Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса и постановка задач исследования 9
1.1. Теоретические и экспериментальные исследования операции обжима трубных заготовок 9
1.2. Варианты штамповки корпуса переводника 15
1.3. Способы получения резьбы 18
Выводы и постановка задач исследования 20
ГЛАВА 2. Теоретическое исследование и моделирование процессов штамповки корпуса переводника П73/60 и наружной резьбы 23
2.1. Теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния заготовки при операции обжима с учётом объёмности схемы н.с 23
2.2. Моделирование технологии обжима переводника с получением заданного внутреннего диаметра 33
2.3. Моделирование технологии обжима переводника с получением заданного наружного диаметра 40
2.4. Моделирование формоизменения заготовки при выполнении операции обжима из предварительно подготовленной заготовки 46
2.5. Моделирование технологии обжима переводника на заданный внутренний диаметр на стали 40ХН в холодном состоянии 48
2.6. Сравнение изменения толщины стенки при обжиме, полученной в расчёте и моделировании 50
2.7. Аналитическое исследование формообразования резьбы штамповкой 51
2.8. Варианты формообразования наружной резьбы на 80
переводнике пуансонами различной формы 80
2.9. Расчет размеров заготовки под наружную резьбу и смещенных объемов 85
2.10. Моделирование процесса штамповки резьбы переводников в конечно элементном пакете ANSYS/LS-Dyna з
стр.
2.11. Сравнение процессов штамповки наружной резьбы при различных направлениях движения пуансона 111
Выводы по главе 116
ГЛАВА 3. Экспериментальное исследование штамповки корпуса переводника и наружной резьбы 120
3.1. Цель эксперимента 120
3.2. Технические средства для выполнения экспериментальных работ
3.3. Исследование штамповки корпуса переводника 123
3.4. Исследование штамповки наружной резьбы на ниппельной части переводника 127
3.9. Сравнение результатов расчёта и эксперимента 150
Выводы по главе 161
ГЛАВА 4. Практическое использование результатов работы . 163
4.1. Разработка групповой технологии штамповки корпусов переводников заданной номенклатуры 163
4.2. Выбор труб в качестве исходных заготовок для штамповки переводников заданной номенклатуры 167
4.3. Определение размеров штамповок с учетом припусков 167
4.4. Принцип группировки штамповок, приведение их к группам с одинаковым углом конусной части 168
4.5. Расчёт размеров заготовок 170
4.6. Прочностной расчет матрицы 174
4.7. Расчет диаметров матриц 175
4.8. Разработка чертежей штампов 176
4.9. Внедрение результатов работы 177
Выводы по главе 180
Основные выводы и итоги по работе 181
Литература
- Способы получения резьбы
- Моделирование технологии обжима переводника с получением заданного наружного диаметра
- Технические средства для выполнения экспериментальных работ
- Принцип группировки штамповок, приведение их к группам с одинаковым углом конусной части
Введение к работе
Актуальность работы.
Добыча нефти и газа в России является одним из основных источников бюджета. Добыча углеводородов через нефтяную скважину, как правило, осуществляется с помощью насосов, путём искусственного создания повышенного давления в пластах. Такая скважина представляет собой сложное техническое сооружение, основой которого служит колонна насосно-компрессорных труб (НКТ), соединённых между собой посредством переводников.
Переводники НКТ с обоих концов имеют резьбу, наружную и внутреннюю. Концевая часть переводника с внутренней резьбой является муфтой, с наружной резьбой - ниппелем (рис.1).
Рис. 1. Переводник переходной П73/60
Переводники являются высоконагруженными деталями, работающими под высоким внутренним давлением. Имеет место волновой характер приложения сил, поэтому места установки переводников характеризуются повышенной частотой отказов. В связи с этим их изготовляют из дорогостоящих высокопрочных сталей, а прочность переводника в целом и особенно прочность резьб на его концах, являются важнейшим фактором, обеспечивающим надёжность соединений. В настоящее время переводники изготовляются механической обработкой на металлорежущих станках из сплошных или трубчатых заготовок. Этот технологический процесс имеет существенные недостатки, заключающиеся в низкой производительности, большой трудоемкости и сопровождается значительным отходом металла в стружку.
