Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 221

УДК 621.774: 621.73

Грушко О. В.

Єленич М. П.

Кухар В. В.

ОТРИМАННЯ КОЛІН З МАЛИМ ГІДРАВЛІЧНИМ ОПОРОМ

ПОЗДОВЖНІМ ЗГИНОМ ТРУБИ

Традиційні способи гнуття труб супроводжуються зменшенням площі поперечного

переріза по бісектрисі кута вигину [1], що спричиняє збільшення місцевих опорів

трубопроводів. У випадку багаторазових поворотів на шляху течії рідини виникаючі в

трубопроводі втрати напору вимагають істотного збільшення потужності електродвигуна

насосної станції. Таким чином, з погляду енергозбереження, доцільний пошук способів

одержання обвідних патрубків без

спотворення поперечного переріза при згинанні.

Деякі рішення в даному напрямку запропоновані, наприклад, на підставі використання

конструкцій фільєр із внутрішнім тиском [2], що обмежує довжину трубних заготовок

розмірами використовуваного пристрою. Відомі способи гнуття труб із застосуванням

наповнювачів, якими слугують пісок, свинець [1], або легкоплавкі речовини [3].

Зазначені способи малопродуктивні і не забезпечують повноти видалення

з трубного

виробу наповнювача, до того ж летючі з'єднання і пари матеріалу можуть бути токсичні.

Для виготовлення крутозігнутих колін використовують заповнення трубної заготовки

еластичним середовищем (наприклад, гумою або поліуретаном), при цьому тиск

наповнювача підвищують шляхом, принаймні, одноразового гофрування заготовки з

наступним розгладженням гофра [4], або виконання кінцевої частини прохідного каналу у

вигляді не менш чим двох послідовно розташованих сполучених усічених конусів [5]. Так

само застосовують еластичні втулки або оправки, що забезпечують розтягання трубних

заготовок в окружному напрямку, що перешкоджає спотворенню поперечного переріза [6].

Дані способи і пристрої розраховані на деформування сталевих тонкостінних заготовок.

Схожі до розглянутих технологічні обмеження способів [7, 8], де стиснута трубна

заготовка

проштовхується через формуючий канал і дорн. Для реалізації таких технологій

стиснутого вигину використовується спеціалізоване устаткування. Також зазначимо

позитивний вплив подовжньої стискаючої сили, у результаті дії якої відбувається роздача

заготовки в окружному напрямку, зменшуючи спотворення поперечного переріза.

Напружено-деформований стан, що відповідає вигинові зі стиском, спостерігається при

поздовжньому згині за рахунок утрати

стійкості при осаджуванні високих циліндричних

заготовок [9], що може служити раціональною базою для розвитку технологій гнуття труб.

Метою роботи є виявлення переваг технології гнуття труб поздовжнім вигином,

дослідження гідравлічних втрат в обвідних патрубках і їх мінімізації.

Запропонований спосіб робить можливими як холодну, так і гарячу пластичні

деформації. Інструментом слугують звичайні гладенькі

паралельні плити пресу. Утруднення

повороту торців трубної заготовки щодо площин опорних деформуючих плит пресу

забезпечує співпадання форми виробів з необхідною конфігурацією обвідних патрубків. Для

отримання крутозігнутих колін, що відповідають стандарту [10], необхідне використання

додаткових технічних і технологічних прийомів.

Попередню оцінку формозмінювання патрубків при поздовжньому згині проводили

шляхом осаджування в торець латунних (Л

98), сталевих (Ст. 3) і свинцево-сурм'янистих

(ССу) заготовок (рис. 1) з різними співвідношеннями L

і S

, де L

, D

і S

– початкові

довжина, зовнішній діаметр і товщина стінки трубної заготовки.

