Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние технологического обеспечения производства стреловидных пуль к гладкоствольному охотничьему оружию 14
1.1. Анализ существующих конструкций патронов со стреловидными пулями и подходы к теоретическому, экспериментальному исследованию и технологии изготовления стреловидных пуль 14
1.2. Патеные исследования 18
1.2.1. Устройство для радиально-осевой штамповки стержневых деталей 18
1.2.2. Устройство для радиальной штамповки поковок 19
1.2.3. Штамп для радиальной штамповки 20
1.2.4. Устройство для радиальной штамповки поковок 22
1.2.5. Штамп для радиальной штамповки 23
1.2.6. Штамп для радиальной штамповки 24
1.3. Подходы к теоретическим и экспериментальным исследованиям технологических операций формообразованияэлементов стреловидных поражающих элементов 26
1.3.1. Течение жесткопластического слоя в межклиновом Пространстве. 26
1.3.1.1. Гладкий клиновой инструмент. 27
1.3.1.2. Шероховатый клиновой инструмент 30
1.3.2. Аналитическое описание методом линий скольжения задач пластического формообразования инструментом с криволинейным рабочим профилем. 34
1.3.2.1. Боковое выдавливание в криволинейной матрицу-контейнере. 36
1.3.2.2. Штамповка выпуклого остроконечного профиля в глухой матрице. 40
1.4. Экспериментальные исследования деформированного состояния методом делительных сеток 42
1.5. Цель работы и задачи исследования
2. Теоретический силовой анализ течения деформируемого материала в клиновом канале с криволинейными участками контура . 49
2.1. Течение материала в гладком клиновом канале с криволинейным участком профиля 49
2.2. Течение материала в шероховатом клиновом канале с криволинейным участком профиля 55
2.3. Формообразование гладким инструментом с криволинейным рабочим профилем
2.3.1. Определение радиусов кривизны линий скольжения.. 60
2.3.2. Вывод зависимостей для расчета геометрических и силовых параметров. 67
2.3.3. Альтернативный подход к решению задачи о течении материала в криволинейном гладком сужающемся канале. 73
2.4. Исследование радиальной штамповки лопастей стабилизаторов стреловидных пуль с отрубкой облоя 77
2.4.1. Общая методика расчета технологических параметров радиальной штамповки лопастей стабилизаторов стреловидных пуль. 80
2.4.2. Штамповка лопастей стабилизаторов стреловидных пуль инструментом с прямоугольной вершиной 88
2.4.3. Штамповка лопастей стабилизаторов стреловидных пуль инструментом с криволинейной вершиной 95
2.5. Основные результаты и выводы 97
3. Технологические возможности однооперационного радиального выдавливания стабилизаторов стреловидных пуль 99
3.1. Методика расчета деформаций при радиальной штамповке участка лопастей постоянной толщины на мерной цилиндрической заготовке 99
3.2. Определение напряженного и деформированного состояния методом делительных сеток при течении деформируемого материала в криволинейном клиновом сужающимся канале 107
3.3. Методика определения степени использования запаса пластичности 133
3.4. Расчет размерной величины необходимой технологической силы 138
3.5. Основные результаты и выводы 140
4. Экпериментальное многофакторное исследование формообразования наружного контура лопастей отрубкой облоя клиновым инструментом 142
4.1. Обоснование процесса обрубки облоя лопастей инструментом с клиновыми выступами сложной формы 142
4.2. Выбьор выходных параметров качества наружного контура лопастей стабилизатора 145
4.3. Выбор факторов и диапазона их изменения 146
4.4. Экспериментальное устройство и условия проведения эксперимента 150
4.5. Построение математической модели процесса 152
4.6. Анализ уравнений регрессии 157
4.7. Выбор рациональной геометрии рабочего инструмента 164
4.8. Основные результаты и выводы 165
5. Разработка штамповой оснастки перспективных охотничьих патронов и совершенствование технлогии холодной штамповки стреловидных пуль . 167
5.1. Разработка конструкции радиально-штампующего устройства для холодного пластического формообразования стреловидных пуль 167
5.1.1. Анализ базовой конструкции РШУ с поворотным движением инструмента 167
5.1.2. Разработанная конструкция РШУ с поступательным движением инструмента 172
5.2. Экспериментальное определение технологической силы при радиальной штамповке стабилизаторов и коэффициента передачи силы штампующего устройства 177
5.3. Штамповка стабилизаторов с ограничением радиального течения деформируемого материала 181
5.4. Основные результаты и выводы 183
Заключение 184
Библиографический список
- Устройство для радиально-осевой штамповки стержневых деталей
- Течение материала в шероховатом клиновом канале с криволинейным участком профиля
- Определение напряженного и деформированного состояния методом делительных сеток при течении деформируемого материала в криволинейном клиновом сужающимся канале
- Выбор факторов и диапазона их изменения
Введение к работе
Актуальность темы. В настоящее время среди основных путей повышения эффективности производства особое внимание уделяется снижению трудоемкости изготовления продукции, внедрению малоотходной и безотходной технологии изготовления изделий. В значительной мере это относится к типовой группе стержневых цилиндрических деталей, имеющих участки крестообразного профиля. К ним могут относится валы с шлицевыми торцевыми участками, передающими силовое вращательное движение, крестообразные отвертки повышенного качества, оперенные стреловидные пули и пр.