На рис.2 наглядно показано соотношение объёма припуска и объёма готовой детали при изготовлении переводника механообработкой. Так, например, для пере-
водника П73/60 отход равен 55% от массы заготовки или 123% от массы детали.
Работа выполнена по гранту, полученному в рамках федеральной целевой научно-технической программы «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития науки и техники» на 2002-2006 годы по приоритетному направлению «Развитие инфраструктуры» (VI очередь - венчурные проекты), что ещё раз подчёркивает её актуальность.
Цель диссертационной работы - разработка высокоэффективной технологии производства переводников, обеспечивающей высокую производительность, экономию металла, повышенную прочность и износостойкость резьбы.
Методы исследования
Выбор оптимального варианта штамповки корпуса переводников и его дальнейшее детальное исследование выполнены с использованием метода конечных элементов в программном комплексе QForm путём совместного решения приближённых дифференциальных уравнений равновесия, условия пластичности и основных определяющих соотношений при заданных начальных и граничных условиях. Теоретические исследования процесса штамповки резьбы выполнены с использованием основных положений механики деформируемого твердого тела и теории пластичности. Математическое моделирование процесса штамповки наружной резьбы выполнено в программных комплексах LS-DYNA и QForm.
Экспериментальные исследования выполнены на гидравлическом пресса модели П-476 силой 1,6 МН с рабочей скоростью деформирования 2,7мм/с Оренбургского завода «Гидропресс» с использованием современной электронной измерительной системы SPIDER 8.
Автор защищает следующие основные положения: Технология штамповки переводников из трубной заготовки 2
Результаты моделирования, теоретических расчётов и физического эксперимента
процесса штамповки корпуса переводника и наружной резьбы
Научная новизна работы состоит в:
Результатах теоретического исследования влияния ряда технологических факторов на процесс штамповки наружной резьбы
Результатах математического исследования методом конечных элементов процесса штамповки наружной резьбы
Результатах экспериментального исследования процесса штамповки наружной резьбы
Достоверность результатов обусловлена обоснованным использованием теоретических зависимостей, допущений и ограничений, корректностью постановки задач, применением известных математических методов, зарекомендовавших себя программных комплексов, и подтверждается качественным и количественным согласованием результатов теоретических исследований и математического моделирования с экспериментальными данными.
Практическая ценность заключается в том, что разработаны технология и универсальные блок-штампы для производства переводников 20-ти типоразмеров, а также способ и технологическая оснастка для получения наружной резьбы на переводниках посредством штамповки.
Реализация работы
Технологический процесс внедрён на НВЦ «МОЭН». Технико-экономическая эффективность разработанного процесса состоит в сокращении сроков производства, трудоёмкости изготовления деталей на 70% и отхода металла в стружку в 3 раза.
Апробация работы
Результаты исследований доложены на межвузовской конференции по обработке металлов давлением (МИСиС, 2006), конференции "Инженерные системы-2007"(ЦИАМ имени П.И.Баранова, 2007), научном семинаре кафедры "Технологии обработки давлением" МГТУ им. Н. Э. Баумана (2009), а также на ежегодных научно-технических конференциях «Студенческая Весна» Московского Государственного Технического Университета им. Н.Э.Баумана.
Публикации
Материалы проведённых исследований отражены в 5 печатных трудах, из них по Перечню ВАК - три.
Структура и объём работы
Диссертация состоит из введения, четырех глав, основных выводов и итогов по работе, списка литературы и двенадцати приложений. Работа изложена на 190 страницах машинописного текста, содержит 108 рисунков, 12 таблиц и список литературы из 85 наименований.
Способы получения резьбы
Рассмотрению операций обжима и раздачи посвящены труды многих исследователей, работающих как в области обработки металлов давлением, так и в области теории пластичности.
В работах [38, 39] Малинин Н.Н. с помощью теории пластического течения получил зависимости для определения напряжений в параметрическом виде в случае установившихся процессов деформирования трубы коническим инструментом. Решение выполнено по условию пластичности Гу-бера-Мизеса, с учетом трения заготовки по инструменту и изменения толщины в процессе деформирования. В работе [11] дано обобщение для упрочняющегося материала с произвольной диаграммой растяжения, а в [12] приведено решение, полученное с использованием условия пластичности Треска-Сен-Венана. При этом исходные свойства заготовок принимались постоянными.
