Существующая технология изготовления таких деталей базируется на сочетании формообразующих операций (вытяжка в жестких штампах, ротационное выдавливание), промежуточных химико-термических операций, операций нанесения и удаления покрытий, смазки, а также операций механической обработки и слесарной доводки с применением универсального оборудования. Однако используемая технология не всегда позволяет обеспечить выполнение всех требований, предъявляемых к деталям этого класса, изготовление которых требует, как правило, многопереходных процессов.
Одним из путей интенсификации технологии, повышения качества и снижения брака деталей является использование процесса вытяжки гидроэластичной матрицей. Процесс вытяжки гидроэластичной матрицей является перспективным в отрасли. Прежде всего этот процесс обеспечивает получение больших степеней деформации за счет исключения вредного влияния сил трения на участках соприкосновения заготовки с матрицей и положительного использования их на участках контакта заготовки с пуансоном. В этом случае возможно получить детали с повышенной точностью размеров и чистотой поверхности, а также с более равномерным распределением утонения стенки по сечению детали.
Кроме этого вытяжка гидроэластичной матрицей обеспечивает возможность получения деталей сложной формы за одну операцию вытяжки как из обычных материалов, применяемых для штамповки, так и из высокопрочных металлов и сплавов, обладающих низкими показателями пластичности. При этом вследствие использования в качестве матрицы эластичной мембраны стойкость штампового инструмента практически не ограничена.
Однако в настоящее время в научно-технической литературе нет систематизированных и достаточно обоснованных сведений о напряженно-деформированном состоянии при вытяжке гидроэластичной матрицей, обоснований предельных коэффициентов вытяжки деталей из высоколегированных сталей, о величине оптимальных усилий прижима и характере его изменения по ходу процесса. Недостаточно данных об оценке величины утонения вытягиваемых деталей.
Процесс вытяжки гидроэластичной матрицей значительно отличается от традиционных технологических процессов глубокой вытяжки, используемых в отрасли. Связано это, в первую очередь, с использованием в качестве деформирующего инструмента эластичной мембраны, разделяющей заготовку и жидкость высокого давления.
Отсутствие систематизированных методик расчета технологических операций, базирующихся на математических моделях процесса деформирования заготовки, значительно снижает эффективностью использования гидроэластичной вытяжки и удлиняет срок технологической подготовки производства.
В соответствии с поставленной целью работы были сформулированы указанные выше задачи исследования.
Решение поставленных задач позволит шире использовать процесс вытяжки гидроэластичной матрицей в технологии изготовления цилиндрических полуфабрикатов и деталей специзделий.
Во второй главе проведен анализ напряженно-деформированного состояния материала заготовки для первого перехода гидроэластичной вытяжки.
Анализ напряженно-деформированного состояния на первом переходе вытяжки выполнен с использованием метода, основанного на совместном решении приближенных уравнений равновесия с условием пластичности. Решая уравнения равновесия с уравнением пластичности (рис. 1), получили выражение для определения максимальных растягивающих напряжений:
(1)
где в - предел прочности материала; ш - относительное сужение площади поперечного сечения образца к моменту образования шейки; R0 - радиус фланца в месте перехода в радиус закругления детали; Rф - текущее значение радиуса фланца; Rп - радиус пуансона; rизг - радиус закругления детали; S0 - толщина металла; Р0 - давление в полости матрицы; и р - коэффициенты трения металла по металлу и металла по резине соответственно.
Рис. 1 - Схема напряженного состояния заготовки при вытяжке гидроэластичной матрицей
Определение давления в рабочем узле эластичной матрицы Р0, являющегося основным параметром, влияющим на качество получаемых вытяжкой эластичной матрицей, проведено с помощью уравнения равновесия (уравнения Лапласа) элемента заготовки, выделенного в зоне скругления, в проекции на нормаль к поверхности:
, (2)
где
.
Зависимость давления прижима от глубины вытяжки определена из совместного рассмотрения напряженного состояние фланца и условия его устойчивости, которое исследовалось за пределом упругости с использованием метода Тимошенко-Ритца (рис. 2).
(3), ; (4)
; (5)
; (6)
; (7), ; (8)
, ; (9)
; ;
; (10), ;; ; , (11)
где ф, ф - меридиональное и тангенциальное напряжения на участке фланца.