В данный момент в развитых странах наблюдается тенденция к приближению эффективности стрельбы пулевым патроном из гладкоствольных ружей на относительно дальних дистанциях к возможностям аналогичного выстрела из нарезного охотничьего оружия. Эта задача во многом может быть решена за счет использования стреловидных оперенных пуль. Применение оперенных пуль в гладкоствольных охотничьих ружьях позволяет увеличить начальную скорость пули в 1,5 – 2 раза по сравнению со скоростью обычных пуль за счет подкалиберного принципа конструирования патронов, повысить убойное действие на дальних расстояниях за счет большей поперечной нагрузки пули, улучшить кучность боя и настильность траектории. Все перечисленные баллистические и эксплуатационные характеристики такого пулевого патрона позволяют надежно поражать зверя на дистанциях до 300 м включительно.
Наиболее важным для функционирования и сложным для изготовления в условиях массового производства является стабилизатор стреловидной пули.
В связи с изложенным, теоретическое и экспериментальное обоснование усовершенствованных способов штамповки стабилизаторов стреловидных пуль к охотничьим боеприпасам, эффективных для условий массового изготовления и повышающих качество производимой продукции является актуальной научной задачей.
Цель работы. Разработка новых технологических схем холодной штамповки стабилизаторов стреловидных пуль к охотничьим патронам путем разработки новых способов их изготовления и проектирования специальной штам-повой оснастки, теоретического и экспериментального обоснования технологических режимов.
Для достижения указанной цели в работе были поставлены и решены следующие задачи исследований:
-
Решить аналитическим методом линий скольжения классические силовые задачи о течении жесткопластического слоя в клиновом канале, имеющем криволинейные участки профиля образующей этого канала, для условий плоской деформации.
-
С использованием результатов решения указанных задач, провести силовой анализ операций штамповки лопастей стабилизаторов стреловидных пуль, имеющих криволинейный участок лопастей, с одновременной отрубкой облоя по внешнему контуру, инструментом с различной конфигурацией клиновых выступов.
-
Экспериментальным методом делительных сеток изучить распределение деформаций в пластической области при течении деформируемого материала в криволинейном сужающимся канале и определить координату опасной точки, в которой наблюдается наибольшее исчерпание запаса пластичности,
-
Разработать бойки специальной конструкции, имеющие профильные клиновые выступы, позволяющие совместить заключительную формообразующую операцию штамповки лопастей стабилизаторов и их обрубкой по внешнему контуру, и провести многофакторные экспериментальные исследования по установлению рациональных геометрических размеров профильных клиновых выступов на бойках, уменьшающих дефекты, возникающие при обрубке лопастей стабилизаторов стреловидных пуль из различных марок сталей.
5. Разработать радиально штампующее устройство с поступательным
движением рабочих бойков, обеспечивающее холодное пластическое формооб
разование стабилизаторов с плоским задним торцом, исключающее весьма не
технологичную завершающую механическую обработку лопастей и позволяю
щее расширить возможности холодного пластического формообразования
участков крестообразного профиля на стержневых цилиндрических заготовках.
6. Разработать практические рекомендации к проектированию технологи
ческого процесса изготовления стабилизатора стреловидных пуль, а также
штамповой оснастки и инструмента. Использовать результаты исследования в
учебном и промышленном процессе на предприятии ОАО «ЦНИИТОЧМАШ»
(г. Климовск Московской обл.).
Объект исследования. Новая технологическая схема радиального холодного пластического формообразования участков крестообразного профиля на цилиндрических стержневых заготовках.
Предмет исследования. Теоретические и экспериментальные модели влияния различных факторов на результирующие параметры технологического процесса радиального холодного пластического формообразования сложно-профильных стабилизаторов стреловидных пуль к охотничьим боеприпасам.
