CC BY
90
УДК 621.777.4.014
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРОДОЛЬНО-ПОПЕРЕЧНОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПОЛЫХ ДЕТАЛЕЙ
Г.А. Данилин, Д.С. Филин, С.Г. Волжин
Дано обоснование рационального применения прутковых заготовок с использованием процесса продольно-поперечного выдавливания для изготовления полых деталей специального назначения. Результатами анализа напряжённо-деформированного состояния заготовок определены критерии оптимальных условий проведения процесса выдавливания.
Ключевые слова: продольно-поперечное выдавливание, технологическая сила, предельная деформация, стойкость рабочего инструмента.
Перспективность применения прутковых заготовок и последующая их штамповка выдавливанием для изготовления деталей ответственного назначения, например, гильз, пиростаканов и других элементов патрона, совершенно очевидна. Однако рациональное применение технологии требует тщательного технологически обоснованного подхода к выбору способа выдавливания [1], реализация которого обеспечивала бы высокое качество штампованных деталей, сравнительно небольшие энергозатраты и удовлетворительную стойкость рабочего инструмента. Так, изготовление полуфабриката из стали 18ЮА продольным обратным выдавливанием сопряжено со значительным изменением формы на этапе рубки прутка введением дополнительной калибровки, значительными технологическими силами на всех этапах штамповки [2].
Комбинированный процесс [3] продольно-поперечного выдавливания менее энергоёмкий, 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 процесса закрытого продольно-поперечного выдавливания заключается в следующем (рис. 1). Цилиндрическая заготовка 4 подаётся в приёмную часть матрицы 1 до упора в противопуансон 3. Для облегчения подачи заготовки диаметр приёмной части матрицы dМ принимается больше диаметра заготовки на 0,2...0,4 мм. Движением пуансона 2 вниз происходит деформация с затеканием металла в зазор между выходной полостью матрицы и поверхностью противопуансона. Толщина дна формируется за счёт осевого зазора 7М и величины хода пуансона. Следует отметить, что толщина стенки (8=ВМ^П-П), диаметр приёмной части мат-
рицы dм, высота положения торца противопуансона zМ и угол конусности матрицы 2а взаимосвязаны и накладывают определённые ограничения на форму и размеры полуфабриката. Например, при уменьшении зазора zм и угла конусности матрицы 2а максимальная толщина стенки, которую можно получить, будет уменьшаться. Если S> zм, то процесс становится открытым без калибровки стенки. Также заметное влияние на определённость размеров оказывают влияние радиусов скругления противопуансона и конического участка матрицы. Принято гП_П = 0,285dП.П, а Rм = гП_П [4].
Формоизменение заготовки (рис. 2) сопровождается вначале малой упругопластической деформацией с увеличением диаметра заготовки (1), частичным выдавливанием металла в радиальном направлении (2), изгибом и началом поперечного перемещения металла в зазор между противо-пуансоном и матрицей (3), движением стенки в осевом направлении с активным её контактом по цилиндрическим поверхностям матрицы и пуансона (4) и условно стационарного этапа, когда полностью сформирован очаг деформации, а небольшие изменения технологической силы зависят от соотношения поверхностей контакта заготовки и выдавливаемой части с соответствующими поверхностями инструмента.
Р
Рис. 1. "Закрытое" поперечно-продольное выдавливание: 1 - матрица; 2 - пуансон; 3 - противопуансон; 4 - заготовка-полуфабрикат
Исследование процесса проводилось методом компьютерного моделирования с анализом напряжённо-деформированного состояния заготовки из стали 18ЮА:
-исходная заготовка
dз = 20 мм, hз = 32,56 мм; -рабочий инструмент
dм =20,2 мм, 0М = 29,4 мм, dП.П = 20 мм, ЯМ =5,5 мм, гМ = 2 мм, гПП =5,5 мм, 1М = 8 мм, 2а = 90°.
