Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор технологии, теоретических и экспериментальных исследований процессов поперечного выдавливания изделий с фланцем и комбинированного выдавливания стаканов 7
1.1. Процессы выдавливания деталей типа "стакан" 8
1.2. Процессы выдавливания деталей типа "стержень с фланцем" 19
1.3. Определение реактивных усилий на инструменте 27
1.4. Пути создания моделей 31
1.5. Постановка задач исследования 33
2. Теоретическое исследование процесса поперечно-прямого выдавливания стакана с коническим дном 35
2.1. Разработка схемы и расчет деформирующего усилия выдавливания стакана с коническим дном и сплошной цапфой 35
2.2. Методика учета упрочнения в очаге деформации при холодном выдавливании 41
2.3. Расчет реактивных усилий на неподвижном инструменте 44
2.3.1.Расчет усилия раскрытия матрицы 45
2.3.2. Расчет усилия на контрпуансоне 49
2.4. Построение математических моделей процессов выдавливания изделий в штампе с подвижной матрицей 54
2.5. Расчет и моделирование процесса комбинированного выдавливания стакана с полой цапфой 57
2.6. Выводы 60
3. Оценка условий предельной пластичности металла при осесимметричном поперечном выдавливании в сужающийся зазор 61
3.1. Методика расчета формоизменения без разрушения при поперечном выдавливании конического фланца 61
3.2. Экспериментальное определение предельного коэффициента выдавливания конических фланцев 72
3.3. Выводы 75
4. Экспериментальная проверка результатов теоретических исследований 76
4.1. Методика проведения экспериментов 76
4.2. Подготовка и проведение экспериментов 81
4.3. Обработка их результатов, построение экспериментальной математической модели процесса 91
4.4. Сравнение экспериментальных и теоретических результатов 99
4.5. Образование дефектов при поперечно-прямом выдавливании 106
4.6. Выводы 110
5. Инженерная методика проектирования технологических процессов ХОШ изделий поперечным выдавливанием в комбинации с другими видами выдавливания 112
5.1. Порядок разработки технологического процесса 112
5.2. Разработка технологии штамповки детали "Крышка" 113
5.2. Разработка технологии штамповки детали "Штуцер" 115
5.3. Разработка схем штампов для выдавливания 118
5.4. Выводы 120
Общие выводы 121
Список литературы 123
Приложение 131
- Процессы выдавливания деталей типа "стержень с фланцем"
- Методика учета упрочнения в очаге деформации при холодном выдавливании
- Экспериментальное определение предельного коэффициента выдавливания конических фланцев
- Обработка их результатов, построение экспериментальной математической модели процесса
Введение к работе
Актуальность темы.
Актуальность темы диссертации определяется тем, что в настоящее время одним из направлений, позволяющих расширить границы применения холодной объемной штамповкой, является разработка технологий холодного выдавливания, обеспечивающих изготовление деталей при приложении меньших деформирующих усилий. Этому способствует исследование недостаточно изученных способов выдавливания и применение полученных результатов при проектировании энергосберегающих технологий изготовления изделий.
Требуемое снижение усилий может достигаться способами совмещенного и комбинированного выдавливания, включающими несколько технологических операций. К ним относится и процесс последовательного поперечно-прямого выдавливания с развитым радиальным течением материала. Применение таких способов позволяет получать детали сложной формы и сокращает число штамповочных переходов.
Несмотря на высокие технико-экономические показатели, процессы выдавливания изделий сложной конфигурации медленно внедряются в производство, что в некоторых случаях связано с их недостаточной изученностью, особенно с точки зрения деформируемости.
Цель диссертационной работы.
Теоретическое и экспериментальное исследование процесса холодного выдавливания изделий типа "стакан" с коническим дном и цапфой, включающего совмещенные операции поперечно-прямого выдавливания, разработка научно-обоснованных рекомендаций и методик расчета основных параметров процесса. Научная новизна.