В работах В.В. Соколовского [65, 66] приводятся решения установившегося и неустановившегося процессов волочения тонкостенной трубы через коническую матрицу. Решение выполнено без учета трения по теории пластического течения с условием текучести Губера-Мизеса. и с линейным условием текучести, предложенным В. Прагером [52].
В решении Смирнова-Аляева Г.А. и Гуна Г.Я. [62], полученном с использованием приближенного метода, разработанного авторами на основе теории вязкопластического течения [63], дан вывод формулы для расчета толщины стенки при безоправочном волочении труб, получены зависимости для определения силы и деформации при обжатии, раздаче и волочении тонкостенных труб. Решения справедливы для любой формы инструмента, однако вычисления весьма трудоёмки. Поле напряжений при обжиме заготовки конусным инструментом с учётом изменения толщины стенки в очаге деформации определено Ильюшиным А.А. по деформационной теории пластичности с условием пластичности Треска. Решение получено без учёта трения и упрочнения [27].
Перечисленные решения, несмотря на их научную ценность, не находят широкого применения из-за относительной сложности.
Наиболее приемлемые для практического использования зависимости напряжений от основных технологических факторов для операции обжима получены совместным решением уравнений равновесия с условием пластичности Треска. Так, используя линейную аппроксимацию кривой упрочнения, Е.А. Попов получил форму для определения меридионального напряжения, возникающего при обжиме трубной заготовки в конической матрице [46]. Это выражение позволяет определить величину меридионального напряжения, действующего в стенках недеформируемой части заготовки, с учётом величины формоизменения, влияния трения, изгиба и спрямления на входе в матрицу, упрочнения, а также изменения толщины стенки заготовки при обжиме в конической матрице без образования цилиндрического пояска. В тех случаях, когда желательно повысить точность расчётов, влияние изменения толщины заготовки и упрочнения учитывается аналогично тому, как это было принято при анализе операций обжима.
Анализ операции обжима трубной заготовки, имеющей исходную переменную вдоль оси толщину стенки, выполнил В.Н.Оцхели [43], ему удалось решить и обратную задачу - найти исходный закон распределения толщины стенки заготовки, при обжиме которой будет получено изделие с равномерной толщиной стенки.
Приём по заданию закона изменения толщины стенки заготовки, использует О.В. Попов при рассмотрении вопросов получения тонкостенных деталей с переменной толщиной стенки [49,50]. Им выделяется три основных типа утолщения при обжиме: клиновидное, параболическое и синусоидальное.
Этот приём по определению напряженного состояния в заготовках, имеющих исходную переменную толщину стенки, следует признать продук 11
тивным. Им можно пользоваться и для учёта изменения толщины стенки заготовки в процессе деформирования. Для этого, как указывает Е.А. Попов, достаточно задать закон изменения толщины, не оговаривая причины, его вызвавшие [46,47].
Авторы работ [43,48] рассмотрели операцию обжима с учётом объёмности схемы напряженного состояния. Контактная зона очага деформации делится на две части, отличающиеся записью условия пластичности. Зная распределение напряжений, можно через уравнение связи, в случае монотонного процесса, распределить параметры формоизменения заготовки и, в частности, получить формулы для расчёта утолщения заготовки в очаге деформации в любой момент деформирования.
Из двух условий монотонности процесса деформирования материального элемента, неизменности направлений главных осей скоростей деформации и постоянства соотношения главных компонентов скоростей деформации [42,60,61] в операции обжима выполняется лишь первое. Поэтому используются дополнительные допущения. Для неустановившихся процессов деформирования установлено [42,75], что изменение отношения S/S0 для каждого материального элемента заготовки за время процесса деформирования невелико, поэтому эти процессы можно признать квазимонотонными.
