Воронцов Теория штамповки выдавливанием (1245676), страница 59
Текст из файла (страница 59)
Таблица б.23. Сравнение расчетных н экспериментальных значений относительной удельной силы вылавливании стаканов в конической матрице нри и=41,1, п,=0,5 410 Сопоставление значений, найденных по формуле (4.20) для выдавливания в цилиндрической матрице и по формуле (6.91) для выдавливания в конической матрице, показывает, что последнее в среднем снижает потребную силу на 10-15%, повышая тем самым стойкость пуансонов на 50'.4 (1051. Важно отметить„что даже небольшая конусность, обычно не выходящая за пределы поля допуска на наружные размеры изделия, приводит к значительному эффекту снижения силы выдавливания.
Пример 6.5.1. Сравнить при Я=1,5 и ~2 удельную силу традиционного свободного выдавливания заготовки из алюминиевого сплава АВ с удельной силой выдавливания в конической матрице (7=1,5', Н=4). Решение. В соответствии с данными табл. 4.5 принимаем 1т=0,3, 1т1=0,5. Для традиционного выдавливания по формуле (4.145) находим начальную высоту очага пластической деформации А=0,574. С учетом того, что коэффициент упрочнення /г =0,956 (табл. 3.2), по формуле (4.146) находим текущее значение высоты очага пластической деформации Ь =1,107.
Далее по методу 4.6.1 вычисляем т(т=0,800 и вспомогательную величину л=1,807. Затем определяем рабочий ход, при котором поле деформаций в области, примыкающей к стенке матрицы, становится стационарным: х =0,813. Так как з>зс,, то г~=-О. Далее по формуле (4.152) находим е;А=0,679, после чего определяем етт=0,339. Затем по формуле (4.158) вычисляем ел=1,052 и находим среднюю величину накопленной деформации во всем очаге е =0,929. После этого по аппроксимации (3.8) находим среднее по очагу пластической деформации напряжение текучести тт,=285 МПа. Далее по формуле (4.40) находим з =0,479. Поскольку з>г,р, то по формуле (4.38) втачнсляем 9 =0,341. Затем по формуле (4.20) определяем относительную удельную силу выдавливания 9=4,161, после чего находим натуральное значение удельной силы традицищщого выдавливания: 9,=1184 МПа.
Теперь проводим расчет для выдавливания в конической матрице. По формуле (6.93) находим Во=1,6. Затем по выра- 4тт жению (6.92) находим начальную высоту очага пластической деформации Ь=0,645. Подставляя найденное значение в формулу (4.146), находим текущее значение высоты очага пластической деформации Ь„=1,244. Далее по методу 4.6.1, подставляя в соответствующие выражеиия Яв вместо Я, вычисляем у=0,641 и вспомогательную величину л=1,608.
Затем определяем рабочий ход, при котором поле деформаций в области, примыкающей к стенке матрицы, становится стационарным: в~=0,961. Так как г>в~, то г1=0. Далее по формуле (4.152) находим в;А=0,572, после чего определяем ел=0,286. Затем по формуле (4.158) вычисляем ва=0,965 и находим среднюю величину накопленной деформации во всем очаге в;=0,823. После этого по аппроксимации (3.8) находим среднее по очагу пластической деформации напряжение текучести о,=277 МПа.
Далее по формуле (6.91), подставляя в ней Ь=Ь„=1,244 определяем относительную удельную силу выдавливания а=3,762, после чего находим натуральное значение удельной силы выдавливания в конической матрице: 9„=1043 МПа. Сравнивая это значение с предыдущим, делаем вывод, что даже при угле конусности 1,5' выдавливание в конической матрице снижает удельную силу на 11,9%. Данный результат позволяет рекомендовать оценивать возможность использования конической матрицы даже в том случае, если наружные размеры получаемого полуфабриката выходят за пределы поля допуска готового изделия, поскольку зкономический эффект от снижения энергозатрат и повьппения стойкости штампового инструмента вполне может перекрыть расходы на дополнительную операцию по калибровке наружной поверхности вытяжкой с небольшим угонением стенки.