Методы исследования. В теоретических исследованиях использован аналитический метод линий скольжения с применением интегрального преобразования Лапласа-Карсона (операционного исчисления), позволяющий получить компактные результирующие зависимости для расчета геометрических и силовых параметров процесса холодной радиальной штамповки лопастей стабилизаторов стреловидных пуль в условиях плоского деформированного состояния.
Установление деформированного состояния, степени использования запаса пластичности и координат точек, где он использовался в наибольшей степени, в пластических областях проводился при помощи экспериментального метода делительных сеток.
Для установления рациональных геометрических размеров, формы клиновых выступов на рабочем инструменте для радиальной штамповки лопастей стабилизаторов с одновременной отрубкой облоя, использованы элементы теории моделирования и основные положения планируемого многофакторного натурного эксперимента.
Теоретическим методом была определена лишь сила, воспринимаемая одним бойком. Для установления общей потребной силы, прикладываемой со стороны прессового оборудования, было проведено экспериментальное исследование крешерным методом, позволившее определить коэффициент передачи силы на бойки штампующего устройства.
Положения, выносимые на защиту:
Основные результирующие зависимости анализа аналитическим методом линий скольжения геометрических соотношений, распределения напряжений и необходимых технологических сил при течении жесткопластического слоя в клиновом сужающемся канале, имеющем участки криволинейного профиля.
Особенности распределения напряжений, деформаций и степени использования запаса пластичности при штамповке сложнопрофильных лопастей стабилизаторов стреловидных пуль с одновременной отрубкой облоя по внешнему контуру.
Экспериментальные результаты анализа деформированного состояния материала в пластической области при течении жесткопластического слоя в клиновом сужающемся канале, имеющем участки криволинейного профиля, включающие оценку степени использования запаса пластичности и установление опасной точки, в которой она достигает наибольшего значения, полученные методом делительных сеток.
- Статистически обоснованные проведением многофакторного эксперимента регрессионные модели, позволяющие количественно оценить и уменьшить дефекты, возникающие при обрубке лопастей стабилизаторов стреловидных пуль из различных марок сталей по внешнему контуру, а также установленные рациональные геометрические размеры профильных клиновых выступов на бойках.
- Разработанные практические рекомендации к проектированию техноло
гического процесса изготовления стабилизатора стреловидных пуль, а также
штамповую оснастку и инструмент.
Научная новизна. Установлены закономерности распределения напряжений и деформаций в пластической области при штамповке стабилизаторов стреловидных пуль с одновременной отрубкой облоя криволинейными клиновыми выступами на инструменте, заключающиеся в повышении гидростатического сжимающего давления в пластической области, обеспечивающего залечивание микродефектов, увеличение предельных однооперационных степеней деформации и улучшение механических характеристик деформируемого материала.
Практическая значимость. Аналитическим методом линий скольжения получены компактные геометрические и силовые результирующие зависимости для процесса течения жесткопластического слоя в клиновом канале, имеющем криволинейные участки, позволяющие решать ряд типовых технологических задач обработки металлов давлением.
На основе результатов экспериментального метода делительных сеток разработан алгоритм определения координат микрозоны, в которой запас пла-
стичности исчерпывается в наибольшей степени, и его величины при течении материала в криволинейном клиновом канале, что позволяет устанавливать обоснованное количество формообразующих операций с рациональным распределением пооперационных степеней деформации.
Усовершенствован способ штамповки стабилизаторов стреловидных пуль, исключающий нетехнологичную операцию обрезки лопастей по внешнему контуру.
Многофакторным экспериментальным исследованием установлены статистически обоснованные регрессионные модели, позволяющие определять рациональные геометрические размеры клиновых выступов на бойках и уменьшать дефекты, возникающие при штамповке лопастей стабилизаторов стреловидных пуль с отрубкой облоя из различных материалов.
Спроектировано радиально-штампующее устройство с поступательным движением рабочего инструмента, обеспечивающее формообразование плоского заднего торца изготавливаемого стабилизатора.
Реализация работы. На основе результатов комплекса проведенных исследований, конструкторско-технологических разработок и полученных практических рекомендаций усовершенствованы технологические процессы изготовления ряда конструктивных вариантов стреловидных пуль к охотничьим боеприпасам. Результаты исследований использованы на предприятии ОАО «ЦНИИТОЧМАШ» (г. Климовск Московской обл.) и в учебном процессе при подготовке магистров по направлениям: 15.04.01 «Машиностроение» и 15.04.02 «Технологические машины и оборудование».
Апробация работы.