Осадженні заготовки характеризувалися збільшенням діаметра прохідного отвору по

середині заготовки (див. рис. 1, в). Однак перевищення ступеню осадження до деякого

критичного значення супроводжувалося різким звуженням перерізу (див. рис. 1, а) або

зминанням торців по зовнішній стороні (див. рис. 1, б), тобто виявлялася втрата стійкості

другого роду.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 222

Рис. 1. Експериментальні трубні зразки, осаджені з поздовжнім вигином (а, б) і їх

поздовжні розрізи (в)

– латунний зразок з D

= 14 мм, L

= 73 мм, S

= 2,5 мм, ступінь осадження

у.х

= 13,7 %; 1* – латунний зразок з D

= 14 мм, L

= 74 мм, S

= 2,5 мм, ступінь осадження

у.х

= 29,7 % (звуження поперечного переріза в області згину); 2 – свинцево-сурм'янистий

зразок з D

= 15 мм, L

= 82 мм, S

= 3,5 мм, ступінь осадження ε

у.х

= 23,4 %; 3 – сталевий

зразок з D

= 21,5 мм, L

= 102 мм, S

= 2,5 мм, ступінь осадження ε

у.х

= 17,9 % (зминання

ділянок біля торцю і всередині).

Для розрахунків гідравлічних опорів обвідних патрубків необхідно знати їхні

геометричні розміри, що можуть бути визначені в результаті експериментальних вимірів або

теоретичних розрахунків із залученням законів механіки пластичного деформування.

Сумарний коефіцієнт місцевих опорів Σζ при русі потоку рідини залежить від

гідравлічних втрат на плавний поворот і зміни поперечного переріза патрубка. Проведемо

порівняння

величин Σζ для патрубків, отриманих за традиційною та новою технологією, для

чого вибираємо кут повороту трубопроводу рівним γ = 90

(одне зі стандартизованих

значень).

Представимо обвідний патрубок, отриманий за новою технологією, як послідовну

сукупність ділянок поступового розширення і поступового звуження діаметра потоку,

розташованих на зігнутій ділянці плавного повороту труби. Відповідно патрубок, отриманий

за традиційною технологією, представимо як сукупність ділянок поступового звуження і

розширення внутрішнього діаметра, але на більш короткій ділянці,

довжина якого дорівнює

радіусові вигину по серединній лінії R

≈ 1,5D

[11].

Переріз трубопроводу розширюється при ≈0,181Н

і досягає максимальної величини

на відстані 0,5Н

від вхідного торця. Тут Н

– кінцева висота заготовки. При теоретичних

розрахунках мінімальні і максимальний внутрішні діаметри патрубка обчислюють як

.min

0,181

(2 )

DrS

=− і

.max

0,5

(2 )

DrS

=− , де r – головний радіус трубної

оболонки і

S – середня товщина стінки деформованої труби в поперечному перерізі на

відстанях

х = 0,181Н

і 0,5Н

від торця відповідно. При експериментальних вимірах –

.min .min

0,181

âí

DD S

=− і

.max .max

0,181

âí

DD S

=− , де

.miní

D і

.maxí

D –

мінімальні і максимальний зовнішні діаметри.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 223

Коефіцієнт місцевого опору для поступового розширення трубопроводу [12]

...ïð ïð âíð

⋅ , (1)

де

()

âí ð

ζωω

=− – коефіцієнт втрат у випадку миттєвого розширення

трубопроводу з початковою і кінцевою площею поперечного переріза

відповідно;

п.р.

– коефіцієнт пом'якшення, що залежить від кута розширення α [12].

Для патрубків, отриманих за новою технологією:

.max .min

0,638

ââ

arctg

−

≈

;

.min

= ;

.max

= . (2)

Для патрубків, отриманих традиційним гнуттям:

1,13

1, 5

arctg

−

≈

;

= ;

, (3)

де

– площа спотвореного поперечного переріза [11].

Коефіцієнт місцевого опору для поступового звуження трубопроводу [12]:

...ïñ ïñ âíñ

ζζ

⋅ , (4)

де

()

1/ 1

âí ñ

ζε

=−– коефіцієнт утрат для випадку миттєвого звуження трубопроводу,

тут

0,57 0,043/(1,1 )n

=+ − – коефіцієнт стиснення, причому ступінь n стиснення потоку для

нових патрубків визначають як

= , а для традиційних

;

п.з

– коефіцієнт пом'якшення, в залежності від кута α (2), (3).