Прогнозирование разрушения при выдавливании в конической матрице осуществляется по методике раздела 5.5. Среднее гидростатическое давление, в условиях которого находились частицы, поступающие в опасную по разрушению точку А, определяется по формуле: 412 о; = — 0,183 — 0,275 о А, (б.94) Ж2 — 1) сов2у а в точку Б — по формуле (5.бб); высота Ь определяется по формуле (6.92). 6.6. ВЫДАВЛИВАНИЕ СТУПЕНЧАТЫМ ПУАНСОНОМ Выдавливание ступенчатым пуансоном (рис. б.23) повышает экономию металла и производительность процесса изготовления цилиндрических деталей со ступенчатой полостью, а также облегчает автоматизацию этого процесса. Рис. 623. Параметры выдавливания ступенчатым пуансоном 413 Сравнительно редкое применение этого прогрессивного способа обусловлено тем, что проектирование и отладка технологического процесса штамповки ступенчатым пуансоном изделий с полостями сложной формы часто связаны с большими трудностями определения силы деформирования и давления на боковую поверхность матрицы.
Кроме того, ступенчатый пуансон имеет низкую стойкость по сравнению с гладкими пуансонами, используемыми для выдавливания отдельных участков ступенчатой полости за несколько переходов, что обусловлено как увеличением удельной силы деформирования, так и концентрацией напряжений в зоне перехода от одного участка пуансона к другому. Поэтому для снижения удельной силы выдавливания и концентрации напряжений целесообразно выполнять плавную галгель, руководствуясь рекомендациями работ 1105, 112].
При этом следует учитывать и заданную геометрию полости готового изделия, что часто обуславливает применение галтели конической формы. Для снижения удельной силы деформирования и, соответственно, повышения стойкости инструмента является весьма эффективным использование активных сил трения (раздел 11.1) и выдавливания в матрице с расширяющейся конической полостью.
Перечисленное обуславливает высокие требования к точности расчетных формул, в то время как опубликованные ранее теоретические зависимости либо громоздки и недостаточно точны, либо не учитывают влияния некоторых важных параметров на напряженное состояние выдавливаемой заготовки. Удельная сила выдавливания ступенчатым пуансоном методом баланса работ найдена в работе 1125]. Решение проведено для предельной величины контактного трения по пуансону н матрице и не позволяет учесть реальные коэффициенты трения. В результате получается значительное завышение теоретической величины силы по сравнению с действительной (для приводимых ниже экспериментов при Я=1,25 и ге=О,б25 это завышение составляет 45%).
Расчетные соотно- 414 щения имеют очень громоздкий вид, малопривлекательный для использования при решении практических задач, и не учитывают длину нижней ступени, которая заметно влияет на силу выдавливания. Не определено напряжйнное состояние, что исключает возможность находить максимальное давление, действующее на стенку матрицы, и, соответственно, осуществлять ее прочностной расчет, а также прогнозировать возможность трещинообразования в получаемом изделии.
В решении не учтена форма переходной галтели, отличная от плоской, и не рассмотрены как определение накопленных деформаций и, соответственно, влияние упрочнения материала заготовки, так и переходный случай слияния очагов пластической деформации под торцами ступеней.
В работе [105] изложено определение напрюкенного состояния при выдавливании ступенчатым пуансоном полуобрап|ым методом. Полученные промежуточные выражения имеют вцл, не менее громоздкий, чем в работе [125]. При этом решение не доведено до получения расчетных соотношений в явном виде и включает не взятый неопределенный интеграл от неизвестной зависимости контактного касательного напряжения, что полностью исключает возможность использования результатов исследования технологами-практиками. В решении также не учитывались форма переходной галтели и влияние упрочнения материала заготовки, отсутствуют расчетные соотношения для случая слияния очагов пластической деформации. В работе [112] для выдавливания ступенчатым пуансоном с активными силами трения, путем исключения из решения работы [105] вьппеупомянутого интеграла на основании допущения о взаимной частичной компенсации сил контактного трения, получены расчбтные соотношения в явном виде.
