Воронцов Теория штамповки выдавливанием (1245676), страница 48
Текст из файла (страница 48)
Анализ макрошлифов выдавленных заготовок показывает, что с увеличением отличия формы торца пуансона от плоской интенсивность трещинообразоваиия возрастает. Соответствующее математическое обоснование и подробное объяснение причин этого будут приведены в конце раздела 6.1. Здесь же отметим рискованность высказывания конкретных практических рекомендаций на основе неапробированных теорий. В заключение укажем, что результаты расчета, полученные в примере 5.5.1 были использованы А. М. Дмитриевым и А. Л. Воронцовым при разработке технологического процесса холодного выдавливания крупногабаритных стальных стаканов с глубокими полостями, наружный диаметр которых равнялся 60 мм (2-й вариант — 53,3 мм), высота — 200 мм, диаметр полости — 40 мм, а глубина — 180 мм.
С учетом результатов примера 4.7.13 и установленной в разделе 3.4 оптимальной скорости деформирования (рис. 3.9) выдавливание осуществлялось на гидравлическом прессе итальянской фирмы «Мо16- шайз», имеющем номинальную силу 4 МН и скорость рабочего хода 2,010 ~ м/с. Внешний вид опытно-промьппленного штампа перед началом выдавливания показан на рис. 5.30, а конструкция и вид в процессе работы — на рис. 5.31, Штамп (рис.
5.31а) включает крепящуюся к ползуну пресса верхнюю плиту 1, в которую запрессованы направляющие втулки 2, центрирующиеся по колонкам 3, запрессованным в нижнюю плиту 19, крепящуюся к столу пресса. В верхней плите установлен опорный вкладьлп 4, на который опирается пуансон 14, прикрепленный винтами к верхней плите с помощью пуансонодержателя 6 и кольца 5. В средней плите 10, втулки которой 11 могут свободно перемещаться вместе с плитой по направляющим колонкам 3 (с учетом раздела 4.9 реализовывалось выдавливание в незакрепленной матрице), установлена матрица 9, запрессованная в бандажную обойму 12, к внешним лазам которой крепится, с возможностью быстрого съема, крышка 7.
Под крышкой установ- 329 Рис. 5.30. Штамп перед началом холодного выдавливания крупногабаритных стальных стаканов с глубокими полостями 330 б Рис 5.31. Штамп в процессе выдавливания стакана лено закаленное кольцо 8, необходимое для съема выдавленного стакана с пуансона в случае застревания.
С помощью шпилек 15 и гаек 13 матрица может быть застопорена для получения сравнительных характеристик традиционного выдавливания. Выталкивание выдавленного стакана осуществляется вьпалкивателем 17, размещенным в опорном кольце 18, установленном в нижней плите 19. Загруженная в матрицу заготовка упирается в опорный вкладыш 16.
С учетом результатов примера 5.5.1 для изготовления требуемых стаканов использовали два перехода выдавливания. На каждом переходе относительный рабочий ход я=2. Для восстановления ресурса пластичности после первого перехода выдавленные полуфабрикаты отжигали. Это позволило получить показанные на рис. 5.32 высококачественные изделия, не имеющие трещин. Таким образом, изложенная методика прогнозирования разрушения позволяет рассчитывать технологические переходы, обеспечивающие достижение требуемого формоизменения заготовки без образования трещин. Рис 5.32. Переходы выдавливания стакана 332 ГЛАВА б ВЫДАВЛИВАНИЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СТАКАНОВ ИНСТРУМЕНТОМ СПЕЦИАЛЬНОЙ ФОРМЫ Влияние формы торца пуансона на величину удельной силы выдавливания исследовалось во многих работах.
Полученные результаты крайне противоречивы. В работе [521 указывается, что выдавливание пуансоном со сферическим торцом требует больших сил, чем выдавливание пуансоном с плоским торцом, в то время как теоретические исследования работы [1051 показывают прямо противоположное. В работе [1131 приводятся полученные экспериментально коэффициенты формы пуансонов, и, таким образом, делается вывод, что, независимо от условий деформирования„одна форма торца оптимаиьнее по силе, чем другая. Работы [56, 1321 в качестве оптимального рекомендуют конический пуансон с углом конусности 60-75' и плоской площадкой с диаметром, равным половине диаметра рабочего пояска.
По данным работ [128, 1351 оптимальным будет пуансон с углом конусности 85'. В то же время, в ряде работ показано, что оптимальность формы торца пуансона существенным образом зависит от величины обжатия. Согласно работе [11 до обжатия величиной 58'4 оптимальным является пуансон с торцом в виде сферы, радиус которой в 1,5 раза превышает диаметр рабочего пояска пуансона, а при обжатии свыше 58'.4 наилучшим будет пуансон с небольшой конической фаской с углом конусности 63'. Эти данные не согласуются с экспериментами работы [21, согласно которым при выдавливании нормализованных заготовок из стали 10 с обжатием 55-62'.4 изменение угла конусности от 85' до 20' привело к уменьшению удельных деформирующих сил на 15-2004.
