing Processes. 2010. 25, pp. 857-863.
16. Chang Y.S., Hwang B.B. A study on the forming characteristics of radial extrusions combined with forward extrusion. Transactions of materials processing. 2000. 9. 3. P. 242-248.
17. Ренне И.П., Сумарокова А.И. Технологические возможности процесса свободного выдавливания (без матрицы) полых деталей. Кузнечно-штамповочное производство. 1987. №6. С. 25-26.
18. Алиев И.С., Носаков А.А., Махмудов К.Д. Метод кинематических модулей для анализа процессов точной объемной штамповки. Удосконалення процеав i обладнання обробки тиском в металургп i машинобудуванш. Зб. наук. пр. Краматорськ: ДДМА. 2001. С. 142-146.
19. Hrudkina N., Aliieva L., Markov O., Kartamyshev D., Shevtsov S., Kuznetsov M. Modeling the process of radial-direct extrusion with expansion using a triangular kinematic module, Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. Vol. 105. No. 3/1. P. 17-22, 2020. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.203989
20. Aliieva L., Hrudkina N., Aliiev I., Zhbankov I., Markov O. Effect of the tool geometry on the force mode of the combined radial-direct extrusion with compression. Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. 2020. 2 1 (104). Р. 15-22. DOI: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.198433.
21. Hrudkina Natalia S., Aliieva Leila I. Modeling of cold extrusion processes using kinematic trapezoidal modules. FME Transactions. 2020. Vol. 48. No. 2. Р. 357-363. doi:10.5937/fme2002357H.
22. Грудкина Н.С., Алиева Л.И., Малий К.В. Проектирование процессов холодного выдавливания на основе энергетических расчетных модулей. Обработка материалов давлением. Краматорск: ДГМА. 2020. 1 (50). С. 67-76.
23. Алieва Л.1., Левченко В.М., Картамишев Д.О., Таган Л.В. Аналiз процеав поперечно-поздовжнього видавлювання методом кшематичних модулiв. Матерiали VII мiжнародноi науково-практично! конференци "Сучасш технологи промислового комплексу - 2021", випуск 7. Херсон: ХНТУ. 2021.С. 37-39.
References
1. Evstratov V.A. Osnovyi tehnologii vyidavlivaniya i konstruirovaniya shtampov. Kharkov: Vyscha shkola. Izd-vo pri Khark. un-te. 1987. 144 p.
2. Aliieva L.I., Chuchin O.V, Gnezdilov P.V. Sposoby snizheniya sil deformirovaniya pri vydavlivanii. Visnik KHNTU. Kherson, 2016. № 1 (56). pp. 18 25.
3. Tae-Wan Ku. A Combined cold extrusion for a drive shaft: a parametric study on tool geometry. Materials. 2020. 13. P. 2244. DOI: https://doi.org/10.3390/ma13102244.
4. Unksov E.P., Dzhonson U., Kolmogorov V.L., Ogorodnikov V.A. i dr. Teoriya kovki i shtampovki. Pod red. Unksova E.P., Ovchinnikova A.G. Moskva: Mashinostroenie. 1999. 598 p.
5. Aliev I.S. Tehnologicheskie vozmozhnosti novyih sposobov kombinirovannogo vyidavlivaniya. Kuznechno-shtampovochnoe proizvodstvo. 1990. 2. p. 7-10.
6. Kalyuzhnyi V.L., Aliieva L.I., Kartamyshev D.A., Savchinskii I. G. Simulation of Cold Extrusion of Hollow Parts. Metallurgist. 2017. 61. 5-6. P. 359-365. https://doi.org/10.1007/s11015-017-0501-1
7. Dmitriev A. M., Vorontsov A. L. Tehnologiya kovki i ob'emnoy shtampovki. Chast 1. Ob'emnaya shtampovka vyidavlivaniem: uchebnik dlya vuzov. Moskva : Mashinostroenie-1. 2005. 500 p.
8. Alieva L. I. Sovershenstvovanie protsessov kombinirovannogo vyidavlivaniya : monografiya. Kramatorsk: OOO «Tirazh-51». 2018. 352 s. ISBN 978-966-379-846-2.
