Воронцов Теория штамповки выдавливанием (1245676), страница 36
Текст из файла (страница 36)
Для упрощения можно принимать коэффициент анизотропии постоянным, равным отношению соответствующих пределов текучести, а упрочнение учитывать с помощью одной кривой упрочнения, характеризующей изменение напряжения текучести и . Расчеты показывают, что при приложении деформирующей силы вдоль волокон (рис. 5.1, слева) уточнение за счет учета анизотропии традиционно применяемых для выдавливания материалов будет незначительным (порядка 1,5- 2'/ь), в связи с чем для расчета удельной силы в данном случае целесообразно использовать обычные формулы. Если же материал обладает значительной анизотропией, то для расчета г5о удельной силы, особенно в случае выдавливания поперек волокон (рис.
5.1, справа), следует использовать выражение (5.1). Пример 5.1.1. По сравнению с традиционным выдавливанием вдоль волокон определить уменьшение удельной силы при выдавливании поперек волокон заготовки из вьппеупомяпутой анизотропной стали 45. Принять Я=1,5, р=)г~=0,1. Упрочнение не учитывать. Решение. По табл.
4.8 находим относительную удельную силу 9=3,404. При традиционном выдавливании вдоль волокон напряжение текучести а,=а,а„род=335 МПа, н, следовательно, натуральная удельная сила выдавливания будет равна 9~=о,9=1140 МПа. При выдавливании той же стали поперек волокон заготовки о =о;о„=311 МПа, а о,р=о;о„р,„=335 МПа.
По формуле (5.2) находим коэффициент анизотропви 1,=1,077. По формуле (5.1) определяем удельную силу выдавливания поперек волокон 9,„=1088 МПа. Таким образом, ~/„/9 =1,05, то есть удельная сила при выдавливании заготовки поперек ее волокон снизится на 5;4. Пример 5.1.2. По сравнению с традиционным расчйтом без учета анизотропии определить уточнение с ее учетом удельной силы при расчете выдавливания вдоль волокон заготовки из вышеупомянутого алюминиевого сплава Д16, обладающего заметной анизотропией свойств. Принять Я=1,5, 1г=р~=0,1. Упрочнение не учитывать.
Решение. По табл. 4.8 находим относительную удельную силу 9=3,404. При традиционном расчете напряжение текучести а,=о,о„р „=390 МПа, и, следовательно, удельная сила выдавливания будет равна д =о,4=1328 МПа. При расчете с учйтом аннзотропии о =о,о„р „=390 МПа, а а,р=а,о„, =293 МПа. По формуле (5.2) находим коэффициент аннзотропии /~,=0,751. По формуле (5.1) определяем удельную силу выдавливания вдоль волокон д®„=1241 МПа. Таким образом, с/„/9,„=1,07, то есть при одинаковой ориентации волокон заготовки из алюминиевого сплава Д16 уточнение за счйт учета 251 анизотропии свойств составит 7;4. Пример 5.1.3.
По сравнению с традиционным вьщавливанием вдоль волокон определить уменьшение удельной силы при выдавливании поперйк волокон заготовки из вышеупомянутого алюминиевого сплава Д16. Принять Я=1,5, р=р~=0,1. Упрочнение не учитывать. Решение. По табл. 4.8 находим относительную удельную силу ~3,404. Значение удельной силы традиционного выдавливания берем из предыдущего примера: д„=1328 МПа. При выдавливании поперек волокон заготовки о„=о,о„, р=293 МПа, а а, =о,о„р „=390 МПа.
По формуле (5.2) находим коэффициент анизотропии й,=1,331. По формуле (5.1) определяем удельную силу выдавливания лонера волокон д =1157 МПа. Таким образом, д,lд =1,15, то есть удельная сила при выдавливании заготовки из алюминиевого сплава Д16 поперек ее волокон снизится на 15%. Пример 5.1.4. С учетом упрочнения определить удельную силу окончания выдавливания поперек волокон заготовки из анизотропного алюминиевого сплава Д16 при значениях геометрических параметров и коэффициентов трения, указанных в примере 4.7.19. Коэффициент анизотропии считать постоянным. Принять, что зависимость напряжения текучести а от накопленной деформации описывается аппроксимацией для алюминиевого сплава Д16, приведенной в разделе 3.1.