На основе математического моделирования разработана методика расчета удельных усилий и формоизменения заготовки для процессов пластического деформирования методами ХОШ, включающих операцию поперечного выдавливания.
Решены задачи по определению деформирующих и реактивных усилий, действующих соответственно на подвижный и неподвижный инструменты при поперечном выдавливании фланцев и поперечно-прямом выдавливании стаканов.
На основании результатов теоретических и экспериментальных исследований получены математические модели для расчета основных параметров процессов, разработана научно-обоснованная методика проектирования технологических процессов.
Автор защищает:
- результаты теоретических и экспериментальных исследований силового режима процесса холодного поперечно-прямого выдавливания стаканов с коническим дном и ресурса пластичности металла при поперечном выдавливании материала в конический зазор;
- экспериментальные и аналитические математические модели (ЭММ и АММ) усилий процессов поперечно-прямого выдавливания стаканов; АММ поперечного выдавливания фланца, АММ усилия процесса выдавливания в штампе с подвижной матрицей, АММ процесса комбинированного выдавливания двуполостного ступенчатого стакана;
- методики: определения усилий, действующих на формообразующий инструмент; учета упрочнения при холодном выдавливании; оценки деформационной устойчивости материала при выдавливании конического фланца;
- технологические процессы, разработанные на основе проведенных исследований. Практическая ценность.
Разработана методика проектирования технологического процесса холодного поперечно-прямого выдавливания стакана с цапфой. Предложены рекомендации по выбору оптимальных геометрических параметров формообразующего инструмента. Разработаны новые конструкции штампов для выдавливания, которые защищены авторскими свидетельствами.
Реализация работы в промышленности.
Результаты исследований использованы при разработке технологических процессов и проектировании штамповой оснастки в ОАО «Сибкриогенмаш» г. Омска.
Апробация работы.
Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на: научно-техническом семинаре "Перспективы производства точных заготовок и деталей методами объемного деформирования", 1990г., г.Москва; научно-техническом совещании "Прогрессивная технология и оборудование объемной и листовой штамповки", 1991г., г.Омск; Всероссийской научно-методической конференции "Новые информационные технологии в системе многоуровневого обучения", 1996г., Г.Н.Новгород; научно-технической конференции "Развитие оборонно-промышленного комплекса на современном этапе", 2003г., г.Омск; III Международном технологическом конгрессе «Военная техника, вооружение и технологии двойного применения», 2005г., г.Омск.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 13 печатных работ, в том числе статей - 6; тезисов докладов - 7, а также получено 4 авторских свидетельства на изобретения.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и выводов, списка литературы и шести приложений. Работа содержит 171 страницу машинописного текста, 70 рисунков и 14 таблиц.
Процессы выдавливания деталей типа "стержень с фланцем"
Одной из основных составляющих процесса комбинированного выдавливания деталей типа "стакан с цапфой" является операция поперечного выдавливания (ПВ). Формирование полой части изделия начинается только после того, как металл, выдавливаемый в зазор между торцовыми поверхностями матрицы и контрпуансона, коснется цилиндрической поверхности матрицы. До этого момента процесс течения металла можно рассматривать, как выдавливание фланца либо в коническую, либо постоянную по высоте кольцевую щель.
Изучение процессов штамповки поперечным (радиальным) выдавливанием проводилось отечественными и зарубежными учеными: И.С. Алиевым [7], И.А.Быковым [13], В.И. Гусинским [87], Н.М. Золотухиным [31], М.А. Илиничем [21], В.Г. Кондратенко [47], А.Г. Овчинниковым [60], J.M. Alexander [81], R. Balendra [92], В. Lengyel , H.L1.D. Pugh, R.M. Cogan [81], W. Schatzle [93] и др.
В некоторых источниках [81] процесс ПВ называют также высадкой в контейнере. На рис. 1.14 дано сравнение изменения усилий при ПВ и обычной высадке.
