CC BY
4
8. D. Afonso, L. Pires, R. Alves de Sousa, R. Torcato, Direct rapid tooling for polymer processing using sheet metal tools, Procedia Manufacturing, Volume 13, 2017. P. 102-108. https://doi.org/10.1016/j.promfg.2017.09.016.
9. Машков Ю.К., Байбарацкая М.Ю., Григоревский Б.В. М38. Конструкционные пластмассы и полимерные композиционные материалы: Учеб. пособие. Омск: Изд-во ОмГТУ, 2002. 129 с.
10. И.А.Бурлаков, П.А.Полшков, П.А. Петров, Б.Ю. Сапрыкин. Гибка труб с применением 3D-напечатанного инструмента. Аддитивные технологии № 4-2022.
Бурлаков Игорь Андреевич, главный специалист УГТ производственного комплекса «Салют» АО «ОДК», д-р техн. наук, i.burlakov@uecrus.com, Россия, Москва, Московский политехнический университет, ул. Б. Семеновская,
Полшков Павел Анатольевич, аспирант, p.polshkov@uecrus.com. Россия, Москва, «Салют» АО
«ОДК»,
Петров Павел Александрович, канд. техн. наук, доцент, petrov_p@mail. ru, Россия, Москва, Московский политехнический университет,
Шаболин Максим Владимирович, бакалавр, m.shabolin@uecrus.com, Россия, Москва, «Салют» АО«ОДК»
DEPENDENCE OF THE GEOMETRIC ACCURACY OF PIPES ON THE TECHNOLOGICAL PARAMETERS
OF BENDING WITH A POLYLACTIDE TOOL
I.A. Burlakov, P.A. Polshkov, P.A. Petrov, M.V. Shabolin
The results of the influence of technological parameters and tools on the geometric accuracy ofpipes made of 12X18H10T stainless steel during their bending on an automatic machine using a bending tool made of polylactide PLA are shown. Data are given for bending pipes with a diameter of 6 to 24 mm at angles of 45, 90 and 135 degrees; the results of studying the accuracy of the obtained bent blanks on the size of their batch and the design of the tool used are given.
Key words: Additive technologies, 3D printing, LCD technology, technological parameters, PLA, pipe bending, accuracy, ovality, bending angle, bending rollers.
Burlakov Igor Andreevich, chief specialist of the UGT of the production complex "Sa-Lyut" of JSC "UEC", Doctor of Technical Sciences, i.burlakov@uecrus.com, Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University, B.Semenovskaya str.,
Pavel Anatolyevich Polshkov, postgraduate, p.polshkov@uecrus.com, Russia, Moscow, "Salyut" JSC
"UEC",
Petrov Pavel Alexandrovich, candidate of technical sciences, docent, petrov_p@,mail.ru, Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University,
Shabolin Maxim Vladimirovich, bachelor, m.shabolin@uecrus.com, Russia, Moscow, "Sa-lut" JSC
"UEC"
УДК 621.777.014
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-3-141-148
УТОЧНЕНИЯ РАЦИОНАЛЬНОЙ ФОРМЫ ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ОПЕРАЦИИ ПРОДОЛЬНО-ПОПЕРЕЧНОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ
Д.С. Филин, И.А. Соболев, Т.М. Абу Фадда
Приведены уточнённые рекомендации к выбору размеров инструмента для комбинированной операции продольно-поперечного выдавливания по результатам анализа компьютерного моделирования. По результатам анализа напряжённо-деформированного состояния заготовки скорректирована зависимость для расчёта средней степени деформации и условие сохранения сплошности заготовки.
Ключевые слова: холодная штамповка, комбинированное выдавливание, удельные нагрузки.
В технологических процессах изготовления различных полых изделий машиностроения начальный этап получение полых полуфабрикатов (стаканчиков) связан, как правило, с двумя подходами.
В первом случае, который можно считать наиболее распространённым, исходными заготовками выступают круглые, реже квадратные или многогранные, листовые заготовки, вырубленные из листа, ленты или полосы. В последующем полый стакан изготавливают, применяя операции вытяжки или вытяжки-выдавливания.
Во втором случае исходным материалом служит сортовой прокат, как правило, круглого сечения, от которого отрезкой отделяют цилиндрические заготовки. Для изготовления из них полых полуфабрикатов применяют различные схемы выдавливания.
Для второго подхода одной из основных проблем является прочность и стойкость инструмента, так как выдавливание приводит к формированию крайне высокого давления на поверхность инструмента.