Решение. С учетом того, что геометрические параметры и коэффициенты трения по сравнению с примером 4.7.19 не изменились, берем из него найденные для момента окончания выдавливания величины накопленной деформации е;=1,003 и относительной удельной деформирующей силы у=3,998. По приведенной в разделе 3.1 аппроксимации для данного значения накопленной деформации находим а„=394 МПа. Из предыдущего примера берем коэффициент анизотропии 11,=1,331. Подставляя найденные значения в формулу (5.!), находим значение удельной силы окончания выдавливания поперек волокон заготовки из анизотропного алюминиевого сплава Д16: 9,„=1828 МПа. 252 5.2. ЗАСТОЙНАЯ ЗОНА ПОД ТОРЦОМ ПУАНСОНА Застойной зоной назы! вается расположенная меж! ду очагом пластической де! формации и формообразую- !цим инструментом область ! г=1 заготовки, в кон|арой отсутствует рост пластической деформации.
Основной причиной образования за! стойной зоны является контактное трение, сдерживающее деформацию в приконтактных слоях заготовки. При й отсутствии смазки застойная зона появляется под торцом Рис. 5.2. ОбРазование застойной пуансона уже в начальнын под торцом пуан момент выдавливания. Если жс вьщавливание осуществляется со смазкой, то в начальный момент деформирования, когда смазочный слой достаточно >ффективен и, соответственно, коэффициент трения мал, зас гойная зона отсутствует (рис.
5.2, слева). По мере увеличения рабочего хода смазочный слой начинает истощаться, в резульгатс чего сначала образуется зона затрудненной деформации, то есть зона, в которой накопленная деформация рас!пев значительно менее интенсивно, чем в соседних зонах !тога пластической деформации. При дальнейшем увеличении рабочего хода трение еще более возрастает, и зона затрудненной деформации превращается в застойную зону (рис.
5.2, справа), в которой практически полностью прекращается рост накопленной деформации. В результате в застойной зоне будуг значительно меныпне проработка металла и повышение его прочностных характеристик по сравнению с другими час!ямн изделия. У малопластнчных материалов возможен скол, начинающийся на границе застойной зоны с кромкой торца 253 пуансона и приводящий иногда к полному отделению расположенного в этой зоне металла от остальной части изделия. Так как в литературе аналитические методы определения возможности образования и размеров застойной зоны при выдавливании полых цилиндрических изделий отсутствуют, рассмотрим этот вопрос более подробно. Многочисленные экспериментальные исследования показывают, что при выдавливании стаканов форма внутренней границы застойной зоны близка к сферической поверхности [105, 106, 116, 1171.
Поскольку застойную зону можно рассматривать как продолжение пуансона, то можно считать, что при ей наличии выдавливание производится сферическим пуансоном с предельным трением (ц1=0,5) по торцу. Найдя для конкретныхзначений 1г и Я поформулам(6.20)-(6.22) угол а, определяющий сферический торец (рис. 5.2), при котором относительная удельная сила будет минимальной, следует затем сравнить последнюю с относительной удельной силой, найденной по формуле (4.20) для пуансона с плоским торцом при тех же значениях р и Я н конкретном значении 1г1 . Если относительная удельная сила при плоском торце будет меньше, чем при сферическом, то это, в соответствии с изложенным в разделе 4.8 принципом наименьшей энергии, означает, что застойная зона не образуется, а если больше, то это означает, что образуется застойная зона с размером Ь,=Ар, определяемая вышеупомянутым углом а.