Рис. 2. Характерная диаграмма «сила - путь инструмента» процесса поперечно-продольного выдавливания
Анализ полученных результатов показывает, что процесс характеризуется сложной схемой напряжённо-деформированного состояния. В конце третьего этапа очаг пластической деформации сформирован и может быть разделён на два участка: центральный - под торцом пуансона и периферийный, где происходит формирование стенки детали. В центральной части в результате действия схемы всестороннего неравномерного сжатия максимальная интенсивность деформации может достигать £¡=100 %. Периферийный участок претерпевает меньшую деформацию, которая опре-
° М
деляется изменением диаметров ,однако в эту зону поступает уже пре-
d м
терпевший определённое упрочнение металл из центральной зоны. При этом на границе криволинейного и наружного цилиндрического участков действует жесткая схема напряжённого состояния - одностороннее растяжение в тангенциальном направлении (ое>0; ог-о2~0) (рис. 3).
Эту зону следует считать критической с точки зрения появления рыхлостей или даже продольных трещин, что является одним из критериев, ограничивающих процесс продольно-поперечного выдавливания:
б! <к пр ] . (1)
Рис. 3. Распределение компонентов напряжённо-деформированного состояния в конце третьей стадии процесса
Предельное значение может быть определено по соотношению
[ei пр ] = £ip 'e ' , (2)
где sip - предельная деформация, соответствующая моменту разрушения образца при испытании его на растяжении; K = °i + + °з - коэффициент
жесткости схемы напряжённого состояния. Образование трещин наиболее вероятно в сечении А. Несмотря на малые значения радиального or и осевого oz компонентов напряжений, они оказывают существенное влияние на жесткость схемы напряжённого состояния. В этом сечении коэффициент К-0,7.
Усреднённая степень деформации на наружной поверхности стенки может быть рассчитана по приближенной зависимости
Г D ^
ei = ln
м
V dM J
f 0,4(Dm + dn_n) ^
+ ln
(3)
v
2 ■ 2м
В результате получаем е;=0,73, [е; пр]=0,84, т.е. приведенный процесс имеет запас прочности.
Другим критерием, ограничивающим предлагаемый процесс, является максимально допустимая удельная нагрузка на инструмент. Наибольшую технологическую силу испытывает пуансон 2:
Ртех <Ы . (4)
Удельная сила ртех зависит от ряда факторов, определяющих возможность деформации заготовки по предлагаемой схеме. На рис. 4 приведена зависимость влияния изменения диаметра, толщины стенки полуфабриката и параметра 7М на ртех. Там же показано приближённое значение [р], которое определяется стойкостью инструментальной стали, из которой из-
51
готовлен пуансон [5].
^ 0,55 0.6 0.65 0,7 0.75 0,8 ^Д? ^
Рис. 4. Зависимость удельной силы на пуансоне от соотношения
диаметров йМЮМ и зазора хМ
При проектировании рабочего инструмента также необходима проверка прочности приёмной части матрицы, испытывающей значительные тангенциальные нагрузки (рис. 5). Их величина в критический момент связана с осевой технологической силой. Во избежание разрыва матрицы необходимо применять известные приёмы: бандажирование, увеличение наружного диаметра и др.
Рис. 5. Условная схема распределения напряжений на внутренней
поверхности матрицы
Выводы
1. Наиболее опасной с точки зрения прочности заготовки является зона, соответствующая коническому участку матрицы, где действует схема, близкая к простому растяжению, что является одним из критериев ограничения процесса;
2. Технологические возможности процесса также ограничены удельной нагрузкой на подвижный пуансон, которая зависит от соотноше-
ния исходного и выходного диаметров и зазора zm;
3. Значительные радиальные нагрузки в приёмной части матрицы создают растягивающие напряжения в стенках матрицы, что требует усиления её конструкции.
Список литературы
1. Филин Д.С., Матяшов А. Д. Повышении эффективности технологических процессов при изготовление гильз к патронам стрелкового оружия Общероссийская молодежная научно-техническая конференция "Мо-лодеж. Техника. Космос". СПб: БГТУ, 2013 С. 179 - 181.