С учётом этих соображений Поповым Е.А. предложена методика расчёта формоизменения, отличающаяся простотой расчётов и наглядностью полученных зависимостей [42, 46]. Выражение, характеризующее изменение толщины заготовки в очаге деформации, получены из уравнений связи. При этом значение показателя степени определяется по теореме о среднем значении функции. Эти формулы, несмотря на свою простоту, имеют в некоторых случаях достаточно высокую точность, что неоднократно отмечалось во многих работах. Точность других, более сложных формул [74], не намного превышает точность полученных формул.
В работах [3, 76] показано несущественное влияние упрочнение материала на величину деформаций заготовки в процессе деформирования в операции обжима, в частности, на изменение толщины стенки. Что касается изменения длины образующей заготовки при обжиме, то это наиболее слабое звено имеющихся методов расчёта заготовки. Обычно это изменение или задаётся осреднёнными эмпирическими коэффициентами, или определяется из условия постоянства объёма.
В ряде случаев при расчётах считается, что длина заготовки не изменяется и расчёт ведётся по условию постоянства площади поперечного сечения. В работе [32] зависимости для определения длины образующей в операции обжима также получены при использовании условия постоянства объёма деформируемого металла.
Возможность и эффективность использования операции обжима в технологических процессах в значительной степени зависит от величины допустимого формоизменения. Так как при обжиме материал заготовки находится в условиях двухосного неравномерного сжатия в осевом и окружном направлениях, то технологические возможности процесса ограничиваются потерей устойчивости заготовки.
Моделирование технологии обжима переводника с получением заданного наружного диаметра
При раздаче с утонением стенки величина зазора между пуансоном и матрицей меньше толщины заготовки. В этом случае возникает участок очага деформации, в котором заготовка деформируется, сжимаясь между боковыми поверхностями пуансона и материалом первого участка, которому и передаёт напряжения формования резьбы.
Принудительное утонение заготовки в зазоре между пуансоном и материалом первого участка (внутренним диаметром резьбы) может быть и на первом и на последующих переходах раздачи с утонением, причем при последующих операциях раздачи с утонением внутренний диаметр заготовки может претерпевать большее или меньшее изменение.
На рис. 2.26, рис. 2.28(a) показана схема деформирования заготовки при раздаче с утонением заготовки. Силы трения в очаге деформации П-й зоны, где заготовка сжимается между пуансоном и материалом 1-й зоны, имеют различные направления. Заготовка должна смещаться относительно матрицы преимущественно в радиальном направлении, при наличии осевого подпора со стороны входа пуансона в заготовку. Силы трения, действующие на внутренней поверхности заготовки, имеют направление, обратное направлению движения пуансона, что способствует более благоприятному затеканию материала в резьбовые канавки. Улучшению затекания материала способствует и периодическое многократное деформирование материала с последующей разгрузкой и уменьшением влияния сил трения на процесс формообразования подобно тому, как это имеет место при накатке резьб. По этому признаку такой процесс можно классифицировать как процесс промежуточный между процессами накатки и полного одновременного образования резьбы на всей длине и всему периметру заготовки. На этой основе можно уверенно утверждать, что напряжения формования резьбы по величине будут меньше, чем при одновременном выдавливании всей резьбовой поверхности и больше, чем при её накатке.
На контактной поверхности кроме касательных Теи действуют и сжимающие напряжения о"ец, а в радиальном направлении срц. В осевом направлений должны возникать растягивающие напряжения, вызванные трением пуансона на внутренней поверхности заготовки. Так как в рассматриваемом случае изменение внутреннего диаметра заготовки незначительно, то очаг деформации состоит только из участка утонения. В участке утонения наружный диаметр изменяется незначительно, а внутренний при значительном отношении d/s также претерпевает небольшие изменения. Это позволяет считать, что деформирование осуществляется по схеме, близкой к схеме плоской деформации, для которой среднее напряжение равно полусумме крайних. Следовательно, напряжение аср11, действующее перпендикулярно к плоскости чертежа в окружном направлении (рис.2.28) или же в тангенциальном направлении, может определяться соотношением о"срп = (Ори + сен )/2, (2.53) где ар11 и Gen —главные нормальные напряжения, действующие в меридиональном сечении заготовки (в плоскости чертежа).
Для установления полей напряжений при раздаче с утонением стенки целесообразно использовать и в этом случае метод баланса работ.