Величини коефіцієнтів місцевого опору, що пов'язані з плавним поворотом труби,

обчислюють, наприклад, за формулою А. Д. Альтшуля [12]:

0,2 0,001(100 ) /dR

ζλ

⎡⎤

⎣⎦

, (5)

де

= – гідравлічний радіус патрубка, тут

- змочений периметр;

.maxâ

dD= і 1, 13

= – для нових і традиційних патрубків відповідно;

– коефіцієнт гідравлічного тертя, що визначаємо, наприклад, з узагальненої

формули Н. Ф. Федорова:

2lg

13,68 Re

⎛⎞

=− +

⎜⎟

⎝⎠

, де Re – число Рейнольдса, Δ

и а

–

еквівалентна абсолютна шорсткість і коефіцієнт, що враховує характер шорсткості стінок

труби (за даними [12], для сталевих труб Δ

= 0,8 мм, а

= 79).

Сумарні коефіцієнти місцевих опорів патрубків:

ïñ ï ð

ζζ ζ ζ

∑

. (6)

Розрахунки проводили для L

= 70 мм, 77 мм і 84 мм, D

= 14 мм, S

= 2,5 мм і 4 мм,

матеріал Л98, γ = 90

і Re = 10000. Результати розрахунків за залежностями (1)–(6) приведені

на рис. 2.

Розрахунки показують значні експлуатаційні переваги патрубків, отриманих за новою

технологією, оскільки можливе зниження сумарного коефіцієнта гідравлічних опорів у

середньому в 5-40 разів (що відповідає патрубкам з початковими розмірами L

= 5,5,

= 4,0 мм і L

= 5,25 і S

= 2,5 мм, див. графіки, приведені на рис. 2). Крім цього

встановлено, що за традиційною технологією гнуття, зменшення товщини стінки труб

приводить до збільшення місцевих опорів. За технологією гнуття труб поздовжнім вигином,

спостерігається деяке зниження місцевих опорів при збільшенні відносної висоти L

зменшенні товщини S

трубної заготовки.

Елементи способів гнуття труб поздовжнім вигином, у перспективі, можуть бути

використані, наприклад, при удосконалюванні технологій одержання крутозігнутих колін за

стандартом [10]. Доцільно також проведення досліджень у напрямку виявлення ступенів

осадження ε

у.х

трубних заготовок, при яких починається втрата стійкості другого роду.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 224

а) б)

Рис. 2. Порівняння місцевих гідравлічних опорів патрубків при виробництві

традиційним гнуттям (а) і поздовжнім вигином (б).

Висновки

Проведений аналіз дозволив установити, що одержання обвідних патрубків

поздовжнім згином є найбільш простим і дешевим способом гнуття труб, оскільки не

потребує спеціалізованого устаткування, а інструментом слугують звичайні гладкі

паралельні плити універсального блоку

штампів.

Використання патрубків, отриманих за новою технологією, дозволяє мінімізувати

втрати напору в гідравлічних мережах у середньому в 5-40 разів у порівнянні з виробами,

отриманими традиційним гнуттям.

ЛІТЕРАТУРА

1. Малов А.Н. Технология холодной штамповки. – М.: Машиностроение, 1978. – 374 с.

Ершов А.Г. Формообразование патрубков из труб изгибом, вталкиванием в фильеру с внутренним

давлением // Кузнечно-штамповочное производство. – 1974. - №7. – С. 23-26.

А.с. 1296262 СССР, МКИ

В 21 D 9/15. Способ гибки труб.

А.с. 1310068 СССР, МКИ

В 21 D 9/15. Способ изготовления крутоизогнутых колен.

5. А.с. 1255241 СССР, МКИ

В 21 D 9/15. Устройство для гибки труб.

6. А.с. 1433546 СССР, МКИ

В 21 D 9/01. Устройство для гибки трубных заготовок.

Розенберг О.А. Новая технология получения крутоизогнутых стальных отводов методом

холодного пластического деформирования / О.А. Розенберг, В.В. Мельниченко, С.Ф. Студенец // Известия АИН

Украины: Спец. выпуск отделения «Тяжелое и транспортное машиностроение». – 1998. – С. 96-102.

Огородников В.А. Моделирование процесса формообразования крутоизогнутых отводов на основе

теории деформируемости / В.А. Огородников, А.В. Грушко // Удосконалення процесів та обладнання обробки

тиском в металургії і машинобудуванні: Зб.наук.праць. – Краматорськ, 2000. – С. 5-10.