Результаты исследований доложены на: Всероссийской научно-
технологической конференции студентов и аспирантов «Современные техноло
гии обработки металлов и средств их автоматизации» (Тула: ТулГУ, 2011-2015
гг. с дипломами 2 и 3 степени); Международной научно-технической конфе
ренции «Автоматизация: проблемы, идеи, решения» (Тула: ТулГУ, 2012); VII
региональная молодежная научно-практическая конференция Тульского госу
дарственного университета «Молодежные инновации» (Тула: ТулГУ, 2013); X
Региональная магистерская научная конференция (Тула: ТулГУ 2015); ежегод
ных магистерских конференциях ТулГУ и НТК профессорско-
преподавательского состава каф. МПФ; на основе конкурсного отбора, соиска
тель стал победителем в конкурсе «Участник молодежного научно-
инновационного конкурса («УМНИК» 2011 г.).
Публикации. Материалы проведенных исследований отражены в 4 статьях в изданиях, рекомендуемых ВАК для опубликования материалов диссертационных работ, 11 статьях и тезисах докладов на научно-технических конференциях различного уровня.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения и пяти разделов, заключения, списка использованных источников из 66 наименований. Работа изложена на 192 страницах, содержит 86 рисунков и 18 таблиц.
Устройство для радиально-осевой штамповки стержневых деталей
Одной из наиболее удачных конструкций охотничьих боеприпасов такого типа является патрон «Зенит» с подкалиберной оперенной пулей [34, 35]. Патрон «Зенит» (рис 1.2) состоит из гильзы 1 с зарядом пороха 2, прикрытым обтюратором 3, защищенным антифрикционной оболочкой 4, изготовленной, например, из медной фольги или двусернистого молибдена на основе эпоксидной смолы. На обтюраторе расположен поддон 5, пуля 6 с отделяющимися пластмассовыми элементами 7. Пуля состоит из корпуса 8, свинцового сердечника 9 и пластмассового или алюминиевого оперения 10 (стабилизатора), которое закреплено в проточке хвостовой части корпуса. Пуля опирается на поддон своим фланцем 11 таким образом, что между поддоном и оперением образуется зазор, исключающий возможность деформации оперения в канале ствола при выстреле.
При весьма высокой начальной скорости и хорошей кучности боя на больших дальностях относительно небольшой диаметр оперенной пули (6,75 мм) не обеспечит требуемого надежного останавливающего действия. Наиболее существенным недостатком этого патрона является его многоэлементность, нетехнологичность конструкций отдельных элементов, особенно стабилизатора, сложность сборки и, как следствие, высокая стоимость выстрела.
Наиболее популярным зарубежным аналогом являются патроны с оперенными пулями «Совестр» (BFS – Balle Fleche Souvestre) (рис. 1.3.) [2,32], эксклюзивное право на продажу которых принадлежит французской фирме «Тифан Эндустри» и которые впервые появились на прилавках французских магазинов в1993 году.
Оперенные пули «Совестр» были изобретены французским военным инженером Жаном – Клодом Совестром, также имеющим большой опыт разработки оперенных снарядов для артиллерийских систем. Кроме Франции, патроны BFS запатентованы во многих странах Европы и в США.
Пуля «Совестр» представляет собой стреловидную пулю из свинцового сплава с пластиковым оперением и составным двухсекторным контейнером, выполняющим функции пыжа-обтюратора. Для обеспечения невозможности демонтажа пули в полете оперение соединяется с собственно пулей (рубашкой) металлическим стержнем-сердечником, который так же служит поражающим элементом при разрушении пули в теле животного. Конструкция пули обеспечивает фрагментацию свинцовой рубашки на крупные осколки массой 4 — 6 г, обладающие большой кинетической энергией
Кроме специальных конструктивных мер, направленных на повышение поражающего действия, пуля «Совестр» обладает уникальной способностью сохранять скорость (и, соответственно, энергию) на больших дистанциях, вплоть до 100 м. Кроме того у пули «Совестр» траектория значительно настильнее, чем у аналогов. А от этой характеристики сильно зависит вероятность попадания в реальных условиях, то есть чем настильнее траектория, тем меньше влияет на вероятность попадания пули ошибка стрелка в определении дальности до цели. В быстроменяющихся условиях на охоте несложно ошибиться на 15—20 м, а для иных пуль на дистанциях до 50 м разница по высоте между точками попадания на 50 и на 75 м составляет до 30 см — несложно и «промазать». Разница между точками попадания пули «Совестр» на дистанциях 50 и 75 м составляет всего 6 см. А понижение траектории на дистанции 100 м от нулевой линии составляет всего 18 см, что является очень хорошим показателем для гладкоствольного ствола.
