книги из ГПНТБ / Валиев, С. А. Комбинированная глубокая вытяжка листовых материалов

Р а д и у с скругления входной кромки

конуса

матрицы

при­

нимаем

RB = (2~4)s0.

(103)

Т а к как эта

кромка

играет в а ж н у ю

роль в

предотвращении

складкообразования

и

через

нее перетягивается

заготовка,

то

д л я ее закругления

можно

воспользоваться

т а к ж е

соотношением

д л я перетяжных

ребер

Я в

=

0 , 0 5 < / М у ^ " .

(104)

Оптимальное

расчленение

процесса

на

стадии,

ка к

отмеча­

лось, обеспечивается расчетом входного диаметра

конуса

по

формуле (42), полученной из условия

равенства

боковой

по­

верхности

изделия,

вытянутого без утонения стенки,

поверхно­

сти рабочего

конуса

матрицы

Расчеты

по формуле (48'), пред­

ставленные

в

табл .

4 п 5,

показывают, что чем

меньше

угол а ,

тем меньше противонатяжение в начальный критический

момент

комбинированного

процесса. С

уменьшением степени в ы т я ж к и

на второй стадии

связана и б о л ь ш а я устойчивость

к р а я

фланца .

Оптимальному

расчленению

процесса

соответствует

и

вы­

сота

рабочего

конуса

матрицы,

которая

д о л ж н а

быть

р а в н а

(или

несколько

больше) величине

h

= p

« - t f "

(105)

2tga

К

'

или

_

Do [ ] / " ( 1 -

mdi)

sin q +

— m ^

(105')

2 t g a

В

случае использования такой матрицы

дл я в ы т я ж к и

радиус

в месте

перехода

конуса в рабочий поясок находится по

фор­

муле

(50) при любом

зазоре, большем

толщины .

Если

ж е радиус меньше

радиуса,

рассчитанного по

у к а з а н ­

При комбинированной в ы т я ж к е на таких матрицах

предпоч­

тительно иметь

минимальное скругление, радиус которого

м о ж ­

но определить

по формуле

(49).

Двухконусная

матрица .

Двухконусный

профиль

матрицы

уменьшает ее общую высоту, сохраняя достоинства

малого

угла

рабочего конуса,

благоприятного как дл я

вытяжки,

та к и дл я

комбинированной вытяжки . Этот профиль

получается

н а л о ж е г

нием верхнего

конуса 2 на

одноконусную

матрицу,

описанную

В)

Рис. 59. Варианты

двухконусной

матрицы

с

расчетными

параметрами:

а — в универсальном

штампе (справа — составной двухконусный профиль

для вытяжкн

толстых заготовок, слева — одноконусный

профиль

для

вытяжкн тонких заготовок со

в ы ше [15]. Двухконусный

профиль

матрицы предназначен

д л я

в ы т я ж к и

заготовок

с 5 % > s D > l , 2 %

без с к л а д к о д е р ж а т е л я .

Угол

верхнего

конуса

целесообразно

принять

а в ~ 4 5 °

д л я

заготовок с s D < l , 8 % и а в ~ 3 0 ° д л я

s D > l , 8 % .

Ha рис. 59, а

показан

универсальный

вариант

ш т а м п а с

изводить

в ы т я ж к у тонколистовых

заготовок

со

с к л а д к о д е р ж а ­

телем .

(рис. 59, б) имеет

Двухконусная

матрица

ряд общих

пара ­

метров с одноконусной матрицей.

Входной

диаметр

верхнего

конуса

матрицы

принимается

по

соотношению

£>в = 0,9 D0,

ра­

диус скруглеиия этой кромки

г = 0,05£>0 .

О б щ а я

высота

матрицы складывается

из

высоты

рабочего

конуса

[формула

(105)] и

высоты

верхнего

конуса hB =

•—-—

2 tg

а в

т о м у радиусу,

который можно

определять

по следующим эмпи ­

рическим

соотношениям:

или У? =-(6—10) sD

(где sD

— в процентах) .

или

При

большой

относительной

толщине

заготовки

( s D > 5 % )

небольших

степенях

вытяжки

двухкоиусный

профиль вы­

р о ж д а е т с я в одноконусный с большим

закруглением

верхней,

кромки . Высоту конуса такой матрицы

вычисляют

из

формулы

/'м

_

(m'd, + 5д) [' — С —s

i n " ) tgос] +

(1 — sin a) t g q — sDm^

— miy

D0

~

2 t g a

1

a радиус

входной

кромки

(107}

Д л я

комбинированной

в ы т я ж к и

без

(108>

с к л а д к о д е р ж а т е л я , по-

триссе, по упрощенной трактриссе

и т. д., хотя

из-за с л о ж н о с т и

изготовления они не получили

распространения .