Диамантопуло К.К. Исследование осадки с потерей устойчивости заготовки для приближения её

формы к форме поковки / К.К. Диамантопуло, В.В. Кухарь // Удосконалення процесів та обладнання обробки

тиском у машинобудуванні та металургії: Зб. наук. праць. – Краматорськ, ДДМА, 1999. – С. 71-74.

10.

ГОСТ 17375-2001. Детали трубопроводов бесшовные приварные из углеродистой и

низколегированной стали. Отводы крутоизогнутые типа 3D. Конструкция.

11.

Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. – М.: Машиностроение, 1990. – 674 с.

12. Калицун В.И. Гидравлический расчет водоотводящих сетей. Справочное пособие. – М.:

Стройиздат, 1988. – 72 с.

Грушко О. В. – канд. техн. наук, доцент ВГАУ;

Єленич М. П. – аспирант ВГАУ;

Кухар В. В. – канд. техн. наук, доцент ПГТУ.

ВГАУ – Винницкий государственный аграрный университет, г. Винница;

ПГТУ – Приазовский государственный технический университет, г. Мариуполь.

kvv@mariupol.net

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 225

УДК 539.374: 621.983

Яковлев С. П.

Черняев А. В.

Платонов В. И.

Нечепуренко Ю. Г.

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ ИЗОТЕРМИЧЕСКОЙ ГЛУБОКОЙ ВЫТЯЖКИ

ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ

Разработка и внедрение технологических процессов обработки давлением с нагревом

высокопрочных материалов на основе титана, алюминия, магния, а также ряда сталей и

сплавов на основе железа встречает практические затруднения и часто сдерживается, уступая

место менее рациональным процессам механической обработки. Теоретические и

экспериментальные исследования, проведенные с привлечением механики ползучести,

позволили получить основные

соотношения для расчетов рациональных технологических

параметров процессов глубокой вытяжки с нагревом (комбинированной вытяжки, вытяжки и

вытяжки с утонением стенки). Традиционные операции приобретают на этой основе новое

содержание и их возможности расширяются. Кроме того, расчетные методы проектирования

обеспечивают совмещение стадий конструкторской разработки изделий и технологической

подготовки их производства.

Целью данной работы является

разработка рекомендаций по проектированию

технологических процессов изотермической глубокой вытяжки цилиндрических деталей из

анизотропных заготовок в режиме ползучести и использование их при проектировании

технологического процесса изготовления цилиндрических деталей из высокопрочных

материалов в режиме кратковременной ползучести.

Разработка технологических процессов и параметров инструмента для изготовления

цилиндрических деталей методами изотермической глубокой вытяжки включает в

себя ряд

основных элементов.

Исходные данные: чертеж детали; марка материала; толщина дна детали; наружный или

внутренний диаметр детали; механические свойства исходного материала: параметры уравнения

состояния с учетом повреждаемости, описывающие поведение материала, подчиняющегося

энергетической теории ползучести и повреждаемости, записывающегося в виде:

()

(

)

B ω−σσ=ξ 1/

;

nð

A/ξσ=ω

, (1)

а применительно к группе материалов, подчиняющихся кинетическим уравнениям

ползучести и повреждаемости, так:

()

(

)

B ω−σσ=ξ 1//

;

ïðå

εξ=ω /

, (2)

значения предельной эквивалентной деформации

npe

ε или удельной предельной работы

деформации

A ; величина нормального коэффициента анизотропии

. Здесь

, n , m –

константы материала, зависящие от температуры испытаний;

A ,

npe

ε – удельная работа

разрушения и предельная эквивалентная деформация при вязком течении материала;

ω , и

– повреждаемость материала при вязкой деформации по деформационной и

энергетической моделям разрушения соответственно;

– произвольно выбранная

величина эквивалентного напряжения; tdd

/ω=ω

;

tdd

/ω=ω

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 226

Последовательность расчетов

1. Составление технологического чертежа детали. Этот чертеж составляется на основе

конструкторского чертежа. Толщина дна изделия

s выбирается равной толщине заготовки

s (

= ). Высота полуфабриката включает в себя необходимый припуск на обрезку,

который обычно назначается 15...20% от высоты изделия. Меньшие значения принимаются

при относительной глубине больше 3, а большие - при существенном фестонообразовании

(плоскостной анизотропией механических свойств) [1, 2].

