CC BY
17
621.777
УСТОЙЧИВОСТЬ ДЕФОРМИРОВАНИЯ В ПРОЦЕССАХ ВЫДАВЛИВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ С КОНИЧЕСКИМИ ПОВЕРХНОСТЯМИ
В. В. Евстифеев Омский государственный технический университет
высокой и средней пластичности предельные отношения >\/>'и — К11р не превышают 1,2-1,7.
Из диаграмм пластичности [9,10] следует, что при холодном деформировании металлов предельная степень деформации увеличивается с уменьшением показателя напряженного состояния. Поэтому для создания более благоприятных условий деформирования необходимо уменьшать роль
растягивающих напряжений ив, например, за счет
оптимизации профиля инструмента.
Предельный коэффициент выдавливания можно определить исходя из условия полного исчерпания ресурса пластичности металла:
На основе обобщения и развития исследований поведения материала вблизи свободной кромки изделий с коническими поверхностями при формировании их прямым выдавливанием с раздачей или обжимом разработана универсальная методика определения предельного коэффициента выдавливания , позволяющая проектировать малоотходные технологические процессы холодной объемной штамповки с минимальным количеством операций и относительно низкими нагрузками на инструмент.
При разработке рациональных вариантов технологических процессов точной холодной объемной штамповки часто приходится оценивать не только текущее и конечное формоизменение заготовок и силовой режим, но и возможность получения изделий без дефектов в виде трещин, расслоений, утяжин.
Поковки осесимметричные (рис.1) целесообразно изготавливать с использованием операций выдавливания металла в расходящиеся (сходящиеся) кольцевые щели постоянного и переменного сечения. При этом существенно снижаются потребные деформирующие силы [1 - 4]; можно смещать значительные объемы металла в утолщения (головки) поковок (рис. 1 а1, 61), не беспокоясь о сохранении продольной устойчивости заготовок; за один переход штамповки удается получать сложные по форме изделия (рис.1 аЗ, г1, гЗ). Кроме того, во многих случаях исключаются операции калибровки торцев заготовок и их диаметров [5, 6].
Эффективность технологических процессов с операциями поперечного, поперечно-прямого и прямого выдавливания подтверждается результатами исследований формирования изделий типа а2,62 (рис. 1) и внедрением технологий изготовления заготовок под обратное выдавливание [7], стержней с головками типа а1, в1 [5,6], стаканов конических типа г1, в1, в2, г2 [6] и вЗ, гЗ, в4, г4 [3, 8], стаканов с отростком (цапфой) типа аЗ, 63 [1 - 4], стаканов с прямым и коническим дном типа а4, 64.
Технологические возможности операций определяются ресурсом пластичности материала. При полном исчерпании его на свободных поверхностях торца или кромке фланца формируемого изделия появляются трещины. Причем дефекты обнаруживаются при небольших отношениях
наибольшего диаметра изделия (2х к) к диаметру
¥
= Иг)
Н(т)с1г
'■м
(1)
где [р - время, соответствующее моменту разрушения материала; В (г) - функция, учитывающая характер развития деформации; Н (г) - интенсивность
скорости деформации сдвига;
исходной заготовки (2г(|).Так, при поперечном
выдавливании металла в круговую щель постоянной высоты или выдавливании изделий типа в1, вЗ кромка деформируется в условиях, близких к линейному
растяжению = сг$). Поэтому даже для металлов
зависимость предельной степени деформации сдвига от показателя напряженного состояния; а - среднее нормальное напряжение (гидростатическое давление); Т - интенсивность касательных напряжений, являющаяся критерием жесткости схемы
деформирования; 0 < г < Гр. Следовательно,
необходимо представить распределение обобщенных показателей напряженно-деформированного состояния
(ст/7~)( г). А( г), Н (г) вдоль траекторий движения
частиц металла, проталкиваемого в уменьшающийся (постоянный) по высоте или в радиальном направлении зазор, с выявлением поверхностей (траекторий), на которых наиболее вероятно разрушение материала.
При разработке обобщенной методики расчета процессов выдавливания указанных выше изделий удобно использовать поля скоростей, удовлетворяющие гипотезе плоских сечений, а диаграммы пластичности аппроксимировать линейной функцией
А„ = А + В(а/Т).
Эта методика применена для исследования условий деформирования кромки при выдавливании конических стаканов [11], для определения предельной относительной степени деформации при прямом выдавливании трубных заготовок в зависимости от относительного диаметра отверстия и угла заходного конуса матрицы [12], для выяснения условий повышения предельной пластической деформации при поперечном и поперечно-прямом выдавливании изделий типа а1 -а4, 61 -64 (рис. 1)[6].
Анализ результатов исследований и их обобщение позволили прийти к выводу, что методику можно использовать и для расчета предельных коэффициентов выдавливания других процессов, сходных по общей картине течения металла.