Данные соотношения также достаточно сложны и имеют область применения, ограниченную определенными значениями радиусов пуансона, матрицы и коэффициента трения по матрице, так как при выходе за эти значения под имеющимся в решении квадратным корнем получается отрицательная вели- 415 чина. Форма переходной галтели и влияние упрочнения материала заготовки в решении не учитывались. Случай слияния очагов пластической деформации также не рассмотрен.
Теоретическое исследование выдавливания ступенчатым пуансоном в конической матрице в литературе вообще отсутствует. Изложенный анализ состояния вопроса показывает, что создание общей теории выдавливания ступенчатым пуансоном, учитывающей все перечисленные параметры и дающей пригодные для практики формулы, определяющие основные характеристики процесса, является по-прежнему актуальным. Типовая диаграмма из- менения удельной силы д„ фг по ходу з холодного вьщавливания ступенчатым пуансоном показана на рис.
б.24. Рассмотрим ее характерные 1 участки. 1 Б1 На участке ОА происходит выборка зазоров и упругая деформация нагруженных частей системы «машина О з — штамп — заготовка». Так как Я0 й~ обычно имеется зазор между ~г заготовкой и матрицей, то при достижении необходимых удельных сил начинается Рис. б.24. Изменение удельной пластическая осадка заготовсилы по ходу холодного выдав- вьгбор ки зазора к упругой деформации матрицы. Когда боковой подпор заготовки со стороны матрицы приведет к достижению удельных сил, необходимых для начала выдавливания (точка А), формируется очаг интенсивной пластической деформации, и начинается собственно выдавливание.
Подробный анализ процессов, происходяцих на участке ОА, приведен в разделе 4.3. 416 На участке АБ происходит внедрение нижней части пуансона (рис. 6.25а), сопровождаемое упрочнением материала заготовки и соответствующим ростом силы выдавливания. Эта стадия процесса заканчивается в точке Б, соответствующей ходу го, при котором начинается внедрение переходного участка (галтели) между нижней и верхней частями пуансона: "о 2 2 зо = )~г '1о* (6.95) (6.96) 1о =1 — ло, где Ьо=(1 — го)его . (6.97) а высота галтели з2 Рис б.25. Формонзмененне заготовки на характерных стадиях выдавливания ступенчатым пуансоном На участке БВ происходит внедрение галтели (рис. 6,256, слева)., сопровождаемое резким ростом силы выдавливания, обусловленным, с одной стороны, тем, что увеличение радиального размера внедряемой части повышает относительнук1 удельную силу деформирования, а, с другой стороны, тем, что это увеличение ускоряет рост накопленной деформации и соответственно рост напряжения текучести материала заготовки.
Отрезок рабочего хода, необходимый для полного внедрения галтели, имеет протяженность з1 (рис. 6.24): 1+'0+'о й (6.98) Следует отметить, что для упрощения определения характерных величин рабочего хода торец выдавливаемой стенки заготовки принимается плоским, в связи с чем в точке Б, при расчЕтах для пуансона с плоским торцом ступени, должен происходить мгновенный контакт выдавливаемого материала со всей плоскостью этого торца (рис. 6.25в, слева) с соответствующим скачкообразным повышением силы выдавливания, показанным пунктиром на рис. 6.24. Но на экспериментальных диаграммах выдавливания пуансоном без галтели такого скачка не наблюдается, а имеется переходный участок БВ, аналогичный участку при выдавливании пуансонами с галтелью.
Это обусловлено тем, что в действительности торец выдавливаемой стенки заготовки имеет мениск (рис. 6.25в, справа), в связи с чем площадь его взаимного контакта со ступенью пуансона будет увеличиваться не скачкообразно, а постепенно. При определении напряжйнного состояния нами задавались кинематнчески возможные поля скоростей течения, которые этот мениск учитывают, однако усложнение практических расчетов путем учета формы мениска при определении характерных точек рабочего хода представляется нецелесообразным.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