2. Определение формы и размеров исходной заготовки. Форма исходной заготовки

для тел вращения принимается круглой. Размеры заготовки вычисляют из

условия

постоянства объема детали и заготовки. В случае существенной плоскостной анизотропии

возможно использование расчетного контура заготовки [1-3].

3. Определение общего коэффициента утонения

sîá

m и коэффициента вытяжки

m .

Указанные коэффициенты вычисляются по известным формулам, характерным для расчетов

операций вытяжки и вытяжки с утонением стенки, изложенным в работах [4-7], как и при

холодной листовой штамповке.

Примечание. При 1

<s мм все расчеты можно вести по внутренним или наружным

размерам детали.

4. Нахождение исходного диаметра заготовки и ее относительной толщины:

mdD /

;

/ Dss

, (3)

где

2rd = – диаметр детали по срединной поверхности.

5. Выбор пооперационных коэффициентов вытяжки, расчет числа операций по

уменьшению диаметра вытягиваемой заготовки. Определение пооперационных

коэффициентов вытяжки

m и числа операций

n осуществляется по методикам,

приведенным в работах [4-8].

6. Определение пооперационных коэффициентов утонения

m и числа операций

n .

На первой операции коэффициент утонения

m выбирается таким образом, чтобы

удовлетворялось неравенство

min11

mm ≥> . (4)

Коэффициент утонения

min1s

m вычисляется по формуле

npsys

mkm

1min1

, (5)

где

k = 1,1...1,2.

Пооперационные коэффициенты вытяжки и утонения должны согласовываться с их

предельными величинами. Предельные величины

nps

определяются путем использования

разработанного пакета прикладных программ на ЭВМ [8].

Замечание. При назначении величины коэффициентов утонения необходимо

учитывать рекомендации по степени использования запаса пластичности В. Л. Колмогорова

и А. А. Богатова.

Величина

nps

определяется в зависимости от геометрии матрицы (угла конусности

матрицы

α или относительного радиуса матрицы

sRR

), коэффициента вытяжки

m , условий трения на инструменте (

), характеристик механических свойств

материала (параметров уравнения состояния и разрушения, коэффициентов нормальной

анизотропии).

Примечание. На конических матрицах меньшие значения угла

α принимаются при

03,0≥

s , а большие – при 03,0<

s .

На второй и последующих операциях коэффициент утонения

m выбирается таким

образом, чтобы удовлетворялось неравенство

minsisi

mm ≥ . (6)

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 227

Коэффициент утонения

minsi

m вычисляется по формуле (5).

Заметим, что на последующих операциях комбинированную вытяжку принято

выполнять на конических матрицах.

Величина

nps

определяется в зависимости от геометрии матрицы

, коэффициента

вытяжки

m , суммарного коэффициента утонения на предыдущих операциях

m ,

характеристик механических свойств материала по разработанному пакету прикладных

программ на ЭВМ [13].

Следует иметь в виду, что если суммарный коэффициент утонения 6,0<

sîá

m , то, как

правило, необходимо применять на последующих операциях комбинированную вытяжку

через несколько матриц или вытяжку с утонением.

При анализе технологических процессов возможны следующие варианты [2, 4]:

а) если число операций по изменению диаметра

n значительно больше числа

операций по утонению стенки

n , то утонение производится на последней операции;

б) если величины

n и

n близки между собой, то утонение равномерно

распределяется по операциям, начиная с последней;

в) если величина

n значительно больше

n , то комбинированная вытяжка

выполняется через несколько матриц.