Установлено [7, 81], что при выдавливании в постоянный по величине кольцевой зазор, фланец соприкасается с верхней плитой только вблизи полости контейнера, т.е. его форма является типично грибообразной. Действительная форма зависит от отношения высоты полости к диаметру заготовки H/d0 и от длины той части заготовки, которая выдавливается в полость, т.е. от отношения перемещения пуансона к его диаметру lo/d0. Если отношение H/d0 превышает предельное, то происходит потеря устойчивости заготовки; для каждого значения H/d0 существует предельное значение отношения lo/do, превышение которого приводит к разрушению выдавливаемой заготовки (Рис. 1 .15-1.16).
При H/do " 0,8- 1,6 максимальное значение длины заготовки, которую можно подвергать ПВ без разрушения -4,25. Это значительное преимущество по сравнению с обычной осадкой, для которой максимальная длина заготовки обычно не превышает 2,5 диаметра. Изделия, изготовляемые ПВ, могут быть в последующем подвергнуты осадке. Примеры такого совмещения операций штамповки приведены в работах [48,63].
В [92] изучали течение материала при ПВ фланца в постоянный по высоте зазор с целью оценки применения упрощающих допущений при математическом описании характеристик трения в контейнере. Производилось выдавливание заготовки из АІ-сплава EICM в контейнере диаметром D = 10 мм. в кольцевой зазор высотой Т (относительная высота T/D варьировалась от 0,2 до 1,6). Показано, что на преодоление трения в контейнере затрачивается до 57% усилия, расходуемого на выдавливание изделия, а при разработке математической модели принятие постоянного коэффициента трения не оправдано из-за его зависимости от контактных напряжений.
В работах [21, 36, 47] приводятся результаты теоретического и экспериментального исследования процесса радиального выдавливания поковок с коническими и сферическими утолщениями. Для определения компонентов тензоров напряжений и скоростей деформации была использована методика, разработанная А.Г. Овчинниковым [60].
Расчетная модель процесса радиального выдавливания с коническим утолщением изображена на рис. 1.18. Материал принимался идеально жесткопластическим. Весь объем заготовки представлялся состоящим из пяти зон, при этом 1, 2 и 3 зоны считали пластическими, а 4 и 5 - жесткими. Интенсивность напряжений считали постоянной по всему очагу пластической деформации, скорость пуансона принималась также постоянной. При разбиении очага деформации на зоны учитывалась реальная картина формоизменения заготовки, а также возможность.применения в каждой из них гипотезы плоских сечений или других упрощающих допущений, для задания кинематически возможных полей скоростей перемещения металла, в виде функций общего вида, удовлетворяющих условию несжимаемости материала и граничным условиям. После вычисления скоростей деформаций, используя условие пластичности Губера-Мизеса, подставляли их и в уравнения связи напряжений со скоростями деформаций, а последние в уравнения равновесия. Коэффициенты и произвольные постоянные, полученные в ходе решения, находили из граничных условий для скоростей и напряжений.
Значение деформирующего усилия, определенные с помощью полученных полей напряжений (являющееся его нижней оценкой) определялось как - усилие, затрачиваемое на формоизменение в очаге пластической деформации; Pj - усилие, необходимое для преодоления сил трения в контейнере. Усилие раскрытия матриц определялось по формуле РР = Рв-Рт, где Рв - вертикальная составляющая, силы действующей на коническую поверхность матрицы со стороны деформируемого металла: Рв = fos cos(a)dF - (TS sm(a)dF F F Для описания зависимости характеристик деформированного состояния на конечном этапе формоизменения использовался метод факторного планирования экспериментов. Сравнение опытных и расчетных данных показало, что расхождение по усилию не превышает 20%. Показано, что при такой схеме деформирования наиболее опасными являются: ось симметрии и боковая поверхность заготовки.