По данным изготовителя на дистанции 100 м все попадания серии из 5 выстрелов пулей «Совестр» ложатся в круг диаметром 25 см. Вполне достаточно для охоты на крупного зверя, хотя и недотягивает до показателей нарезных стволов. Но значительно важнее то, что на этой дистанции пуля имеет скорость, превышающую скорость звука (V100 = 430 м/с при V0 = 580 м/с) и значительную кинетическую энергию (E100 = 2450 Дж при E0 = 4380 Дж), что позволяет считать пулю пригодной не просто для попадания в зверя на больших дистанциях, но и для гарантированного его поражения.
Нет сомнения в высоких боевых свойствах пулевых боеприпасов типа «Совестр», однако очень высокая стоимость ограничивает их применение. Если охотник, идущий на медведя, может позволить себе приобрести десяток патронов, выложив за них сумму в пять минимальных окладов, то практический стрелок, которому этого запаса может хватить на час–полтора– никогда. .
Данное устройство [46] может быть использована для одновременного изготовления на стержневых деталях [51, 50] необходимых профилей и формообразования их концов, например, при изготовлении клапанов секций топливного насоса тракторного двигателя.
В нерабочем состоянии подвижная часть, связанная с ползуном пресса находится в верхнем положении (рис. 1.5). Радиальные пуансоны 5 освобождены и под давлением буферов 6 отведены от оси устройства и упираются в стенки сепаратора 4. Пружины 3 и 11 разжаты. Заготовку 12 торцом устанавливают на нижний осевой пуансон 2. Ползуну пресса сообщают рабочий ход, и он перемещается вниз. Вместе с ползуном пресса перемещается вниз плита 7 и стакан 9, который своей конической внутренней поверхностью перемещает радиальные пуансоны 5 в радиальном направлении к заготовке, сжимая буферы 6.
Радиальные пуансоны 5, перемещаясь к оси заготовки 12, центрируют её по оси устройства, а затем осуществляют радиальную штамповку требуемого профиля на её образующей поверхности. После этого, при дальнейшем перемещении стакана 7, упорное кольцо 10 упирается в верхнюю поверхность сепаратора 4 и прекращается перемещение радиальных пуансонов 5. Дальнейшее перемещение ползуна пресса на величину осевого перемещения А приводит к сжатию пружин 3 и 11 на эту величину. В результате на торцевые поверхности заготовки 12 воз0действуют верхний 8 и нижний 2 осевые пуансоны с силой P = zA, где: z - суммарная жесткость пружин, P - сила, необходимая для формообразования концов стержневой детали осевыми пуансонами, Л -величина осевого перемещения торцов пружин.
Течение материала в шероховатом клиновом канале с криволинейным участком профиля
Холодное пластическое формообразование остроконечных клиновидных участков типа фасок на оребренных изделиях является одной из проблем машиностроения [5]. Анализ результатов предварительных экспериментальных силовых исследований течения материала в клиновидных каналах показывает, что при соотношениях размеров, близких к окончательному заполнению внутреннего профиля глухой матрицы, необходимая для формообразования технологическая сила возрастает весьма интенсивно [39]. В рамках метода линий скольжения при аппроксимации свободной границы АЛ% выдавливаемого материала дугой окружности (рис. 2.1), пластическая область схематизируется сеткой линий скольжения, являющихся логарифмическими спиралями. При наличии криволинейного участка контура матрицы EG жесткопластичная граница FG является отрезком прямой [41].