Таким образом, подставив выражение (4.22) в формулу (4.20) и отбросив одинаковые члены полученного выражения и формулы (6.20), можно определить условие образования застойной зоны следующим неравенством: (1+2рА)(0,5+и,) . ~ (1 — 0,5з1па+21гй 1 ~ (5.4) где 254 но если й ~~0 йз 1+ сова (5.5) Расчеты, выполненные по приведенному алгоритму, а, показали, что при хорошей смазке (п=п1=0,1) застойная зона не образуется. При среднем значении коэффициентов трения п=п1=0,3 застойная е зона отсутствует при Я<1,2, а / при предельном трении на торце пуансона (в=О,З, р|=0,5) она образуется во всем диапазоне значений Я 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 Я (рис.
5.3). При этом наибольшие размеры застойной зоны будутпри ЯЫ, когдаформа застойной зоны приближается к полусфере. Полученные теоретические результаты практически полностью совпадают с экспериментальными данными рцботы [1051 и подтверждают принятую в разделе 4.10 (рис. 0,8 0,4 0,2 то следует принимать л=Ьо . Таким образом, алгоритм определения возможности образования и размеров застойной зоны будет следующим: 1) вычисляем значение левой части неравенства (5.3); 2) используя выражение (5.4) и условие (5.5), находим методом последовательных приближений угол и, при котором правая часть неравенства (5.3) имеет минимальное значение; 3) если при найденном значении неравенство не удовлетворяется, то делаем вывод, что застойная зона не образуется; 4) если неравенсгво удовлетворяется, то для найденного значения угла а определяем наибольший размер застойной зоны по формуле (5,5).
4А4) схематизацию очага пластической деформации при выдавливании полых толстостенных изделий. Например, для среднего трения в упомянутой работе установлено, что застойная зона отсутствует при Я<1,25, что отличается от найденного нами значения лишь на 4'А; при кг2 эксперименты также показали, что застойная зона имеет форму полусферы. Поскольку застойная зона нивелирует любую форму торца пуансона, вписывающуюся в полусферу, то это объясняет тот факт, что известные попытки оптимизации по силе путем подбора в данных пределах формы торца прошивных пуансонов, использующихся при закрытой прошивке крупнотоннажных слитков 1л>3), не привели к положительному результату. Б.З. УТЯЖИНА НА ВНЕШНЕЙ КРОМКЕ ДНА ИЗДЕЛИЯ Утяжана — это дефект формы штампуемого изделия„ связанный с нарушением контакта деформируемого материала с инструментом.
При выдавливании стаканов утяжина проявляется в виде поднятия дна изделия в зоне его перехода в наружную поверхность стенки стакана (рис. 5.4). Как правило, это является существенным недостатком, поскольку форма и размеры штампуемого изделия должны определяться геометрией штампового инструмента, а не случайными факторами, приводящими к нестабилыюй самопроизвольной геометрии. Согласно разработанному нами общему методу, для прогнозирования образования утяжин при штамповке необходимо: 1. Выбрать расчетную геометрическую модель, позволяющую одновременно описать два возможных варианта течения металла в рассматриваемом способе штамповки: с образованием утяжины и без образования.
2. Для более общего варианта течения с образованием утяжины определить кинематически возможное поле скоростей течения. 3. С учетом имеющихся граничных условий выбранной 256 модели н установленного поля скоростей получить энергетическое уравнение задачи (поскольку производство интересует предотвращение утяжнны, а не исследование течения металла при ее наличии, то решать сложную задачу с уравнениями равновесия и определением напряженного состояния нецелесообразно). Так как в настоящее время наиболее часто применяют соотношения теории пластического течения, то предпочтительно вместо уравнения баланса работ использовать уравнение баланса мощностей: (5.6) й'д К~+ ~ ь+)4ч где Ю' — мощность деформации; (5.7) к мощность внутренних снл в пластически деформируемом объеме Р'; (5.8) мощность, развиваемая максимальными касательными напряжениями на всех поверхностях Яд разрывов скоростей Мм; (5.9) мощность сил контактного трения т„на скоростях скольжения м„по поверхности контакта Ю„.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