На рис. 2 - 5 показаны расчетные схемы ряда процессов выдавливания полых изделий из сплошных и трубных заготовок, в том числе и таких, в которых частицы металла по мере смещения вниз приближаются коси инструмента. Схемы обозначены так:
[ЧАИ 1 - разрушение, схема 1. Одна из двух схем, имеющих шифр 13А2 1, является обобщенной (рис. 26), так как она трансформируется в схему (а) при
Р = 90°;
РАИ 2 - разрушение, схема 2. Совокупность расчетных схем для процессов прямого выдавливания с раздачей стенки изделия в суживающемся зазоре (рис.3 б) , прямого выдавливания с раздачей внутренних слоев стенки изделия (рис. 3 в) и прямого выдавливания с раздачей металла в щели постоянной ширины (рис. 3 а). Здесь обобщенной расчетной схемой является схема (б). Она трансформируется в
схему (а) при ¡5 - а или в схему (в) при а - 0,
НА! 3 - разрушение, схема 3. В этом случае обобщенной расчетной схемой является схема (а)
(рис. 4). Она обращается в схему (б) при ¡3 = 0 или
схему (в) - разновидность РАИ 2 (рис. 3) - при у = 0.;
4 - разрушение, схема 4. Обобщенная расчетная схема ( рис. 5,6). При у =ух получим схему (а).
Поля скоростей , а по ним и поля скоростей деформаций, определяются из уравнения несжимаемости дУр / др+Ур / р + дУ2 / = 0 (2) с учетом того, что траектории движения частиц металла
- линии вида = /?0 ± г • для схем ЯА12 - НА1-
4 или 1=1 (] + (р- Я() )с^(р для схем ЯА21.
Так , для процесса прямого выдавливания с обжимом (рис. 5 б)
Ур=(2/(2)-(^/<%)р2)/2р.
Постоянная интегрирования /(-) определяется из граничных условий:
Ур Р=г = -К ■ и
Тогда
к>=
где
V. =
^(Я2 +г2-2р2)-2ф • ^+г • tgy¡) & (Я2 -г2)-р
(Л2-2)
/Ар
(из условия постоянства объемов
металла, протекающих через входное и выходное сечения в единицу времени )
Аналогично определяются поля скоростей в расчетных схемах РАИ 2 и ЯАИ 3.
В случае анализа процессов поперечного
выдавливания (РАИ 1) V =У(ур). Ее находим из условия постоянства объемов
У0 • Я1 -п-Ж -Ур -2л:-Б-р-Ж. Откуда
Vр = (У0 -Я02)/ (2/^*), где У0 — скорость
движения пуансона; 5 — текущая высота зазора между матрицей и контрпуансоном. Тогда из (2), с учетом граничных условий
К = Ур ' СТ§Р при 2 = И
У. = Vр • с^а при г = [р - ) • ctga, получим
У2=[уХ{^-с1ёа-пг)]12р82,
где 77 = ctga -
Показатели напряженного состояния на кромках изделий находим из уравнений состояния
сг_ = а+2ТС / Н и <тр = ст + 2Т£р / Я соответственно при а. - 0 (для КА12 - КА1 4 ) и ст - 0 (для РАИ 1). Таким образом,
а/ Т - -2С,рг / Н{К). где -Г,, - компоненты
тензора скоростей деформаций.
Следует также отметить, что интенсивности скоростей деформации сдвига и, соответственно, степени деформации сдвига целесообразно определять как функции К. В этом случае имеем:
для схем ЯАг 1: р = К ■ ¿/г = — = —с/К „
Таблица 1
\|
лчччч \ЧЧ
\ ч ч \ \
ч \ ——I \ N
а)
5)
I—, 2
\
Рис. 1. Поковки, изготавливаемые поперечным (а1, 61, а2, 62), поперечно-прямым (аЗ, 63, а4, 64), прямым с раздачей ( в1- в4, г1- г4) выдавливанием
Рис. 2. Расчетные схемы для определения К/(в процессах поперечного выдавливания ЯА21
Рис. 3. Расчетные схемы для определения К „ в процессах прямого с раздачей выдавливания ( ЯА2 2)
Рис. 4. Расчетные схемы для определения К п в процессах прямого с обжимом (и раздачей) выдавливания ( КАгЗ)
Рис. 5. Расчетные схемы для определения К в процессах прямого с обжимом выдавливания ( RAZ 4)
А = ]н(т)с1т = \Н(К) ^ dK.
о 1 Vр
для схем RAZ 2, RAZ 3 : Z=
tgß
(K-l).
dr =
dz rn dK . rn-dK
и A= \H(K)
tgß tgß • Vz " / v 'tgß-vz
для схем RAZ 4: z —
dT = ± = .r0-dK
fg/\
v= tg/rK и
A = )H(K)-r°-dK
, tgYx ■ К
По результатам расчетов можно построить серии графиков Н = Н{К). А = А(К).
сг/Г= (сг/7")(АГ) при различных соотношениях поперечных размеров инструмента и п
{11 = Ctg а - Ctgß-Aля RAZ 1; ;?'= Tga/tgß-ppn
RAZ 2; /7 = tgv/rgß -для RAZ 3; = tgv/tgy] -
для RAZ 4 ) и по ним определить "опасные"
траектории движения частиц металла.