Методика учета упрочнения в очаге деформации при холодном выдавливании
Учет деформационного упрочнения металла в очаге деформации при холодном выдавливании производился по методике, предложенной Ю. А. Алюшиным [10]. Такой подход не требует вывода выражения для степени деформации. Однако, использование известной методики для комбинированных процессов выдавливания с несколькими степенями свободы течения материала (несколькими очагами деформации) может оказаться неприемлемо. В связи с этим предлагается ее модификация, позволяющая осуществлять среднеинтегральный учет упрочнения по зонам деформации. По [10] среднее усилие для упрочняющегося материала Задав зависимость между интенсивностью напряжений at и деформаций є{ в виде где Jso - напряжение текучести исходной заготовки; А и С - коэффициенты аппроксимации, получим При определении технологического усилия выдавливания предел текучести для материала, упрочняющегося в процессе деформации, определяется по кривым упрочнения. Однако, такой подход, дает заведомо завышенную величину ат в силу того, что напряжение текучести принимает значение соответствующее максимальной (суммарной) деформации, а также, учитывает долю составляющих от сил трения. Более близкие к реальным величинам интенсивностей деформации можно получить, если учет изменения напряжения текучести осуществлять по зонам.
А именно, определять величину интенсивности деформации єт(П) в каждой п-ой пластической зоне и на границах между ними, вычисляя долю полной величины (р/сг$)п в порядке задаваемой последовательностью течения металла через очаг деформации, начиная от границы входа частиц металла в очаг и заканчивая на границе выхода из него. Полученное выражение позволяет учитывать повышение уровня % за счет накапливаемого деформационного упрочнения, по величинам составляющих затрат полной мощности и соответственно составляющих р1 у$ на пуансоне процесса ППВ стакана, определяемым в пластических зонах и на границах зон. На рис. 2.2 показана последовательность учета приращения а$ с использованием уравнения (2.9) показана стрелками, соединяющими кружки, которые имеют два цвета. Темный цвет обозначает повышение упрочнения металла на границах между зонами, а светлый цвет - внутри зон. Считаем, что в зонах 1 и 5 упрочнение металла не происходит.
При расчете составляющих Рис. 2.2. Последовательность учета упрочнения металла полной мощности, учитывающих затраты при холодном ППВ стакана энергии на преодоление сил трения на границах контакта деформируемой заготовки с инструментом берется величина as вычисленная для соответствующей зоны. Можно отметить аналогию данной методики с методикой Ю.Г. Калпина и Е.В. Крутиной [40]. Она заключается в вычислении повышения as по зонам пластической деформации и на границах между зонами. Однако в предлагаемой методике, являющейся модификацией известной [10], накопленная деформация определяется по уровню соответствующих составляющих p/as, что сохраняет простоту расчетов при одновременном повышении его точности, а также дает возможность ее применения для комбинированных процессов, в которых деформируемый материал имеет несколько направлений течения.
Экспериментальное определение предельного коэффициента выдавливания конических фланцев
Для оценки достоверности результатов расчета предельных коэффициентов выдавливания проведены экспериментальные исследования по выдавливанию изделий с коническими фланцами из алюминиевого сплава АВ (0,2-0,6% Си; 0,5-0,7%Mg; 0,5-1% Si) после отжига при t= 350С.
Варьируемыми параметрами инструмента являлись высота начального зазора S0 (8 и 12 мм) и угол а (70, 75, 80, 85, 90). Заготовки отрезали от прутка диаметром 20 мм, предварительно проточив его до 16 мм с целью удаления поверхностных дефектов. Торцы обрабатывали шлифовальными шкурками.
Выдавливание изделий производилось в экспериментальном штампе с подвижной матрицей (рис. 3.5, 3.6) на испытательной машине ГРМ-1 усилием 500 кН до появления первой трещины на наружной поверхности фланца. Появление трещины наблюдалось визуально и по падению усилия, фиксируемого на шкале машины.
Общий вид фланцев, полученных выдавливанием в кольцевую полость показан на рис. 3.7. Можно видеть, что диаметральные размеры изделий, выдавленных в конический зазор (верхний ряд) всегда больше, соответствующих изделий, выдавленных в постоянный по высоте зазор (нижний ряд).