Примечание. В случае невозможности (по

m ,

m и т.д.) выполнять последующую

операцию вытяжки с коэффициентом утонения, принятым по соотношению (6), необходимо

использовать процесс комбинированной вытяжки без утонения стенки [2, 4], при котором на

верхних матрицах утонение выполняется только на донном участке (

äii

szs <≤

− 11

). Здесь

индексы при

: i – номер операции; 1 – первая (верхняя) матрица;

1−i

s – толщина стенки

полой заготовки. На нижней (второй) матрице при этом возможны три ситуации: утонение

только донного участка; утонение донного участка и стенки (с разными коэффициентами

утонения); утонение стенки, имеющей равномерную толщину по всей высоте. В первой и

второй ситуациях коэффициент утонения на этой матрице рассчитывается по толщине

донного участка, а

в третьей – по толщине стенки

s (вышедшей из верхней матрицы). Так

как при вытяжке через несколько матриц на нижние матрицы поступает упрочненный

материал и ухудшаются условия смазки, то рекомендуется коэффициент утонения назначать,

как и при вытяжке с утонением стенки, с запасом 25...50 %.

7. Расчет размеров полуфабрикатов по операциям. Толщина стенки на

i -ой операции,

срединный диаметр заготовки

d , радиус закругления у дна и высота полуфабриката

находятся по известным формулам, характерным для вытяжки и вытяжки с утонением

стенки [4-8].

8. Определение необходимости применения складкодержателя или прижима.

Необходимость применения складкодержателя или прижима на первой и последующих

операциях комбинированной вытяжки производится по рекомендациям, приведенным в

работе [4, 7].

9. Определение исполнительных размеров вытяжного инструмента и

расчет его

параметров. Расчет этих величин выполняется по рекомендациям, данным в работах [4, 5, 7].

10. Вычисление силы первой и последующих операций комбинированной вытяжки

осуществляется с использованием методик, изложенных в работах [4, 5, 6].

Замечания: На первой операции комбинированной вытяжки в зависимости от

сочетания технологических параметров процесса и механических свойств материала

величина максимальной силы может иметь место

в момент совпадения центра закругления

пуансона с верхней кромкой рабочего пояска или на последней стадии процесса при

утонении краевой части заготовки. На последующих операциях, как правило, максимальная

величина силы имеет место в момент совпадения центра закругления пунсона с верхней

кромкой рабочего пояска.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 228

Процессы изотермической глубокой вытяжки эффективны для изготовления

заготовок детали «Патрубок» из титановых сплавов ВТ6 и ВТ14, механические

характеристики которых приведены в работе [4]. Существовавшие ранее процессы

предусматривали сварку двух заготовок после молотовой штамповки, что связано с большой

трудоемкостью, низким коэффициентом использования металла, низким качеством деталей,

работающих под давлением при повышенной температуре. Разработанный

технологический

процесс изготовления цельноштампованного патрубка состоит из первой операции

комбинированной вытяжки цилиндрического стакана из плоской заготовки с начальной

толщиной заготовки 5 мм, второй операции комбинированной вытяжки, вытяжки с

утонением стенки и операции обжима. Температура нагрева на всех операциях - 800

С.

Оборудование – пресс гидравлический двойного действия модели П238 силой 8 МН с

регулировкой скорости ползуна в пределах 1...55 м/ч. Регламентирован на первой операции

комбинированной вытяжки коэффициент вытяжки

m =0,65 и коэффициент утонения

m =0,9 при скорости операции в пределах 36...54 м/ч. Превышение указанного скоростного

режима нарушает стабильность вытяжки: возможны микротрещины, рост сил. Вторая

операция комбинированной вытяжки проводилась при коэффициентах вытяжки

m = 0,85

и утонения

m = 0,65; третья операция вытяжки с утонением стенки – при

m = 0,75.

Обжим в криволинейной матрице лимитируется складкообразованием стенки в месте

искривления оси заготовки и может производиться с наполнителем.

Операции изотермической вытяжки осуществлялась в штампе, показанном на рис. 1.

Рис. 1. Схема вытяжного штампа:

1 – пуансон; 2 – матрица; 3 – электронагреватели; 4 – скоба; 5 - прижим; 6 - гайка;

7 – шпилька; 8 – стойка; 9 – каолиновая вата; 10 – кожух; 11 – каолиновая вата; 12 – стойка;

13, 14 и 15 – трубки; 16 – нижняя плита; 17 - пуансонодержитель; 18 – штуцер.

Пуансон 1 и матрица 2 водоохлаждаемые. Нагрев электронагревателями 3 до

температуры 800

. Верхняя половина штампа съемная. Съем осуществляется за крюки.