Для любой «-ной пластической зоны (рис. 2.1) радиусы кривизны линий скольжения определяются по зависимости R =S-R0-exp[(n-2)-G) + ) + T\], (2.1) где RQ - радиус окружности свободной границы АЛ% ; (D - половина угла клиновидности канала; 4 = а1 и т = Р " всегда положительные криволинейные координаты [33], фиксирующие положение точки в поле линий скольжения. Рис. 2.1. Конструкция поля линий скольжения при затекании материала в гладкий клиновой канал, имеющий переходной криволинейный участок. Интегрируя выражения для радиусов кривизны (2.12) вдоль граничных линий скольжения, получим выражение для определения длины контактной поверхности матрицы и пластической области затекаемого материала на клиновидном участке (в частном случае, приведенном на рис.2.1, это длина отрезка АЕ): (2.2) Радиус RQ, входящий в зависимости (2.1) и (2.2), целесообразно выразить через толщину tg свободной границы вершины штампуемого клина (удвоенная горизонтальная проекция отрезка АЛ%). Тогда зависимость (2.2) преобразуется к виду / =І(ехрйЮ"1) (23) В этом случае выражение для определения hjг (вертикальной проекции образующей клинового участка штампуемого клина) запишется в виде ЛЛг = o[ехр(й-ш)-і]-сш. (2.4) Следующая п +1 пластическая зона (DEF на рис. 2.1), примыкающая к оси штампуемого полуфабриката, является переходной к радиусному участку профиля матрицы. Радиус кривизны граничной для этой зоны линии скольжения ЕЕ находится по формуле R("+1) = lo ехр(«.со-л) (2.5) 2V2sina) v Вертикальная длина линии скольжения ЕЕ определяется интегрированием ее радиуса кривизны при перемещении от точки Е к F о dj\ . (2.6) — С0 + Т1 hEF= ехр(я.ш)Лехрл-со8 7Г 2v2-sinco Преобразуя тригонометрическую функцию, входящую в подынтегральное выражение зависимости (2.6), к виду, пригодному для свертки функций при использовании интегрального преобразования Лапласа-Карсона [62], окончательно получим hFF=— -exp(/i)(exp-cos). (2.7) bt sin v Для определения вертикальной проекции радиусного участка EG профиля матрицы воспользуемся соотношением между радиусами кривизны линий скольжения, примыкающих к гладкому прямоугольному контуру, и радиусом кривизны этого контура в плоскости отображений интегрального преобразования Лапласа - Карсона REG = I2-2—REF, (2.8) q-l где qq; REG; REF - отображение в операторной плоскости соответственно величин: r\; REG; REF. Представим выражение (2.5) в плоскости отображений REF= Г9- ехр(й(0 + Л)= г ехр(и-ш) 2V2sinc) 2V2sin(0 v q-l и подставим полученную зависимость в 2.8. После перехода из плоскости отображений к физической плоскости оригиналов окончательно получим формулу для нахождения радиуса Щ (рис. 2.1) Rl = REG 2_ехр(л.а ).(1 + Л)ехрЛ. (2.9) 2-sin со Интегрируя зависимость (2.9) вдоль криволинейного контура EG, определим его вертикальную проекцию hFG = - ехр(л )( ехроэ + expo - COS). (2 10) sin v Разность вертикальных проекций длин EF и EG равна половине толщины штампуемого клина на участке его постоянного значения (рис. 2.1) tc = hEG-hEF = tW[(n + \) \ (2.11) Эту зависимость, полученную с помощью уравнений (2.7) и (2.10), можно представить в виде соотношения толщин вершины и основания клина tQ _ sin со C G).exP[(ff + l) .] Целесообразно записать общую высоту штампуемого клина (2.12) hг=hkг+hEG = -[(m + l)eW(n + l)-&-cos&] sin со1 Используя зависимость (2.12), можно явно выразить число применяемых в расчетах пластических зон П и исключить его из результирующих формул со -со-ехрсо Окончательно геометрические параметры, описываемые уравнениями (2.3), (2.4), (2.9), (2.10) и (2.12), определяются следующим образом: Ьг 1 О с 2-GO-expco 2 sin со где to = to/tc с tO 2-co-expco 2-sinco J cosco; Лі — 2ґс (О ехрсо (1 + л)-ехрш; cosco hEG 1 2ґс 2со Л, 1 1 + со hEG Аг = г 2t 2 со V ехрСО (1 + СО - tO СО Ctg(Q) . Безразмерное среднее напряжение, действующее на граничной линии скольжения FG, определяется по зависимости — сг (Т = = -0,5-(/І + І)Й , 2-к где к - пластическая постоянная материала.