Одной из схем выдавливания, которая позволяет реализовывать выдавливание полых полуфабрикатов с приемлемым уровнем давления на рабочий инструмент является продольно-поперечное выдавливание (рис. 1).
б - с коническим противопуансоном; в - закрытая схема с радиусными переходами): 1 - матрица;
2 - пуансон подвижный; 3 - противопуансон (неподвижныйпуансон); 4, 5 - заготовка
(полуфабрикат)
Проведённые исследования процесса [1...6] и сравнение результатов по различным схемам показывают, что с точки зрения формирования полости и применения последующих операций вытяжки с утонением определёнными перспективами обладает именно схема с радиусными переходами противопу-ансона (рис. 1в).
Однако, рекомендации [5], изначально полученные для размеров полуфабрикатов и рабочего инструмента, а также предложенный критерий прочности заготовки не учитывали последующей проверки влияния радиусов скругления матрицы и формы торца противопуансона [7]. С учётом влияния этих факторов можно переработать рекомендации к выбору рациональных размеров полуфабриката (рис. 2, табл. 1)
а)
Рис. 2. Эскизы заготовки (а) и полого полуфабриката ППВ (б) с условными размерами
При этом следует отметить, что рекомендации по выполнению операции сосредоточены в основном на силовом режиме пуансона. Для более полного обоснования технологических возможностей операции следует рассматривать силовой режим одновременно на пуансоне и противопуансоне.
Кроме силового режима операции особого внимания заслуживает вопрос прочности заготовок. Как было показано [1] на наружной поверхности заготовки до её контакта с матрицей преобладают растягивающие тангенциальные напряжения. При этом, несмотря на малую величину радиального и осевого компонентов напряжений, возникает "жёсткая" схема напряжённого состояния. Однако, это утверждение требует проверки для предложенных рекомендаций на выбор размеров инструмента.
Для этого, с учётом уже имеющихся сведений по операции, составлен план проведения компьютерного моделирования (табл. 2) для соответствующего рабочего инструмента (рис.3) и анализ его результатов.
Таблица1
Рекомендуемые размеры полого полуфабриката после ППВ
Размер Расчётные формулы
Объём заготовки V.,, мм3 Уз = Уд + ДУ ; ДV « 0,15Уз - обрезка
Диаметр заготовки 4, мм 4 = (0,9...1ДОд где Dд - наружный диаметр детали
Высота заготовки Ьз, мм 4 • У Ь - з з .2
Диаметр цилиндрической части дна 4ф, мм 4ф = + (0,2.0,4 мм)
Толщина дна Sпф, мм (расчёт по объёму донной части детали Уда) 4 • У /тл л л3 п [ °пф + 4пф |
Внутренний диаметр полуфабриката ^ф, мм ^"„ф - ^д + (0,05...0,1мм)• п , где п - кол-во вытяжных операций
Угол конусности донной части а, град. а = 50.70°
Угол конусности торцевой части противопуансона в, град. в = 150.180°
Рабочая высота положения противопуансона zм, мм zм = (0,26.0,35)4
Радиус скругления донной части гпф, мм Гпф = (0,27.. .0,29)4
Радиус скругления наружного перехода конуса Rпф, мм Гпф = (0,54.. .0,58)4
Толщина стенки в нижнем расчётном сечении Бн^,, мм Бнф - (0,22...0,2 8)
Диаметр полуфабриката Dпф, мм В„ф - ^„ф + 2- 8„ф Dпф = (1,38.1,54)4
Толщина стенки в верхнем расчётном сечении §пф, мм С учётом угла конусности противопуансона 1,5.2,5°
Рис. 3. Эскизы заготовки рабочего инструмента операции ППВ для компьютерного моделирования
Таблица 2
Варьируемые параметры инструмента
ZМ, мм а, град. Dм, мм
180 52
13 165 56
150 60
Примечание. Толщина стенки заготовки одинакова для всех вариантов моделирования операции.
Анализ характера распределения компонент напряжённого состояния по наружной поверхности заготовки (рис. 4) показывает, что характер их распределения в целом соответствует ранее полученному описанию.
Видно, что преобладают высокие растягивающие тангенциальные напряжения, которые имеют максимальную величину именно на изначально свободной поверхности. Следует отметить, что этот участок заготовки при последующей деформации также не контактирует с матрицей и является свободной поверхностью.
Радиальный компонент напряжений сг на большей части свободной поверхности пренебрежимо мал по сравнению с другими компонентами, но в целом является сжимающим. На участке, который соответствует конической части матрицы, радиальный компонент напряжений становится сжимающим, что приводит с "смягчению" схемы напряжённого состояния.