Сравнение экспериментальных (штриховые линии) и теоретических (сплошные линии) зависимостей Кп - а при X = 1,0 и X — 1,5 (рис 3.8) показывает, что они имеют достаточную для практики сходимость. Это позволяет сделать вывод о возможности использования данной методики определения предельного коэффициента выдавливания при разработке технологических процессов получения фасонных изделий методами холодной объемной штамповки, включающих операцию поперечного выдавливания.
Теоретически установлено, что деформируемость металла в процессе поперечного выдавливания в сужающийся зазор, образуемый коническими поверхностями инструмента, зависит от величины начального зазора.
Разработаны методики расчета предельного коэффициента выдавливания, определяемого из условия исчерпания ресурса пластичности металла применительно к процессам холодного ПВ фланцев с коническими поверхностями.
Получены аналитические математические модели, позволяющие прогнозировать разрушение фланцев и находить оптимальные геометрические параметры инструмента, повышающие предельную пластичность материала штампуемой заготовки. Экспериментальные исследования проводились с целью определения влияния- основных технологических параметров (факторов) на величину деформирующего и реактивных усилий, действующих на формообразующий инструмент - пуансон, матрицу и контрпуансон при поперечно-прямом выдавливании стакана со сплошной цапфой, а также для проверки результатов полученных при теоретическом анализе.
Методика проведения экспериментов по изучению силового режима процесса выдавливания должна обеспечивать возможность наиболее полного анализа влияния различных факторов на величину потребного усилия с определением наиболее существенных.
При проведении экспериментов применена многофакторная схема, когда эффект влияния каждого фактора, оценивается по результатам всех опытов. Под фактором понимают переменную величину, принимающую в некоторый момент времени определенное значение. Каждый фактор имеет область определения, то есть совокупность всех тех значений, которые он может принимать.
Схема многофакторного эксперимента имеет преимущество перед однофакторным, так как дает более точные результаты [24, 25]. Кроме того, планирование и обработка результатов многофакторного эксперимента в настоящее время формализованы, поэтому адекватность математической модели оценивается на основе критериев многомерной математической статистики. Факторы и уровни их варьирования, выбранные на основании предварительных экспериментов, сведений из литературы [5,89] и проведенных теоретических исследований, представлены в натуральных Xj и кодированных Fj масштабах в табл.4.1.
Полный факторный эксперимент в данном случае потребовал бы постановки 4-33-23 = 864 опыта. С целью сокращения количества опытов при проведении экспериментов учитывалось влияние только главных эффектов факторов. Математическая модель главных эффектов в этом случае имеет вид: Для построения такой модели, состоящей из 13 членов, достаточно провести 16 опытов. Построим план 4-3 -2 // 16, воспользовавшись планом 4 // 16 из каталога В.З. Бродского [16], проведя при этом следующие преобразования: первый четырехуровневый план оставлен без изменения; второй, третий и четвертый заменены соответственно на трехуровневые; пятый на три двухуровневых. Матрица, полученного таким образом плана 4-33-23// 16 в кодовом Ft и натуральном Xt масштабах, представлена в табл. 4.2. Оценку близости построенного плана к -оптимальному проведем с помощью коэффициента эффективности [16] где к7 - число опытов модели; п - число преобразований; Sr = (Si - 1)+(S2 1)+..., где S - число уровней нового фактора, вводимого с помощью г-го преобразования; v/r - коэффициент эффективности r-го преобразования, указанный в каталоге факторных планов.