Здесь, как и ранее, П - число пластических зон, ограничивающих конический участок (на рис. 2.3 и = 4), без переходной зоны и зоны, примыкающей к радиусному участку. Безразмерная технологическая сила, необходимая для затекания материала в гладкий клиновидный канал с криволинейным переходным участком определяется по формуле р 1 ( Pг 2ktc-L V sin (О ln= + ҐО-ОО-ехрЮ где L - длина клиновидного канала в направлении. Перпендикулярном плоскости рисунка 2.1. На рисунке 2.2 представлены графические зависимости безразмерной технологической силы, необходимой для затекания материала в гладкий клиновидный канал с переходным криволинейным участком, от относительной толщины основания штампуемого клина. Анализ представленных графических зависимостей показывает, что наличие криволинейного участка профиля матрицы значительно снижает величину потребной силы по отношению к силе, необходимой для затекания материала в обычный гладкий клиновидный канал. Это различие постоянно для всего диапазона изменения угла конусности (графики справедливы для любого угла СО)
Определение напряженного и деформированного состояния методом делительных сеток при течении деформируемого материала в криволинейном клиновом сужающимся канале
При заданных значениях tc, Щ, &1 (R0 - определяется) радиусы кривизны всех граничных линий скольжения известны как функции неизвестных углов со / между вертикалью и касательной к контуру канала в точках выхода на него этих граничных линий. Из зависимостей (2.43), (2.44), (2.45) и обобщенной (2.46) видно, что для расчета последующего угла со ;+1, помимо заданного R1 и легко определяемого R0 , достаточно знать значение предшествующего угла со;. Поэтому, вначале осуществляют расчет этих углов решением указанных выше трансцендентных уравнений. Очевидно, что последнее значение угла СО в точке выхода на контур канала граничной линии скольжения, разделяющей жесткую и пластическую область, должно быть равно нулю. Для выполнения этого условия необходимо методом последовательных приближений установить соответствующие геометрические соотношения пластической области. Кроме того, анализ полученных зависимостей показывает, что выражение для определения углов (О/ и радиусов кривизны граничных линий скольжения, необходимых для расчета, существенно усложняется при увеличении числа пластических областей, на которые делится вся пластическая область сеткой линий скольжения (при увеличении степени заполнения деформируемым материалом криволинейного канала). Рассмотрим возможность альтернативного подхода к решению данной задачи. Необходимые расчеты можно вести, начиная с наиболее простой конструкции поля линий скольжения, соответствующей наименьшей степени обжатия. При этом, в соответствии с рис. 2.6, б, реализуется конструкция, содержащая два участка пластической области: - EE F - примыкающего к свободной круговой границе ЕЕ ; EFG - примыкающего к контуру канала на отрезке EG.
В соответствии с принятыми обозначениями - E=i и к = \. Учитывая, что одна граничная линия - прямая, зависимость (2.43) с учетом (2.48) преобразуется к виду (l-COSCOj) sina)1L2 где Ъ = 1 « (exp(Dl-COSO,1) + -= «! ,„«,!, (252) Решением трансцендентного уравнения (2.53) находится Щ = СО . Соотношение t0/tc определяется по зависимости (2.47) = 1-2 (1-008!). (2.53) Необходимую технологическую силу находим по формуле (2.51) при значении к = 1 Р= Р =(1 + 0)!). И54) 2kc (
Расчеты последующих стадий заполнения криволинейного сужающегося канала осуществляются с использованием переиндексации углов го і, используемой ранее при определении среднего напряжения (2.50).
При этом (рис. 2.5) для конструкции поля линий скольжения, содержащего 4 пластических области (свободная поверхность выходит на контур в точке С, к = 2, ca1=(Qc, со2 = Е), 6 пластических областей (свободная поверхность выходит на контур в точке А, к = 3, ю j = ю , (в2=(йС, со з = Е) и последующих - значение неизвестного угла о 1 определяется по одной и той же зависимости
При этом для каждой новой конструкции значение радиуса RQ, косвенно входящего в выражение (2.55), автоматически пересчитывается (2.48), поскольку он является лишь функцией предшествующего угла = /(2j. Отношение оАС, зависящее от определяемого угла ю1, находится по формуле (2.53). Необходимая технологическая сила - по формуле (2.51) для соответствующего индекса к. Рассмотренный подход к решению данной задачи позволяет исключить громоздкие (для стадий заполнения криволинейного контура, близких к окончательному) формулы для определения радиусов кривизны линий скольжения, углов Gil и существенно сократить процедуру расчетов. Рис. 2.8. Зависимости от 0_ для различных значений R1 = 1 2kc-L tc tc
На рис. 2.8 представлены графические зависимости безразмерной относительной технологической силы от относительной толщины вершины штампуемого криволинейного профиля для различных радиусов кривизны контура инструмента, образующего боковые криволинейные их поверхности этого профиля. Из них видно, что при увеличении радиуса контура R1, необходимая технологическая сила увеличивается, что, вероятно, связано с увеличением объема материала, подлежащего деформированию.