Осевой компонент с2 на изначально свободном участке боковой поверхности заготовки является растягивающим, что и создаёт "жёсткую" схему напряжённого состояния. При этом на коническом участке осевые напряжения становятся сжимающими, что тоже делает схему "мягче".
Рис. 4. Характер распределения параметров напряжённого состояния по наружной поверхности заготовки в момент касания заготовкой стенки матрицы
Приведённое описание характера распределения параметров напряжённого состояния не сильно изменяется при увеличении выходного диаметра матрицы и угла конусности противопуансона.
С учётом изложенного можно предположить в рекомендуемом диапазоне размеров полуфабриката и инструмента (табл. 1) при определении предельной степени деформации можно принять коэффициент жёсткости схемы напряжённого состояния К = 1.5, а саму зависимость записать в форме изначально предложенной для расчёта [7]:
Г„ 1 О „ „-0,72К
е- = 2 • е- • е .
П пр] "ф ~
Однако, для оценки возможности разрушения следует учитывать не только напряжения и схему напряжённого состояния, но и величину деформации.
Оценка распределения степени деформации проведена путём нанесения на модель заготовки сетки (рис. 5) в виде 5 рядов с 4 контрольными точками в каждом.
Ряд 1
шш
Рис. 5. Сетка нанесения контрольных точек на модель заготовки
Анализ графиков (рис. 6) распределения интенсивности деформации по толщине стенки показывает, что наибольшая интенсивность деформации и основная неравномерность сосредоточены на внутренней поверхности стенки полуфабриката в слое толщиной примерно 1/3^ст. Общая неравномерность интенсивности деформации в этом слое составляет примерно 200.300%. При этом степень деформации возрастает с увеличение угла конусности противопуансона. По оставшейся толщине стенки неравномерность степени деформации значительно меньше.
Также следует отметить, что степень деформации на внутренней поверхности становиться меньше по мере удаления от дна.
Моделирование позволило выявить важную особенность распределения деформации. Минимальная величина степени деформации во всех случаях формируется в слое материала, который расположен примерно в 1/3^ст от наружной поверхности. А сама степень деформации на наружной поверхности больше, чем минимальная величина на 20.100% и более в зависимости от конкретных условий выполнения операции. В среднем разница составляет 40%.
Такой характер степени деформации по наружной поверхности указывает на плотный контакт заготовки с матрицей, в результате которого из-за трения металл на поверхности тормозиться, по сравнению с внутренними слоями полой заготовки.
Угол конусности противопуансона а =180°
Угол конусности противопуансонаа= 150°
Выходной
диаметр
матрицы
5 ряд
5ряЗ
Выходной
диаметр
матрицы
5 ряб
I И и К I» н и
Рис. 6. характер распределения интенсивности деформации по толщине стенки
в выбранных сечениях
Кроме того, анализ средней степени деформации в стенке показал, что предложенная ранее зависимость (1) даёт результат, заниженный на 15 .30%.
е, = 1п
0,375^Пф + ¿пф)
(1)
В тоже время, если не учитывать степень деформации во внутреннем слое, где она максимальна, то корректность зависимости можно признать удовлетворительной (-10.10%).
По результатам анализа полученных данных предложена скорректированная зависимость (2), имеющая вид:
¿пф -(Рпф + ¿пф )1 . (2)
Dпф • 2М
Зависимость такого вида уже позволяет определять среднюю степень деформации в стенке с учётом максимальной степени деформации на внутренней поверхности. При этом во всём рекомендуемом диапазоне изменения углов торца противопуансона даёт точность -5.10%, что можно считать допустимым.
Если рассмотреть характер распределения интенсивности деформации е-, коэффициента жёсткости схемы напряжённого состояния К и предельной степени деформации [е, пр] (рис. 7), то можно видеть невыполнение принятого условия прочности на коническом участке заготовки.
Однако, следует учитывать, что в рассматриваемый момент деформации (окончание 2 стадии) и все предшествующие моменты заготовка находится в постоянном контакте с матрице по коническому участку, что и блокирует процесс разрушения.
В тоже время, на свободной боковой поверхности, которую можно ограничить величиной L = 7м + Ь, где Ь ~ 2 мм - величина рабочего хода на первой стадии деформации, условие прочности выполняется, а интенсивность деформации значительно меньше средней расчётной.
По величине интенсивности деформации на рассматриваемом участке можно сделать вывод, что основной вклад в изменение пластическую составляющую вносит тангенциальный компонент деформации. Таким образом, сделанное ранее заключение об опасном участке для предложенных рекомендаций по выбору размеров полуфабриката следует скорректировать.