9. Aliev I.S. Metodi poshuku novih tehnologichnih sposobiv vidavlyuvannya. Teoriya ta praktika obrobki materialiv tiskom. Kolektivna monograflya. Zaporizhzhya: Motor-Sich. 2016. S. 364-485. ISBN 978-966-290660-8.
10. Alieva L.I. Tehnologicheskie vozmozhnosti protsessov kombinirovannogo radialno-prodolnogo vyidavlivaniya. Tehnologicheskie sistemyi. 2017. 1 (78). p. 31-40. URL: http://technological-systems.com/images/iournal/2017/files/ts78 4.pdf.
11. Balendra R., Qin Y., Mater J. Research dedicated to the development of advanced metal-forming technologies. Process. Technol. 2004. 2, рр. 144-152.
12. Rozov YU. G. Tekhnologii izgotovleniya precizionnyh trubchatyh izdelij holodnym plasticheskim deformirovaniem : monografiya. Herson: Izd-vo HNTU, 2013. 336 p.
13. Mletzko Ch., Liewald M., Felde A., Schiemann T. Napf-Fließpressen mit mehreren bewegten Werkzeugelementen zur Reduzierung der Stempelkraft. Schmiede JOURNAL. 2012. September pp. 30-33.
14. Aliieva L.I. Deformirovanie zagotovok sposobom radial'nogo vydavlivaniya s protivodavleniem. Visnik KHNTU. KHerson, 2016. № 2 (57). p. 29-36.
15. Jafarzadeh H., Zadshakoyan M., Sobbouhi E. Abdi. Numerical studies of some important design factors in radial-forward extrusion process. Materials and Manufacturing Processes. 2010. 25, pp. 857-863.
16. Chang Y.S., Hwang B.B. A study on the forming characteristics of radial extrusions combined with forward extrusion. Transactions of materials processing. 2000. 9. 3. P. 242-248.
17. Renne I.P., Sumarokova A.I. Tekhnologicheskie vozmozhnosti processa svobodnogo vydavlivaniya (bez matricy) polyh detalej. Kuznechno-shtampovochnoe proizvodstvo. 1987. №6. pp. 25-26.
18. Aliev I.S., Nosakov A.A., Mahmudov K.D. Metod kinematicheskih moduley dlya analiza protsessov tochnoy ob'emnoy shtampovki. Udoskonalennya protsesIv I obladnannya obrobki tiskom v metalurgIYi I mashinobuduvannI. Zb. nauk. pr. Kramatorsk: DDMA. 2001. pp. 142-146.
19. Hrudkina N., Aliieva L., Markov O., Kartamyshev D., Shevtsov S., Kuznetsov M. Modeling the process of radial-direct extrusion with expansion using a triangular kinematic module, Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. Vol. 105. No. 3/1. P. 17-22, 2020. https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.203989
20. Aliieva L., Hrudkina N., Aliiev I., Zhbankov I., Markov O. Effect of the tool geometry on the force mode of the combined radial-direct extrusion with compression. Eastern-European Journal of Enterprise Technologies. 2020. 2 1 (104). P. 15-22. DOI: https://doi.org/10.15587/1729-4061.2020.198433
21. Hrudkina Natalia S., Aliieva Leila I. Modeling of cold extrusion processes using kinematic trapezoidal modules. FME Transactions. 2020. Vol. 48. No. 2. P. 357-363. doi:10.5937/fme2002357H.
22. Grudkina N.S., Alieva L.I., Maliy K.V. Proektirovanie protsessov holodnogo vyidavlivaniya na osnove energeticheskih raschetnyih moduley. Obrabotka materialov davleniem. Kramatorsk: DGMA. 2020. 1 (50). pp. 67-76.
23. Alieva L.I., Levchenko V.M., Kartamishev D.O., Tagan L.V. Analiz procesiv poperechno-pozdovzhn'ogo vidavlyuvannya metodom kinematichnih moduliv. Materiali VII mizhnarodnoï naukovo-praktichnoï konferenciï "Suchasni tekhnologiï promislovogo kompleksu - 2021", vipusk 7. Herson: HNTU. 2021.pp. 37-39.