Особый интерес представляет отыскание напряжений, действующих на внутренние стенки заготовки на этапе установившегося деформирования, поэтому составляющие работы деформирования можно найти как среднюю величину для всего деформируемого объема, а не для бесконечно малых его объемов, что является необходимым условием при решении задачи по отысканию поля напряжений в очаге деформации.
Схема процесса деформирования представлена на рис.2.26. Пуансон, оказывая воздействие на внутреннюю поверхность заготовки, создает в стенках заготовки в направлении её оси напряжения ст., вызванные сжимающими напряжениями OQH И силами трения \ктвп от сжимающих напряжений авп, действующих со стороны пуансона и создающими определённую величину растягивающих напряжений о в осевом направлении относительно заготовки. Произведение силы трения \игвц на перемещение пуансона dh„ = dhpIll\.ga\\ дает элементарную работу этой силы. Это же перемещение пуансона приводит к перемещению поверхности заготовки в граничной зоне очага деформации относительно внутреннего диаметра резьбы. На граничной поверхности очага деформации заготовки при ее перемещении в очаге деформации возникают силы трения, направление которых обратно и совпадает с направлением заталкивающих напряжений. Если величину сил трения умножить, на величину соответствующего перемещения, то получится работа сил трения в граничной зоне - на- поверхности заготовки.
На боковых поверхностях выделенного очага деформации действуют также касательные напряжения, изменяющиеся от максимальной величины до нуля у внутреннего диаметра резьбы вследствие их осевой симметрии.
Перемещение пуансона приводит также к перемещению внутренней поверхности заготовки относительно поверхности пуансона, что создает силы трения на внутренней поверхности заготовки. Произведение этих сил на соответствующее перемещение создает работу сил трения на внутренней поверхности заготовки.
При входе материала заготовки в очаг деформации происходит сдвиг -изменение траектории движения частичек материала, равный dhpu /tgan, а при R равен dhRII /tgan и при г равен dhrU /tgan, где dhRII = (R/p)dhn и (r/p)dhpII. Сумма трех указанных работ составляет работу внешних сил, приложенных к заготовке во И-ом очаге деформации.
Основной составляющей работы внутренних сил является работа элементарных сил, создаваемых напряжениями а9ц и орц, а также касательными напряжениями, действующими в очаге деформации в радиальном и тангенциальном направлениях.
Так как на границах очага деформации происходит изменение траекторий движения точек заготовки, можно полагать, что здесь должны действовать касательные напряжения, вызывающие сдвиг, соответствующий изменению направления движения точек заготовки в процессе ее деформирования. С учетом сказанного, условие равенства работ внешних и внутренних сил для рассматриваемого процесса раздачи может быть записано в виде d\u + dATPn + dAcdr + dAcm + dA i = d\ + dA e + dAr, (2.54) где dA, dATpn — работа, создаваемая нормальными и касательными напряжениями на контактной поверхности пуансона с заготовкой; dAai —работа сил, создаваемых напряжениями аои на границе с 1-ым участком очага дефор 68 мации; dAa + dA(T/ +dAr— работа сил, создаваемых соответственно напряжениями аеп, Ори и ТЦ В очаге деформации; dAcilr+dAcdR— работа сдвига на внутренней (при р = г) и наружной (при р = R) границах очага деформации.
Величины Sen и dVu можно найти следующим образом. Радиальное смещение любой точки в очаге деформации может быть найдено из условия постоянства объема (пренебрегаем сдвиговыми деформациями). Если смещение в тангенциальном направлении точек вблизи нижней границы очага деформации (при р//=г//) (рис.2.27) обозначить через dh, то тогда деформация євц может быть найдена по величине смещения dh: Очевидно, что элементарный объем любого элемента будет равен dVu - р/уа//ф.
После подстановки найденных величин в выражение (2.54) и вынесения постоянных величин ги, dhnu, а7/, os за знак интеграла получается интеграл, зависящий только от одной переменной рП, которая для очага деформации изменяется от рц = /п до рп = Rn. С учетом сказанного выражение (2.54) получает вид:
Принимая гипотезу постоянства максимальных касательных напряжений, получим: dAmi = saiiriidh (Rn П/У (2.58) Для определения элементарных работ трения необходимо найти величины смещений в тангенциальном направлении точек очага деформации на контактных поверхностях относительно поверхностей пуансона и матрицы.