М а т р и ц а повышенной

стойкости. Пр и комбинированной

в ы ­

т я ж к е в связи со значительными

распирающими усилиями

ко ­

нические

матрицы на первом

и

последующих

переходах

реко ­

мендуется

б а н д а ж и р о в а т ь

для

предотвращения

упругого

увели ­

чения размера или д а ж е

разрыва .

Д л я уменьшения

износа

образно армировать износостойкими материалами . Н о

изготов­

лять сложный профиль матрицы целиком из твердого

с п л а в а

нерационально .

Н а рис. 59, в

показана конструкция

матрицы

с расчетной

геометрией и с твердосплавным рабочим

элементом,

р а з р а б о т а н ­

ная автором для

массового производства стальных

изделий.

дельно от стальной

части матрицы и простота их сборки ил и

замены .

В

зависимости

от условий эксплуатации

штампов и

т р е б о ­

ваний

точности б а н д а ж и р о в а н н ы е

твердосплавные

вставки

м о ж ­

но соединять со стальной частью

матрицы жестко

или п о д в и ж н о

( « п л а в а ю щ а я » м а т р и ц а ) .

М а т р и ц ы дл я последующего

перехода.

Д л я

последующего5

этому дл я комбинированной в ы т я ж к и она

неприемлема . В

слу­

чае комбинированной в ы т я ж к и деталей с

фланцем т а к у ю

м а т -

рицу можно использовать, но с соответствующим

значительным

ограничением степени

деформации .

Угол

конической матрицы

можно

принимать аналогично

ре ­

комендованным д л я

в ы т я ж к и

без

утонения [31,

32], т. е. а =

= 10-^30°. Меньшие значения

углов — д л я

больших

относитель­

ных толщин

заготовки, большие — д л я

тонкостенных

заготовок.

Угол

матрицы

последующего

перехода

(рис. 60)

можно

оп­

ределить

по следующей формуле [9]:

1

1,3

sin2 a

cos •

+

tnS;

—

(109>

cos

а

Высоту

конуса

матрицы

для

последующего

перехода

рас­

считывают

из геометрических

соотношений

таким

образом,

что­

бы входной диаметр конуса был

не меньше наружного диаметра

заготовки — стакана .

Н а последующих

переходах

комбинированной

в ы т я ж к и

эф ­

фективно

т а к ж е применение

конической

матрицы

с

реактивной

полостью, предложенной И. А. Норицыным [31].

Таким

обра­

зом, д л я

последующих переходов можно

рекомендовать

конст­

% /

25.

У

50.

Vf

(

d, zoo.

а)

ft ,

К а к

отмечалось,

высота

рабочего

пояска

матриц

первого и последующих пе­

реходов

влияет

на процесс

в ы т я ж к и

незначительно.

Д л я

определения

высоты

пояска

рекомендуется

сле­

д у ю щ а я

эмпирическая

зави ­

симость:

Ар =

(0,05-г-0,15) d M ,

(ПО)

где меньшие значения при­

нимаются дл я больших диа ­

метров (ofM > 100 м м ) .

Расчет параметров ш т а м ­

па с д в у м я

м а т р и ц а м и .

При в ы т я ж к е через две мат­

рицы

с оптимальным

сило­

вым

режимом

необходимо

нижнюю

матрицу ш т а м п а

Рис. 61. Схема к расчету опти­

(его в ы т я ж н у ю

кромку)

рас­

мального

расстояния

между

вы­

полагать

на

расчетном

рас­

тяжными

кромками

верхней

и

стоянии

от вытяжной

кром­

нижней

матриц

ки верхней

матрицы .

Геометрически

наиболее удобно

связывать это расстояние с

матрице .

Н а рис. 61

показана

о б щ а я

схема

взаимного

положения

верхней матрицы,

нижней матрицы и заготовки в процессе вы­

т я ж к и на первом

переходе.

Момент соприкосновения заготовки с рабочим конусом ниж­

ней

матрицы

д о л ж е н наступить

тогда, когда максимальное уси­

л и е

с верхней

матрицы

уж е наполовину

снизится.

И з этого

0,254

1 — 2,28 - 5= - + 0 , 5 6 /

R

+

L ,г,2

di

t g <

4 m ° t g a =

Як,

0,25d2

г /

)

\2 .