2. Н.П. Агеев [и др.] Справочник по технологии патронного производства: в 2 т. Т. 2 / СПб: Балт гос. техн. ун-т, 2011. 345 с.
3. Алиев И.С Технологические возможности новых способов комбинированного выдавливания // КШП. 1990. №2. С.7 - 10.
4. Исследование технологических возможностей и разработка высокопроизводительных процессов обработки металлов давлением, отчет о научно-исследовательской работе / Д.П. Кузнецов [и др.]. Ленинград, 1985, 79 с.
5. Аверкиев Ю.А, Аверкиев А.Ю. Технология холодной штамповки: учебник для вузов. М.: Машиностроение, 1989, 304 с.
Данилин Геннадий Александрович, д-р техн. наук, проф., зав. кафедрой, bgtu_e4@,mail.ru, Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д.Ф. Устинова,
Филин Дмитрий Сергеевич, ассистент, bgtu_e4@mail. ru, Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д. Ф. Устинова,
Волжин Сергей Геннадьевич, гл. технолог, volzhina bk.ru, Россия, Тула, ОАО "Тульский патронный завод"
TECHNOLOGICAL CAPABILITIES LONGITUDINAL-TRANSVERSE EXTRUSION FOR
MANUFACTURE OF HOLLOW PARTS
G.A. Danilin, D.S. Filin, S.G. Volzhin
The substantiation of the rational use of bar stock with the use of longitudinal-transverse process for producing hollow extrusion parts for special purposes. The results of stress-strain analysis of the state of preparations defined criteria of optimum conditions of the extrusion process.
Key words: longitudinal-transverse extrusion, technological strength, ultimate strain, resistance of the working tool.
Danilin Gennadii Alecsandrovich, doctor of technical sciences, professor, head of chair, bgtu e4a,mail. ru, Russia, St-Petersburg, Baltic State Technical University "VOENMEH",
Filin Dmitrii Sergeevich, assistant, bgtu_e4@mail. ru, Russia, St-Petersburg, Baltic State Technical University "VOENMEH",
Volzhin Sergei Gennadevich, chief technologist, volzhin@bk.ru, Russia, Tula, OJSC "The Tula cartridge work"
УДК 621.7
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЗАВИСИМОСТИ КАЧЕСТВА ПОКОВКИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ ВСПЫШКИ СМАЗКИ НА ПРИМЕРЕ ШТАМПОВКИ ПОРШНЯ ДВС ИЗ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА
М.А. Петров, Т.С. Басюк, А.Н. Петров, П.А. Петров
Рассматривается методика проведения поиска зависимости между физической (температура вспышки смазочного вещества) и субъективной (качество детали) величиной, представленные для процесса горячей изотермической штамповки. Полученные диаграммы нормального распределения средних значений температур показывают, что и при температурах, входящих в интервал 2а, можно получить как качественные, так и бракованные поковки.
Ключевые слова: горячая изотермическая штамповка, температура вспышки смазки, алюминиевые сплавы, качество поковок, поршень ДВС.
Использование смазочных веществ (СВ) в процессах горячей и полугорячей объемной штамповки является неотъемлемой частью техпроцесса. Как правило СВ является композицией на масляной или водной основе. Петровым А.Н. и др. в работах [1 - 4] были исследованы коллоидно-графитовые смазочные вещества и их применение в производственных условиях.
Процесс образования смазочного покрытия сводится к следующему. В идеальном случае при контакте с горячим инструментом основа любого СВ выгорает, и растворенный твердый остаток оседает на рабочую поверхность инструмента в виде равномерного слоя пленки, которая уменьшает трение на контакте «инструмент - заготовка». Снижение трения при контакте микронеровностей на поверхности инструмента (шероховатость) с твердыми частицами, например окалиной либо карбидами, в материале заготовки в процессе ее деформирования уменьшает вероятность развития механизма абразивного износа штампа.