Регулировка силы прижима 6 - винтами через шпильки 7 и стойки. Рабочее пространство

штампа закрыто кожухом 9 с каолиновой ватой 10 и отделено от подштамповой плиты пресса

кожухами с каолиновой ватой 11. Сила вытяжки воспринимается стойками 12. Водоохлаждение

пуансона и матрица осуществляется через трубки 13 и 14 из нержавеющей стали.

Оснастка

снабжена средствами нагрева: нагреватели сопротивления из

хромоникелевой проволоки, включенные через трансформатор тока для вытяжного штампа.

Материал пуансонов и матриц - теплостойкая сталь 5ХНМ или жаростойкая сталь ЭП202.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 229

Уменьшение теплопередачи из зоны деформации обеспечивалось за счет набора прокладок

из стали 12Х18Н10Т и асбоцементных плит. Штампы закрывались кожухом с каолиновой

ватой, прошитой стеклотканью. Вытяжные штампы оснащались системами охлаждения с

проточной водой. Контроль температуры производился встроенными термопарами с

выходом на потенциометр. Использовались графито-меловые смазки с добавкой

минерального масла

Заготовки детали «Патрубок», изготовленные вытяжкой из титанового сплава ВТ14,

приведены на рис. 2. Технологический процесс внедрен в производство.

а)

(

m = 0,65;

m = 0,9)

б)

(

m = 0,85;

m = 0,65)

в)

(

m = 0,75)

Рис. 2. Заготовки, полученные глубокой вытяжкой:

а, б, в – первая и вторая операции комбинированной вытяжки, третья операция

вытяжки с утонением стенки.

Выводы

Технико-экономическая эффективность описанного процесса связана с сокращением

трудоемкости изготовления деталей на 20 % (уменьшение объема механической обработки,

устранение сварки), уменьшением металлоемкости заготовок на 10...15 % за счет сокращения

величины припусков и повышением

качества за счет геометрической точности.

Работа выполнена по гранту Президента Российской Федерации для поддержки

ведущих научных школ (№ 4190.2006.8), грантам РФФИ (№ 07-01-00041 и № 07-08-12123).

ЛИТЕРАТУРА

1. Яковлев С.П. Обработка давлением анизотропных материалов. / С.П. Яковлев, С.С. Яковлев,

В.А. Андрейченко - Кишинев: Квант, 1997. - 332 с.

2. Гречников Ф.В. Деформирование анизотропных материалов - М.: Машиностроение, 1998. - 446 с.

3. Валиев С.А. Комбинированная глубокая вытяжка листовых материалов. - М.: Машиностроение,

1973. - 176 с.

4. Яковлев С.П. Изотермическое деформирование высокопрочных анизотропных металлов /

С.

П. Яковлев, В.Н. Чудин, С.С. Яковлев, Я.А. Соболев. - М: Машиностроение-1, Изд-во ТулГУ, 2004. - 427 с.

5. Яковлев С.C. Вытяжка цилиндрических деталей из анизотропного материала в режиме ползучести

/ С.С. Яковлев, О.В. Пилипенко, А.В. Черняев, В.Н. Чудин // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка

материалов давлением. - 2005. - № 1. – С. 23–29.

6. Ковка

и штамповка. Справочник в 4-х т. / Ред. совет: Е.И. Семенов и др. - Т. 4. Листовая

штамповка / Под ред. А.Д. Матвеева. - М.: Машиностроение, 1987. - 544 с.

7. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. - Л.: Машиностроение, 1979. - 520 с.

8. Пилипенко О.В. Оценка предельных возможностей формоизменения на первой операции

комбинированной вытяжки анизотропного материала через коническую

матрицу в режиме ползучести /

О.В. Пилипенко, А.А. Митин, Ю.Г. Нечепуренко // Известия ТулГУ. Серия. Механика деформируемого твердого

тела и обработка металлов давлением. - Тула: Изд-во ТулГУ, 2005. – Вып. 1. – С. 214–220.