/?„„

/•/?„„ \2i

2 — 1 — 2 , 2 8

* :

+ 0,56

С

+

d.

V

а2

+ s0 ]

/

l-(mSimlf

2Я

П

\ - m S i m l )

+

+ ^ - (

S l

< ( i - < )

от0

К ) 2

(113)

tgo"

4 <

tgag

При в ы т я ж к е через две матрицы

по у к а з а н н ы м

схемам

на

первом и последующих переходах высоту рабочего

пояска

верх­

ней

матрицы+ •необходимо принимать

примерно в

2 р а з а

боль­

шей,

чем

при в ы т я ж к е

через

одну

матрицу, дл я

обеспечения

центрации пуансона

с полуфабрикатом в верхней

матрице

д а ж е

в случае

недостаточной

высоты

полуфабриката .

Н а последующем переходе комбинированной

в ы т я ж к и

без

утонения

стенки

(с оптимальным распределением

зазоров)

рас-

ния через

верхнюю матрицу донной части

заготовки — стакана

(см. "рис.

35); т а к как на установившейся

стадии, когда дефор ­

мируется

стенка, усилие у ж е незначительно:

6 С. А. Валнев

145

Э. Зибель и Г. Вайсе

считают,

что

оптимальным

значением

угла

матрицы

является

такое, которое при данной степени де­

формации

обеспечивает

минимальное

технологическое

усилие

в ы т я ж к и с утонением [50].

Связанный

с коэффициентом

полезного

действия

процесса

критерий

оптимальности,

который

можно

назвать

энергетиче­

ским,

пригоден, по-видимому,

лишь

для

оценки процесса вы­

т я ж к и

без

утонения,

т а к

как

здесь степень

деформации

непо­

средственно зависит

от удельного усилия

вытяжки .

кальные

деформации

сдвига, ограничивающие

прочность

стенки,

что было подробно изучено в работах

И. П. Ремне

и др . [33].

Эксперименты Э. З и б е л я и Г. Вайсса показывают

(рис.

62),

что при больших степенях деформации протяжки

(г|)П =

60%)

«оптимальном» угле матрицы

( а « 2 5 ° ) , т. е. минимальном д л я

данной степени деформации усилии вытяжки .

Следовательно, при этом в стенке вытягиваемой детали воз­

никают

большие

растягивающие

напряжения (приводящие к

р а з р ы в у ) , чем при

меньших

углах,

где технологические

усилия

больше. Это объясняется, с одной стороны, соотношением

ради­

альных

и осевых напряжений,

и с другой стороны, соотношением

сил трения на матрице и пуансоне.

приравняв

к нулю

производную

н а п р я ж е н и я

по углу

da

=

0:

2

И м — (r i„ +

Им) In

l n - 4 - J

( П 5 )

П р и

|д.м = М-п= М- з т а

формула

совпадает с формулой

Е. А. Попова

д л я

утла

матрицы

при протяжке [36].

Д л я

получения изделий с равномерными свойствами

по

тол­

щине стенки И. П. Ренне

и др . рекомендуют

выбирать

при

про­

т я ж к е

угол

матрицы

иа

основе

теории

линий

скольжения

по

соотношению [33]

1 — ms

,

a<arcsin

с-.

(116)

2m,

И з

табл . 22, где

приведены

расчеты

по

ф о р м у л а м

(115)

и (116)

и

результаты

экспериментов

З и б е л я

и

Вайсса,

видно,

что

дл я рассмотренного

выше

примера со степенью

деформации

Т а б л и ц а

22

Оптимальные

углы матрицы

при протяжке

( «опт)

Степень деформации

ф п >

%

»1м

20

30

40

50

60

Данные

0,016

0,066

7,4

10,7

15,0

19,4

25,5

Э.

Зибеля

7,2

12,3

19,5

30

48,5

И. П.

Ренне

0,04

0,04

6,8

7,8

8,1

7,6

4,5

Е. А.

Попова

0,05

0,07

7,3

8,3

8

6,2

5

С. А.

Валиева

•фп = 60%

оптимальный

угол

матрицы, рассчитанный

на

основе

растягивающих

напряжений

в

выходном

сечении

стенки,

равен

а = 5°, а

полученный

Зибелем

на основе усилий вытяжки

а ~ 2 5 ° .

Р а з р у ш е н и е

стенки

п о л у ф а б р и к а т а

при

а = 25°

подтверждает

наши

рассуждения

о

неправомерности

выбора

оптимального

угла матрицы при протяжке по минимальному

усилию.