При монотонных и близких к ним деформациях степень исчерпания ресурса пластичности в каждый момент процесса деформирования зависит от
отношения А/А р . Предельные значения К = К
рассчитываются из условия, общего по форме для всех процессов:
И
M-dK
Р^А-Ш ± WB ]
= 0,
где М — функция K.S.n./..ce.ß.y: Р.И7-функции K.n.S.C.
Коэффициенты К„ находим численными
♦л
методами в определенных интервалах Ä.n.ß (или
'/ ) и шагах их изменения. Здесь _ параметр, характеризующий начальную толщину фланца
(/. = 5,->//?,-, для RAZ 1) или стенки изделия ( /. = Ru/rn -для RAZ2- RAZ4).
Вычислены, например, К поперечного выдавливания стальных и медных изделий ( RAZ 1) при изменении /. от 0,5 до 2,5 ( с шагом 0,5) и а от
50(| до 90" (с шагом 5 и). Отмечено, что при а = (9075)" максимальные значения Кг соответствуют /. = 0,5; при а=( 75- 65)° максимум на кривых Кп - Л находится в области 1,0< <1,5; при а = (
65- 50)" К11так приходится на 1,7< /. <2,7.При
выдавливании изделий с цилиндрическим фланцем предельный коэффициент равен 1,6 для стали и 2,4 для меди.
В случае прямого выдавливания с раздачей ( RAZ 2) д и сг/7", а значит, и Кп практически не зависит
от ß; ст/ Т уменьшается с увеличением К, то есть
происходит повышение пластичности материала на кромке; существуют определенные значения п, при которых К имеет максимальное значение.
Результаты анализа влияния механических схем деформации и характера распределения компонент скоростей деформаций по сечению стенок изделий с коническими поверхностями на технологическую пластичность металла в области свободных кромок сведены в табл. 1. Видно, что чем значительней уровень сжимающих напряжений, тем выше технологическая пластичность металла; разрушение металла начинается в первую очередь там, где уровень положительных окружных скоростей деформаций больше ( около поверхности контрпуансона, схемы RAZ 2- RAZ 3 ; около поверхности матрицы, схемы RAZ1).
При конструировании поковок назначается или сохраняется заданный чертежом детали угол наклона образующей наружной или внутренней конической поверхности. Зная, что угол наклона образующей другой поверхности должен отличаться от заданного, анализируется трудоемкость доработки резанием или возможность функционирования детали со стенками неравномерной толщины.
ЛИТЕРАТУРА
1. Александров A.A. Расчет процесса поперечно-прямого выдавливания стакана с цапфой //
Прогрессивная технология и оборудование объемной и листовой штамповки: Тез. докл. науч.-техн. совещания.-Омск,1991.-С. 29-31.
2. Джонсон У., Меллор П. Теория пластичности для инженеров: Пер. с англ.-М.: Машиностроение, 1979,276 с.
3. Евстифеев В.В., Подколзин Г.П. Методика построения геометрии инструмента при выдавливании конических стаканов // Кузнечно-штамповочное производство,-1978,-№3.-С. 11-13.
4. Osen W. Kombiniertes Quer- Hohl- Vorwarts-Fliebpressen // Draht.-1986,- № 3,- S. 133-137.
б.Алиев И.С. Технологические процессы холодного поперечного выдавливания // Кузнечно-штамповочное производство -1988.- № 6,- С. 1-4.
6.Евстифеев В.В., Александров A.A. Определение условий повышения предельной пластической деформации при холодном поперечном выдавливании / Омский политехи, ин-т.- Омск, 1989 - 18 е., ил. // Деп. в ВИНИТИ 24.10.89,-№ 6405-В89.
7.Инструмент и технология выдавливания / В.В.Евсти-феев, В.П.Кокоулин, В.М.Колесников и др./ / Сб.тр. маши-ностр. фак-та ОмПИ,- Новосибирск, 1970.- № 1.-С. 25-28.
8. Овчинников А.Г., Хабаров A.B. Прямое выдавливание цилиндрических стаканов // Совершенствование процессов объемной штамповки,-М„ 1980.-С. 103-108.
Э.Колмогоров В.Л. Напряжения, деформации, разрушение,- М.: Металлургия, 1970,- 230 с.
10.Пластичность и разрушение / В.Л.Колмогоров, А.А.Богатов, Б.А.Мигачев и др.//Металлургия.-1977,-336 с.
11.Подколзин Г.П., Евстифеев В.В. Расчет предельной пластической деформации при холодном выдавливании заготовки в суживающийся зазор между конической матрицей и оправкой // Пути совершенствования технологии холодной объемной штамповки и высадки: Тез. докл. Всесоюз. науч-техн. конф.-Омск,1978.-С 131-135.
12. Артес А.Э., Серов Е.С. Выдавливание на плавающих оправках // Кузнечно-штамповочное производство.-1987,- № 9,- С. 7-9.
30 января 1998 г.
Евстифеев Владислав Викторович -
доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой "Машины и технология обработки металлов давлением", декан машиностроительного факультета Омского государственного технического университета