Если использовать установленные ранее соотношения, характеризующие изменение величины тангенциальных смещений в функции координаты 0, то можно установить, что смещение dh точек заготовки относительно матрицы-зоны I уменьшается от dh,n (при рп = Гц) до dhm (при рц = Яц).
Технические средства для выполнения экспериментальных работ
Установлено, что при штамповке без упора и прижима необходимая сила деформации (на пуансоне) составляет 0,5 МН вместо 0,85 МН при штамповке с упором. При этом давление на пуансоне достигает величины 850 МПа, в то время как при штамповке с упором оно равно 1750 МПа.
На резьбовой матрице при обработке без упора и прижима предельное давление составляет 2300 МПа, вместо 3600 МПа при штамповке с упором. Однако в связи с тем, что отсутствие упора приводит к интенсивному течению металла заготовки в осевом направлении в сторону перемещения пуансона и к минимальному течению металла в обратном направлении, которое наблюдается при штамповке с упором, сила на матрице в 2 раза превышает силу при штамповке с упором (рис.2.52). Однако, сила на пуансоне (сила штамповки) меньше в 1,5 раза.
При штамповке без упора наблюдается хорошее заполнение витков резьбовой матрицы, но интенсивное течение металла в осевом направлении приводит к повышенной степени деформации металла, и как следствие, большой деформации изделия после разгрузки (рис.2.53).
Совершенно по-другому обстоит дело при штамповке с прижимом. По величинам нагрузок, этот вариант занимает промежуточное положение между штамповкой с подпором и штамповкой без подпора и прижима (рис.52). Ввиду того, что в данном варианте исключается течение металла в обратном, относительно движения пуансона, направлении сила на резьбовой матрице не меняет своего знака. При этом она в 1,5 раз больше силы при штамповке без подпора и прижима. Силана пуансоне достигает величины 0,75 МН.
Анализ результатов показал, что в данном варианте наблюдается хорошее, равномерное заполнение витков резьбовой матрицы. При этом после разгрузки не было замечено остаточной деформации изделия (рис.2.54).
Стадии заполнения резьбовой матрицы и деформации после разгрузки при штамповке без подпора и прижима: а-исходное состояние; б...ж-деформация заготовки через одинаковые промежутки времени; з - деформация заготовки после разгрузки
Характерно, что в отличие от других вариантов (рис.2.43 и рис.2.53) при штамповке с прижимом помимо хорошего заполнения резьбовой матрицы наблюдалось полное заполнение цилиндрической матрицы. В связи с этим форма конечного изделия максимально близка к требуемой. показаны векторные скорости течения металла на различных стадиях процесса по мере продвижения пуансона через внутреннее отверстие заготовки при изготовлении наружной резьбы. Стадии последовательного формообразования наружной резьбы Моделирование показало, что при формообразовании резьбы кроме радиального течения металла в профильные канавки имеет место и осевое течение в двух направлениях: в сторону движения пуансона (попутное течение) и против движения пуансона (встречное течение). Попутное течение может быть ограничено установкой на резьбовой матрице торцевого подпора или свободным- (при отсутствии подпора). Встречное течение ограничивается только сопротивлением металла корпусной части заготовки. Позиция «а» соответствует исходному перед штамповкой относительному положению пуансона, заготовки и матрицы. Видно, что на начальном этапе деформирования происходит раздача цилиндрического участка заготовки с заполнением зазора между заготовкой и стенкой матрицы. Затекания металла в резьбу на этом этапе не происходит (позиция «б»).
После полного заполнения зазора при дальнейшем движении пуансона начинается формообразование резьбы с последовательным заполнением витков резьбы, начиная от верхнего (позиция «в»). При этом в месте перехода от цилиндрической части к резьбе образуется застойная зона, относительно которой металл течет как в попутно - радиальном направлении, заполняя профиль резьбы и увеличивая высоту ниппельной части, так и во встречном направлении, в корпус заготовки.
По мере продвижения пуансона происходит последовательное заполнение витков и, соответственно, увеличение высоты застойной зоны, где деформация уже закончилась.