9. Яковлев С.С. Математическая модель последующей операции изотермической комбинированной

вытяжки анизотропного материала в режиме ползучести / С.С. Яковлев, О.В

. Пилипенко, С.В. Логвинова //

Известия ТулГУ. Серия. Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов давлением. – Тула:

Изд-во ТулГУ, 2006. – Вып. 1.

10. Яковлев С.C. Силовые режимы первой операции комбинированной вытяжки анизотропного

материала через коническую матрицу в режиме ползучести / С.С. Яковлев, О.В. Пилипенко, А.А. Митин,

А.В. Черняев // Известия ТулГУ

. Серия. Механика деформируемого твердого тела и обработка металлов

давлением. - Тула: Изд-во ТулГУ, 2005. – Вып. 1. – С. 69-81.

Яковлев С. П. – д-р техн. наук, проф. ГОУ ВПО «ТулГУ»;

Черняев А. В. – канд. техн. наук, доцент ГОУ ВПО «ТулГУ»;

Платонов В. И.

– канд. техн. наук, доцент ГОУ ВПО «ТулГУ»;

Нечепуренко Ю. Г. – д-р техн. наук, проф. ГОУ ВПО «ТулГУ».

ГОУ ВПО «ТулГУ» – Тульский государственный университет, г. Тула, Россия.

mpf-tula@rambler.ru

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008 230

УДК 621.983; 539.374

Яковлев С. С.

Чусов А. В.

ПОСЛЕДУЮЩИЕ ОПЕРАЦИИ ВЫТЯЖКИ ВЫСОКИХ ПРЯМОУГОЛЬНЫХ

КОРОБОК ИЗ АНИЗОТРОПНЫХ МАТЕРИАЛОВ ПО СХЕМЕ

«ОВАЛ-ПРЯМОУГОЛЬНИК»

Теоретические и экспериментальные исследования [1, 2] процесса вытяжки

анизотропных материалов в режиме ползучести позволяют установить основные

соотношения для расчета технологических параметров процесса последующих операций

изотермической вытяжки высоких прямоугольных коробок из анизотропных материалов.

Целью данной работы является разработка математической модели последующие

операции вытяжки высоких прямоугольных коробок из анизотропных материалов по схеме

«овал - прямоугольник».

Многооперационной вытяжкой изготавливают

высокие коробчатые детали. Формы и размеры

исходных заготовок и переходов устанавливают по

разверткам и рекомендуемым степеням вытяжки в

соответствии со справочной литературой [1-3].

В зависимости от величин угловых радиусов изделий

вытяжка квадратных в плане коробок может

осуществляться по разным схемам. Примем

технологические схемы первой и последующих

вытяжек высоких прямоугольных

коробок из

заготовок (полуфабрикатов), формой которых в плане

являются овалы с прямыми сторонами.

Окончательная вытяжка производится с овала на

прямоугольник. Общая схема процесса вытяжки

«овал- овал- прямоугольник» показана на рис. 1.

Материал заготовки примем трансверсально-

изотропным, механическое состояние которого

определяется функцией

Рис. 1. Формы переходов вытяжки

высоких прямоугольных коробок.

eå

k ξε=σ , (1)

где

σ – эквивалентное напряжение (интенсивность напряжений);

ε ,

ξ – эквивалентные деформация (интенсивность деформаций) и скорость деформации

соответственно;

k , m , n – константы материала.

Расчет силовых режимов процесса вытяжки выполняем исходя из экстремальной

верхнеграничной теоремы [1]. Уравнение мощностей для первой и последующих операций

вытяжки полуфабрикатов запишем в виде

mpppâín

WWWWPV

′

≤

, (2)

где левая часть – мощность внешних сил

при скорости перемещения пуансона

V ;

правая часть – соответственно мощность сил деформаций

W , мощность на линиях разрыва

скоростей

и мощность трения на поверхностях контакта материала с инструментом

;

′

– мощность сил в связи с перетяжкой стенки цилиндра (полуфабриката

предыдущей вытяжки) на ребре прижима.

Теоретические исследования первой и последующей вытяжки по схеме «овал – овал»

выполнены в работе [1]. Рассмотрим окончательную операцию изотермической вытяжки

коробчатых деталей из трансверсально-изотропного материала в режиме кратковременной

ползучести. Схема вытяжной операции показана на рис. 2.