Как отмечалось ранее, радиальная штамповка лопастей стабилизаторов стреловидных поражающих элементов к соответствующим боеприпасам для охотничьих гладкоствольных ружей сопровождается интенсивным радиальным течением выдавливаемого материала в сужающиеся щели, образуемые рабочими гранями деформирующего инструмента. Учитывая, что в качестве материала стабилизатора пули в охотничьих боеприпасах используют наиболее пластичные стали, а также бронзы и латуни, можно утверждать, что необходимые геометрические размеры стабилизаторов с достаточной для условий массового производства стойкостью рабочих бойков могут быть обеспечены за одну формообразующую операцию. Процесс радиальной штамповки может осуществляться как в условиях плоского течения, т.е. без изменения длины и площади поперечного сечения участка заготовки стабилизатора пули, на котором штампуются лопасти, так и с увеличением указанной длины и соответствующим уменьшением площади поперечного сечения. В последнем случае трехмерной деформации анализ процесса усложняется. Достаточно полные результаты теоретических исследований операций штамповки лопастей постоянной толщины приведены в работах [28, 29, 37].
Выбор факторов и диапазона их изменения
Целью исследований являлось изучение влияния технологических и геометрических параметров процесса пластического формообразования переходных криволинейных участков лопастей стабилизатора на характер течения материала, нарастание и распределение деформаций в пластической области, а следовательно, и на неравномерность механических свойств изделия в целом. Экспериментально выявленные в характерных сечениях деформируемой заготовки поля накопленных деформаций позволяют оценивать соответствующие распределения напряжений, работу, затрачиваемую на деформацию, степень использования запаса пластичности (ИЗП) материала и прогнозировать вероятность его разрушения, а также определить среднее значение сопротивления деформации а,- = 2кср для конкретного материала, т.е. учесть упрочнение последнего в процессе формообразования.
Среди разнообразных методик экспериментального исследования процессов пластического формоизменения в обработке металлов давлением, для которых характерны большие пластические деформации, наибольшее распространение получили методы, основанные на использовании информации об искажении делительных сеток, нанесенных в плоскости разъема составных образцов [6,7]. В качестве исходной информации используются значения координат узловых точек делительной сетки.
Эксперименты проводились с помощью устройства (рис. 3.4), представляющего собой жесткий бандаж с коническим сквозным отверстием, куда помещаются две конические полуматрицы (для возможности извлечения полуфабриката после окончания процесса формообразования), образующие при смыкании профильную клиновую рабочую полость с криволинейным участком. Для проведения эксперимента были изготовлены три комплекта полуматриц с радиусами криволинейного участка R1=25мм;R2 = 50мм;R3=100 мм, а также разрезные образцы из алюминиевого сплава АМц, комплектуемые из двух половин в пластину. На плоскость разъема одной половины пластины с помощью микроскопа острым индентором наносилась исходная прямоугольная делительная сетка с шагом 1x1,5 мм. Процесс формообразования завершался, когда выполнялось соотношение 0 = 0,1, где І - половина исходной толщины штампуемого клина, 0 - половина толщины на периферийной кромке штампуемого профиля. Измерение координат узловых точек исходной и искаженной делительных сеток после каждого этапа также производилось на микроскопе.
Сложная деформация, характерная для исследуемого процесса, обусловливает необходимость поэтапного изучения [6] деформированного состояния. В соответствии с рекомендациями [6,8] весь процесс штамповки криволинейного профиля поделен на четыре последовательных этапа, для каждого из которых определялись необходимые параметры деформированного и напряженного состояния. Внутри каждого этапа деформация принималась простой, а накопленное значение степени деформации сдвига определялось суммированием соответствующих значений по всем этапам. В этом случае компоненты тензора приращения деформации на каждом этапе могут быть выражены через частные производные координаты узловых точек искаженной делительной сетки в конце этапа (Эйлеровых координат) по координатам искаженной делительной сетки вначале этапа. Для определения степени использования запаса пластичности можно использовать зависимость [62] \j/ = f дЛ f A WT T d(g/T), (3.16) J0AP(a/T) (ст/ T)0ЛP(а/) где Л - накопленное значение деформации сдвига; СУ - среднее напряжение; T - интенсивность касательных напряжений; A(a/T)=dA(G/T) . d(a/ T) Значение АP(с/T) определяется по диаграмме предельной пластичности. Следовательно, для определения степени ИЗП \/ необходимо иметь зависимость Л(ст/T). В качестве такой зависимости при поэтапном исследовании можно приближенно использовать дискретную, определяемую текущими значениями приращений АЛ на каждом этапе в каждой узловой точке и значениями показателя напряженного состояния а / T в конце каждого этапа. На рис. 3.5 точками с координатами а/T и Л изображена последовательность этапов деформирования. Соединяя полученные точки плавной кривой и экстраполируя ее до пересечения с осью а/T, получаем график функции Л(о/T)и находим значение а/Tдля соответствующей узловой точки. Приближенное значение интеграла (3.16) можно получить, вычисляя на каждом п - ном этапе значение Л((У/T)и заменяя интегрирование суммированием