Поскольку стенка заготовки при продвижении пуансона продолжает деформироваться в радиальном направлении, металл вытесняется как в попутном, так и во встречном направлениях-, причем граница раздела, которая находится примерно посредине застойной зоны, смещается по мере увеличения застойной зоны по ходу движения пуансона (позиции «г», «д», «е»).
При заполнении крайних нижних витков резьбы, металл, текущий в попутном направлении, встречает сопротивление со стороны торцевого подпора матрицы w вытесняется в кольцевой заусенец, а металл, текущий во встречном направлении, смещает муфтовую часть корпуса вверх за, счет увеличения высоты верхней части ниппеля (видна потеря контакта заготовки с матрицей, см. позицию «е»).
В данном разделе проведено сравнение двух вариантов реализации предложенного технологического процесса формирования внешней конической резьбы. Определено, что из двух вариантов наиболее предпочтительным является второй с точки зрения качества получаемого изделия, энергетических, силовых параметров процесса, а также практической реализации процесса.
Отличие двух вариантов друг от друга заключается только в направлении движения подвижного пуансона. В первом варианте (рис.2.56, а) пуансон движется от муфты к ниппелю, а во втором (рис.2.56, б) - в противоположном направлении.
В обоих случаях рассматривается процесс холодной штамповки резьбы с углом конуса пуансона 3, диаметром цилиндрической (калибрующей) части пуансона 50,0 мм, зазором между заготовкой и резьбовой матрицей 0,1 мм при наличии упора и прижима. Коэффициент трения между заготовкой и инструментом 0,1. Зазор между упором и цилиндрической, калибрующей частью пуансона принимался равным 0,1 мм.
Первый вариант представлен на рис.2.57. В связи с тем, что в местах формирования резьбы ожидается возникновение больших деформаций, в расчете было предусмотрено г-адаптивное перестроение сетки осесимметричных элементов. Общее число конечных элементов в начальный момент времени для двух вариантов процесса 1439. В конце расчета задачи по первому варианту количество конечных элементов увеличилось до 11870, а по второму варианту до 12009 элементов.
В результате конечно-элементного анализа вариантов технологического процесса определено напряженно деформированное состояние заготовки и силовые параметры процесса.
На рис.2.58 показаны деформированные контуры конечно-элементной и твердотельной модели, построенные по результатам МКЭ-анализа первого (а) и второго (б) вариантов.
При реализации первого варианта процесса между подвижным пуансоном и упором образуется заусенец (рис.2.58, а). Течение значительного объема металла в заусенец приводит к неполному заполнению резьбовой матрицы, формирующей профиль резьбы.
Принцип группировки штамповок, приведение их к группам с одинаковым углом конусной части
Видно, что незаполненными остались верхние 3 витка (степень заполнения 0,85 - на верхнем, 0,9 - на 3 витке). В целом заполнение улучшилось, сила деформирования снизилась с 0,18 МН до 0,16 МН. На нижнем торце заготовки видны следы от начала образования заусенца, высотой 0,3-0,5 мм.
Поскольку деформируемый объем заготовки по сравнению с предыдущим образцом не изменился, а объем заусенца значительно уменьшился, можно сделать вывод о том, что имело место более интенсивное встречное течение металла, и его избыток был вытеснен верх, в муфтовую часть заготовки. Это привело к искажению формы верхнего витка, встречное течение металла «утянуло» его немного вверх.
По результатам штамповки с углами 5 и 3 было установлено снижение силы деформирования и улучшение заполняемости с уменьшением угла конуса пуансона.
В теоретической части1 работы высказывалось предположение, что формообразование резьбы в циклическом режиме деформирования «нагрузка-разгрузка» по мере продвижения пуансона должно способствовать лучшему затеканию металла в профильные канавки и снижать силу деформирования, поскольку периодически снимаются силы трения (при разгрузке), а их возрастание на цикле нагрузки начинается с более низких значений по сравнению с теми, которые имели бы место при непрерывном нагружении и той же степени деформации.