Расчеты

по

формуле

(116)

д л я

указанной

степени

деформа ­

ции

дают

нереальный

результат

( а ~ 4 8 ° ) . П р и м а л ы х

утонениях

результаты

расчетов

по

этой

формуле

совпадают

с

данными

З и б е л я

и

Вайсса.

Д л я

некоторых

деталей

в а ж н о сохранить

толщину

дна

близ­

кой

к

толщине

исходной

заготовки.

Минимальное

растяжение

донной

части при п р о т я ж к е

обеспечивают

м а л ы е

углы

матрицы

(<х=8°). Значительно уменьшается толщина дна детали

при про­

т я ж к е

с а = 20° [41].

радиус кромки

пуансона Rn = (0,3ч-0,33)

dn.

Ввиду

того,

что при в ы т я ж к е

без утонения

схема

напряжен ­

ного

состояния

не позволяет получать весьма м а л ы е радиусы у

дна

детали, в

технологический процесс

вводят

дополнительную

операцию

калибровки радиуса.

Эксперименты по комбинированной в ы т я ж к е на конической

матрице

без с к л а д к о д е р ж а т е л я

показали, что

можно

получать

и сферическую

форму дна, и переход диа в стенку

практически

без скругления (см. рис. 14).

С учетом описанного в гл. I суммарного

эффекта

повыше­

ния

прочности

стенки после

начала комбинированного

процесса

для

пластичных материалов

при

этой

схеме можно

рекомендо­

вать Ru

rain= (0,2-f-0,5) s0 .

Однако

такой

радиус кромки

можно

назначать лишь на

последнем переходе

вытяжки, если

он тре­

буется

по чертежу

изделия.

Д л я

промежуточных

переходов

изгиб материала

вокруг

управления

распределением

толщины

материала

на

закругле ­

нии

у дна заготовки — стакана . Чем

больший объем м а т е р и а л а

дна,

прилегающего

к

стенке,

будет

равномерно

растянут

(на

участке

тем

благоприятнее будут

пачаль -

ные

условия

комбинированной вытяжки на

последующем

пере­

ходе. Однако приближаться к сферической

форме

торца

пуан­

сона не следует, так как снижается устойчивость

заготовки на

конической матрице и распределение толщины в

донной

части

стакана не является

благоприятным .

Исходя из изложенного, радиус кромки пуансона при много­

переходной технологии комбинированной в ы т я ж к и

можно

вы­

числить по формулам

(рис.

6 3 , а ) :

при

tnd.+i

< 0,7

1,5

= 0 , 6 7 ^ ( 1 - m d . + i ) ;

(117)

при

=

dt — dc+\

= ^

( l

-

^ . +

1 >

(118)

При trid.+1

= 0 , 5 5 ч - 0,65,

характерных

для

нового

метода

ком­

а — цилиндр

с радиальной кромкой;

б — гиперболический

профиль

(Л — полуось

гиперболы,

равная

радиусу кривизны)

П ри

обычно рекомендуемых

коэффициентах я ^ £ + 1

= 0,7 -ь 0,8,

по формуле (118)

R„. =

(0,2 -ь 0,3)

d{.

П р и

таких

радиусах

пуансона р а с т я ж е н и е околодонных уча­

стков составляет 10—15% толщины и охватывает

значительную

часть дна. Это несколько

снижает

пик усилия в

начале

после­

дующей

в ы т я ж к и по комбинированной схеме.

Д л я

предотвращения

соскальзывания заготовки

при

в ы т я ж ­

ке на конической матрице торец

пуансона

следует

выполнять

шероховатым

(класс чистоты ~ 4 ) , если нет возможности уста­

навливать небольшой керн-ловитель по центру.

Д л я

облегчения съема

изделия

пуансон

необходимо

выпол­

помощью пуансона, рабочая часть которого выполнена

враще ­

нием

вокруг

вертикальной

оси ветви

равнобочной гиперболы с

полуосью, равной

10—20%

диаметра пуансона

и с одной

асимп­

тотой, параллельной

оси в р а щ е н и я

(рис. 63,6").

Гиперболический

профиль

вытяжного

пуансона облегчает

перераспределение

металла

в

донной

части

заготовки;

кроме

того,

будучи

продолженным вверх

по пуансону, он способствует

более

легкому съему

вытянутого

изделия

по

сравнению с ци­

линдрическим профилем. В зависимости от специфики

изделия

вертикальный

конец

ветви

гиперболы

можно

плавно

сопрячь

рывное

приближение

гиперболического

профиля к

асимптоте

излишне

увеличивает

утонение верхнего

к р а я стенки

полуфаб -