Рис. 2 - Схема искривленной формы равновесия фланца
При анализе уравнения (3), получено семейство графиков (рис. 3, 4) отображающих влияния технологических факторов (радиуса изгиба, предела прочности, коэффициента вытяжки и относительной толщины заготовки) на давление в полости матрицы
Рис. 3 - Влияние радиуса изгиба на рабочее давление в полости матрицы: 1 - Rизг = 8 мм; 2 - Rизг = 10 мм; 3 - Rизг = 12 мм; 4 - Rизг = 14 мм; в = 300 МПа; Dзаг = 150 мм; S0 = 1 мм; m = 0,4
Рис. 4 - Влияние предела прочности на рабочее давление в полости матрицы: 1 - в = 300 МПа; 2 - в = 350 МПа; 3 - в = 400 МПа; 4 - в = 450 МПа; Rизг = 10 мм; Dзаг = 150 мм; S0 = 1 мм; m = 0,4
Установлено, что для обеспечения максимально допустимой степени деформации при вытяжке необходимо как можно больше увеличить вытяжной радиус. Однако это сопряжено с возможностью потери устойчивости радиусного участка. Следовательно, оптимальным радиусом вытяжки будет тот максимально допустимый радиус, при котором сбег не будет терять устойчивость. По величине он должен быть меньше критического радиуса, найденного в результате решения уравнения равновесия для участка сбега (рис. 5):
; (12),
; (13)
; (14)
, (15)
, (16)
, (17)
; ;
; . (18)
где с, с - меридиональное и тангенциальное напряжения на участке сбега соотвественно.
Рис. 5 - Расчетная схема для определения критического радиуса сбега
Анализ уравнения (12) позволил получить семейство графиков, отображающих зависимость критического радиуса изгиба детали от давления в полости матрицы (рис. 6).
|
а) |
б) |
Рис. 6 - Графики зависимости критического радиуса изгиба: а) 1 - м = 0,0; 2 - м = 0,1; 3 - м = 0,2; в = 300 МПа; q = 6 МПа; m = 0,4; S0 = 1 мм; б) 1 - S0 = 1 мм; 2 - S0 = 1,5 мм; 3 - S0 = 2 мм; в = 300 МПа; m = 0,4
Для определения утонения в опасном сечении при вытяжке цилиндрических деталей анализировалось напряженно-деформированное состояние заготовки на участке контакта материала заготовки с радиусом пуансона. При решении уравнения равновесия для этого участка деформации совместно с условием пластичности получены выражения для определения растягивающих напряжений (рис. 7):
(19)
где j изменяется от Rc до Rп:
. (20)
Используя уравнение связи, дающее соотношение между напряжениями и приращениями деформации, получим известное уравнение для определения толщины заготовки на участке контакта заготовки с радиусом закругления пуансона:
. (21)
Рис. 7 - Напряженно-деформированное состояние заготовки на начальном этапе гидроэластичной штамповки
Для определения утонения стенки в опасном сечении при вытяжке цилиндрических деталей нестационарный процесс деформирования, когда заготовка, контактируя, охватывает радиус скругления пуансона, разбиваем на интервалы, внутри которых считаем нагружение простым. Каждому интервалу соответствует определенный угол контакта заготовки с пуансоном j, где j - номер интервала, который изменяется в пределах 0 /2. Тогда уравнения определяющие изменение толщины заготовки, могут быть преобразованы в функции изменения угла .
На рис. 8 показана зависимость степени утонения стенки заготовки при вытяжке цилиндрических деталей от основных технологических факторов.
Для определения предельных коэффициентов вытяжки цилиндрических деталей воспользуемся уравнением (1). Считаем, что разрушение заготовки при вытяжке происходит в момент, когда напряжение в опасном сечении достигает величины, равной пределу прочности деформируемого материала. Упростив уравнение (1), решим его относительно коэффициента вытяжки m (рис. 9):
, (22)
где
;.
Рис. 8 - Утонение стенки заготовки на участке радиуса скругления пуансона в зависимости от коэффициента вытяжки и угла охвата радиуса пуансона: в = 900 МПа; S0 = 0,7; мм; шш = 0,2
|
а) |
б) |
Рис. 9 - Предельные коэффициенты при вытяжке цилиндрических деталей: а - алюминиевый сплав АМг3М; б - сталь 30ХГСА; 1 - S0/D ·100= 0,3; 2 - S0/D ·100= 0,5; 3 - S0/D ·100= 0,7; 4 - S0/D ·100= 1,0; 5 - S0/D ·100= 1,2
В третьей главе проведена экспериментальная проверка основных теоретических положений, экспериментальное определение утонения стенки заготовки в опасном сечении на начальном этапе вытяжки и экспериментальное определение коэффициента трения металла по материалу мембраны рабочего узла.