Обработка их результатов, построение экспериментальной математической модели процесса
Заданные планом многофакторного эксперимента опыты были выполнены. Выдавливание проводилось в штампе (рис. 4.5) с фиксацией изменения силовых параметров процесса на осциллограмму. Запись осциллограмм осуществлена на регистрирующей фотобумаге УФ-67-135. Скорость перемещения бумаги составляла 10 м/с. Вид выдавленных изделий, разрезанных по меридиональной плоскости, показан на рис. 4. 10. Результаты экспериментов приведены в табл. 4.6. Экспериментальные и теоретические значения усилий, в процессе поперечно-прямого выдавливания, определенные приведены в табл. 4.7. Обработка данных, полученных при экспериментальном исследовании процесса поперечно-прямого выдавливания, проводилась путем перерасчета значений снятых с осциллограмм. Типовой вид осциллограммы, описывающей изменение усилий на формообразующем инструменте, представлен на рис. 4.11. Для расшифровки использовались тарировочные графики и отметки масштабов на осциллограммах. Отметки масштабов соответствуют для: пуансона (П) - 775 КН; матрицы (М) - 700 КН; контрпуансона (К) - 930 КН. Вид кривых, описывающих величины усилий в процессе ППВ, указывает на то, что с достаточной точностью можно определять максимальную величину усилия только на пуансоне. Кривые же усилий на матрице, и особенно на контрпуансоне показывают явную тенденцию к дальнейшему росту. При При построении ЭММ упрощение ее вида достигается исключением из нее факторов, сомножителем которых в модели (4.1) являются коэффициенты Ы не превосходящие по абсолютной величине своих доверительных интервалов. Такие коэффициенты признаются статически незначимыми (при определенном заданном уровне значимости) и в модель не включаются.
В данном исследовании полученные модели сравниваются не только с результатами экспериментов, но и с данными, рассчитанными при помощи аналитических моделей, полученных при теоретическом исследовании. Поэтому представляется целесообразным оставить все ненулевые коэффициенты. Принятое решение освобождает от необходимости производить расчет дисперсий оценок коэффициентов и их доверительных интервалов. Учитывая, ортогональность матрицы планирования, записанной в кодовом масштабе, коэффициенты модели (4.1) определяли по формуле где / - номер фактора, и - номер опыта, N— число опытов плана. Получены следующие оценки коэффициентов для моделей - П, М, К, описывающих усилия соответственно на пуансоне, матрице и контрпуансоне: Проверка на адекватность полученных моделей проводилась с учетом оценки воспроизводимости эксперимента. Для этого был продублирован 10 опыт близкий к центру плана и получены следующие данные (табл. 4.7). п где уп - результат n-го дубля опыта в центре плана; уср - среднее арифметическое значение всех п дублей центрального опыта; fj - число степеней свободы, определяемое как разность между числом выполненных опытов и числом констант (средних значений) посчитанных по результатам тех же опытов. В данном случае fj =4-1=3,а дисперсии воспроизводимости эксперимента: SJj =167,77; s\j =877,18; s\ =490,57. Гипотезу неадекватности модели чаще всего проверяют с помощью F критерия (критерия Фишера). Расчет значений F-критерия производился по формуле [58] где S неад - дисперсия неадекватности модели, которую считают по формуле где yu расч и yu Эксп _ значения отклика в u-ом опыте, соответственно рассчитанные по уравнению регрессии и определенные экспериментально; її -число степеней свободы, определяемое как їг - N - к, в котором N - число опытов плана, к - число оставленных коэффициентов уравнения. Вычисленные дисперсии неадекватности:
Рассчитанные величины F-критерия для трех моделей: ріЩрасч = 235,67/167,77 = 1,40; F )расч =7323,33/877,18 = 8,35; F )paC4 = 4176,33 / 490,57 = 8,51. При уровне значимости а = 0,05 табличное значение F-критерия Fy? = 9,28. Так как во всех трех случаях Fpac4 FTa6jl, то гипотеза адекватности моделей не отвергается при 5% уровне значимости. Полученные ЭММ силового режима ППВ предназначены для сравнительного анализа с результатами теоретического исследования, а для этого нет необходимости изменения их вида переходом к натуральным значениям факторов моделей. В табл. 4.8 приведены значения усилий определенные в экспериментах и вычисленные по теоретическим уравнениям.