С целью проверки этого предположения были изготовлены пуансоны трех форм: Отсутствие в наборе гладкого конического пуансона с углом 2 не позволяет установить влияние на процесс штамповки при прочих равных условиях всех трех форм пуансонов. Поэтому корректно можно сравнить только кольцевой и винтовой пуансоны с углом 2.
На рис. 3.29 и 3.30 показаны результаты штамповки пуансоном с кольцевыми канавками п винтовым пуансоном, угол конуса 2.
Видно, что у винтового пуансона при прочих равных условиях лучше заполнение профиля, чем у пуансона с кольцевыми канавками.
Отсутствие торцевого заусенца на образце НЮ и значительный заусенец на образце HI2 говорят о том, что винтовой пуансон в большей степени, чем кольцевой обеспечивает попутное течение металла в сторону торца заготовки. Избыток металла при винтовом пуансоне уходит в заусенец.
При кольцевом пуансоне имеет место значительно большее встречное течение металла, чем при винтовом, и избыток металла уходит в корпус заготовки без образования заусенца.
Сила деформирования при кольцевом пуансоне - 0.47 МН, а-при винтовом -0,31 МН. Таким образом, можно сделать вывод о том, что винтовой пуансон обеспечивает лучшую заполняемость профиля резьбы и меньшую силу деформирования, чем пуансон с кольцевыми канавками.
Что касается гладкого конического пуансона, то сравнивать можно только по штамповке такой же заготовки (рис. 3.28, образец Н13). Заполняемость профиля примерно такая же, как при штамповке винтовым пуансоном, но сила деформирования значительно меньше (0,16 МН). Однако, здесь может сказываться влияние не только формы пуансона, но и угла конуса (3 у гладкого пуансона и 2 - у винтового). С большой долей вероятности можно утверждать, что при штамповке винтовым пуансоном наблюдается значительно меньшее, чем при штамповке коническим гладким пуансоном, течение металла в обратном движению пуансона направлении. При этом образуется больший заусенец и сила деформирования значительно выше, поскольку весь избыток металла выдавливается в кольцевой зазор между пуансоном и подпором.
При отсутствии ограничения течению металла в попутном движению пуансона направлении нижние витки резьбы полностью не заполняются, если высота ниппельной части заготовки и детали приняты одинаковыми. Для их заполнения требуется значительное увеличение толщины стенки заготовки, т.е. избытка металла, сверх минимально необходимого. Однако при этом увеличивается длина ниппельной части полученной детали. Создание торцевого подпора в матрице, ограничивающего осевое течение металла, позволяет заполнить нижние витки при минимальном избытке объема металла, вытекающего1 в этом случае в кольцевой заусенец.
Для экспериментальной проверки этого проводилась штамповка двух заготовок одним и тем же пуансоном и с одинаковыми размерами ниппельной части, одна из которых штамповалась без подпора, а другая с подпором.
Из сравнения образцов видно, что при наличии подпора нижние витки заполнены, а при отсутствии подпора нижние 2 витка не заполнены. В обоих случаях видно незаполнение верхних 3-4 витков, что связано с недостаточной толщиной стенки заготовки (необходимого избытка металла). С точки зрения наилучшего заполнения резьбового профиля целесообразным представляется штамповка заготовки с необходимой толщиной стенки без использования подпора.
Высота профиля канавки резьбы равна 1,8 мм. В первом приближении можно считать, что радиальное смещение стенки заготовки с учетом зазора между заготовкой и внутренним диаметром матрицы должно составлять примерно 2 мм.
Следовательно, при внутреннем диаметре готовой детали 50 мм (диаметр калибрующего пояска пуансона) внутренний диаметр заготовки следует принять 46 мм, т.е. 2 мм на сторону.
При равенстве высоты ниппельного конца заготовки и детали, диаметр 46 мм определит наименьший смещаемый в резьбу объем, необходимый для оформления профиля.
На рис. 3.33 показаны результаты штамповки винтовым пуансоном с углом конуса 2 с подпором, заготовка с размерами d = 46 мм, h = 42 мм. рис. 3.34 - винтовой пуансон, 2, d = 45 мм, h = 36,6 мм, с подпором. рис. 3.35 - винтовой пуансон, 2, d = 44 мм, h = 35,3 мм, с подпором.