В работе [521 установлено, что пуансоны с заостренной формой торца уменьшают силу выдавливания, но ззз вызывают преждевременное истечение слоя смазки из-под торца инструмента, ограничивая глубину выдавливаемой за один переход полости; при эксцентричной установке заготовки происходит ее накернивание заостренным пуансоном, затрудняющее выравнивание последнего и приводящее к его изгибу и возможной поломке [13Ц.
Поэтому применение заостренных пуансонов не рекомендуется. На величину удельных деформирующих сил влияет и радиус округления кромки пуансона; имеющиеся данные по этому вопросу также противоречивы. В работе [131] указывается, что с увеличением радиуса фаски сила выдавливания снижается, в то время как в работе [1031 утверждается, что с увеличением этого радиуса сила возрастает. Все это показывает актуальность детального исследования влияния формы инструмента на напряженное состояние заготовки и силовые параметры выдавливания. При определении хода начала выдавливания (раздел 4.3) пуансоном с торцом, от- 1 личным от плоского, следует Ьо учитывать рабочий ход зо, необходимый для полного 4о 1 внедрения профилированного торца высотой Ьс в заготовку ! (рис. 6.1).
Если зо ( зн, опреде- ляемого по формуле (4.50), то Риа б1. Начальная ста и висл- в качестве хода начала выреиия пуансона с профилироваи давливания цилиндрической иым торцом стенки стакана следует при- нимать з„, аесли го>з„, то в качестве начального хода следует принимать зс.
Формулы для определения хода полного внедрения профилированного торца зо будут приведены в соответствующих разделах. Величина рабочего хода, при которой прекратится рост 334 силы выдавливания, обусловленный упругим прогибом мат- рицы (раздел 4.2), определяется по формуле (11г 1)э Я~(1+ рЯ) (6.1) Если текущее значение рабочего хода к < з „то сила трения образующейся стенки стакана о сужающийся канал матрицы будет нарастать по зависимости 1,1рЯ' ')ч 2 2 (з зо) (6.2) прн этом, если я <за или я <з„, то следует принимать дч; — О. Если з > з,р, то рост силы трения прекратится, и ее максимальная величина останется равной значению 1,1рЯ Чтр 1+ рЯ (6.3) 6.1. ВЫДАВЛИВАНИЕ СФЕРИЧЕСКИМ ПУАНСОНОМ ЗЗ5 Теоретическое исследование выдавливания сферическим пуансоном ранее осуществлялось А.
Д. Томленовым [1261. 1 1едостатки данного решения подробно рассмотрены в разделе 1.1. Сравнение результатов расчета по формуле, напечатанной па с. 303 книги 11261 с экспериментальными данными, привелспное в табл. 6.1, показывает расхождение примерно в 3 раза. Теоретическое исследование выдавливания сферическим пуансоном ранее также осуществлялось А. Г. Овчинниковым ~1051 и Л. Г.
Степанским 1121], однако и эти решения мало пригодны для практических расчетов, поскольку их сравнение с экспериментальными данными, приведенное в табл. 6.1„ тоже показывает большое расхождение. Сильное занижение оценки силы выдавливания в решении Л. Г. Овчинникова обусловлено тем, что в этом решении использована наиболее простая линейная зависимость скорости гр от радиуса р, при которой получаемая из условия постоянства объема скорость г,„имеет на горизонтальной границе разрыв со скоростью движения образовавшейся стенки стакана.
В связи с этим принятое поле скоростей течения не является кинематически возможным и, соответственно, полученная оценка не является верхней. Укажем также, что окончательная формула А. Г. Овчинниковым нс получена, а решение завершается численным интегрированием.
Таблица б.1. Сравнение результатов известных теоретических решений с эксперпментальнымв данными, полученными при выдавливании обезжиренных заготовок из свинца СОО Что касается формулы Л. Г. Степанского, то она выведена на основе решения плоской задачи с использованием сильно упрощенных уравнений равновесия, в связи с чем даст значительное завьппение результата для малых значений относительного радиуса матрицы Я и соответствующее занижение для больших.
Поскольку с одной стороны теоретические результаты завышены, а с другой — занижены, то существует точка пересечения с экспериментальной зависимостью, вблизи которой формула Л. Г. Степанского дает приемлемые результаты. Все рассматриваемые решения не отражают известного наличия минимума удельной силы деформирования при определенном относительном радиусе матрицы Я, получены для предельного значения касательных напряжений на поверхно- 336 сти контакта с пуансоном и не позволяют учесть реальных коэффициентов трения ни по пуансону, ни по матрице. Данные решения также не позволяют определить максимальное давление, действующее на стенку матрицы, знание которого необходимо для расчета матрицы на прочность. В них не рассматривается определение накопленных деформаций, необходимое для учета упрочнения при холодном выдавливании упрочняющегося материала.
Эти решения непригодны н для определения параметров стесненного выдавливания, поскольку использованные расчетные схемы в этом случае неприменимы. Укажем также, что решения А. Г. Овчинникова и Л. Г. Степанского получены лишь для частного случая пуансона с торцом в виде полусферы и неприменимы для пуансона с торцом в виде сферического сегмента, то есть сферы произвольного радиуса, превышающего радиус цилиндрической части пуансона.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