Испытания на трение и износ образцов, изготовленных из внешней рабочей накладки диафрагмы, проводились на серийной машине трения 2070 СМТ-1 по схеме «диск-колодка» с коэффициентом взаимного перекрытия 1:1. При проведении экспериментов регистрировали момент трения с пересчетом в силу трения, определяли линейный износ обоих образцов в пересчете в суммарную скорость износа, шероховатость поверхностей трения, температуру в зоне трения.
Для экспериментального исследования гидроэластичной штамповки цилиндрических деталей из плоской заготовки использовался пресс QRF-100 фирмы АSЕА.
Исследовалось влияние технологии штамповки на утонение получаемых деталей. Анализ априорной информации, изложенной в первой главе настоящей работы, а также результаты теоретического исследования позволили установить, что на начальном этапе вытяжки на процесс изменения толщины заготовки и давления в полости матрицы существенно влияют следующие факторы: исходная толщина заготовки, степень вытяжки, радиусы скругления кромок пуансона и изгиба участка сбега у фланца.
Для получения математической модели утонения цилиндрической детали был реализован план эксперимента в виде полуреплики от полного факторного эксперимента 25.
Каждому опыту соответствовали значения давления в полости матрицы Р0 и толщины образца в опасном сечении S для трех материалов - стали 10, латуни Л63 и сплава АМг3М. Матрица планирования реализовалась для каждого материала отдельно.
Полученные уравнения регрессии в кодированных значениях факторов имеют следующий вид
Для стали 10:
(23)
Для латуни Л63:
(24)
Для сплава АМг3М:
(25)
Полученные уравнения регрессии были использованы для проверки аналитических зависимостей определения утонения в опасном сечении стенки на начальном этапе вытяжки. На рис. 10 и 11 приведены графики изменения утонения на участке радиуса скругления пуансона, построенные по уравнению (21) и по уравнению регрессии (11). Экспериментальные данные и теоретические значения имеют хорошую сходимость: расхождение результатов не превышает 11 %.
Рис. 10 - Влияние коэффициента вытяжки m1 на утонение в опасном сечении заготовки: материал - сталь 10; S0 = 0,7 мм; 1 - экспериментальная зависимость; 2 - теоретическая зависимость
Рис. 11 - Влияние давления Р0 на утонение в опасном сечении заготовки в начальный момент вытяжки: материал - сталь 10; m1 = 0,45; S0 = 0,8 мм; 1 - экспериментальная зависимость; 2 - теоретическая зависимость
В четвертой главе даны рекомендации по разработке технологического процесса, проектированию и изготовлению штамповой оснастки и методике штамповки.
Применение нагруженной давлением диафрагмы в качестве составной части штамповочного инструмента обеспечивает новую «степень свободы» в процессе штамповки, новые возможности, которые находят свое отражение во всем комплексе связанных с производством штампованных деталей работ - от конструкции штамповочного инструмента до изготовления штамповок.
Нагруженная давлением диафрагма служит опорой заготовки при формообразовании. Это сокращает число операций, необходимых для изготовления детали по сравнению со штамповкой при помощи жестких инструментов. Наличие опоры со стороны диафрагмы также обеспечивает некоторую степень регулируемости положения заготовки в тех случаях, когда последняя не поддерживается инструментом.
На основе разработанной математической модели процесса гидроэластичной вытяжки и методики определения давления в рабочей полости матрицы разработана технология гидроэластичной штамповки. Данная технология внедрена на ФГУП «Воткинский завод» и позволяет сокращать время расчета и количество пробных деталей, вытягиваемых при экспериментальном подборе кривой давления.
Утонение при вытяжке детали «фланец» в опасном сечении при экспериментальном определении кривой давления составило 0,875 S0, а при расчетном определении - 0,89 S0, что говорит о хорошей сходимости экспериментальных и расчетных данных и адекватности математической модели, на это также указывает практически точное совпадение кривых давления (рис. 11).