При реализации операции в предлагаемых интервалах изменения размеров заготовки и полуфабриката с точки зрения сохранения сплошности опасным участком является свободный участок боковой поверхности, длина которого зависит от начального рабочего зазора 7м.
145
пф
z
пф
М
Рис. 7. Графики характерного распределения интенсивности деформации si, коэффициента жёсткости схемы напряжённого состояния К и предельной степени деформации [ei пр] по наружной поверхности заготовки при ППВ
Критерий прочности заготовок можно сформулировать следующим образом: разрушение заготовки не происходит, пока величина тангенциальной деформации на свободной кромке не превышает предельной деформации.
iei пр J^SQ .
Отдельно следует отметить, что с учётом сформулированного условия прочности заготовки следует также учитывать возможность формирования на кромках цилиндрической заготовки сколов или трещин, которые могут снизить предельные возможности деформации.
Список литературы
1. Данилин Г.А., Филин Д.С., Волжин С.Г., Исследование продольно-поперечного выдавливания полых полуфабрикатов из прутковых заготовок, Вестник машиностроения, №7, 2016. С. 77 - 80.
2. Данилин Г.А., Филин Д.С., Оценка технологических возможностей и рациональных условий проведения процесса продольно-поперечного выдавливания // Металлообработка, изд. "Политехника", 2014. №3. С. 3 - 9.
3. Данилин Г.А., Агеев Н.П., Филин Д.С., Титов А.В., Затеруха Е.В., Лобов В.А., Иванов В.Н., Исследование возможностей комбинированного продольно-поперечного выдавливания полых полуфабрикатов из прутковых заготовок // Кузнечно-штамповочное производство обработка металлов давлением, 2015, №6. С. 11 - 16.
4. Данилин Г.А., Филин Д.С., Определение силовых параметров процесса продольно-поперечного выдавливания // Металлообработка, изд. "Политехника", 2014, №3. С. 55 - 59.
5. Данилин Г.А., Агеев Н.П., Филин Д.С., Затеруха Е.В., Титов А.В., Лобов В.А., Иванов В.Н., Исследование возможностей комбинированного продольно-поперечного выдавливания полых полуфабрикатов из прутковых заготовок // Кузнечно-штамповочное производство обработка металлов давлением, изд. «КШП ОМД» 2015. №6. С. 11 - 16.
6. Капустин А.И. Штамповка поковок типа стакан. Учебное пособие по курсу "Технология ковки и штамповки", под ред. Семёнова Е.И. М: МГТУ им. Баумана, 1991. 239 с.
7. Сопротивление материалов пластическому деформированию в приложениях к процессам обработки металлов давлением; под ред. А.В. Лясникова. С-Пб 1995. 528 с.
Филин Дмитрий Сергеевич, канд. техн. наук, доцент, filin_ds@voenmeh.ru, Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д. Ф. Устинова,
Соболев Илья Александрович, инженер, sobolmen98@mail.ru, Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д. Ф. Устинова,
Абу Фадда Тарек Мухаммадович, магистрант, pilot-soul@yandex.ru, Россия, Санкт-Петербург, Балтийский государственный технический университет "ВОЕНМЕХ" им. Д. Ф. Устинова
CLARIFICATION OF THE RATIONAL SHAPE OF THE TOOL FOR THE OPERA TION OF LONGITUDINAL-TRANSVERSE EXTR USION
D.S. Filin, I.A. Sobolev, T.M. Abu Fadda
Refined recommendations for the selection of tool sizes for the combined longitudinal-transverse extrusion operation based on the results of computer modeling analysis are given. According to the results of the analysis of the stress-strain state of the workpiece, the dependence for calculating the average degree of deformation and the condition for maintaining the strength of the workpiece were corrected.
146
Key words: cold forming, combined extrusion, specific load.
Filin Dmitryi Sergeevich, candidate of technical sciences, docent, bgtudmitri@gmail.com, Russia, Saint-Petersburg, Baltic state technical University "VOENMEH" they. D.F. Ustinov,
Sobolev Ilya Alexandrovich, engineer, sobolmen98@mail.ru, Russia, Saint-Petersburg, Baltic state technical University "VOENMEH" they. D.F. Ustinov,
Abu Fadda Tarek Mukhammadovich, master, pilot-soul@yandex.ru, Russia, Saint-Petersburg, Baltic state technical University "VOENMEH" they. D.F. Ustinov
