Text
                    Л.  Г.  ЮДИН,  С.  П.  ЯКОВЛЕВ
 РОТАЦИОННАЯ  ВЫТЯЖКА
 ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
 ОБОЛОЧЕК
 МОСКВА  «МАШИНОСТРОЕНИЕ.  19К


Рецензент д-р техи. наук проф. В. В. Лапин Юдин Л. Г.,'Яковлев С. П. Ю 16 Ротационная вытяжка цилиндрических оболочек.— М.: Машиностроение, 1.984'; — 128 ¢1,-. ил. 45 к. Обобщен опыт получения тонкостенных осимыетричных высокоточных: изделий раскатными устройствами с испольэрванием универсального*. тохар. но-винторезного оборудования. Описаны типовые конструкции раскатных устройств н методика расчета рабочего инструмента. Рассмотрены различные подходы к определению си¬ ловых параметров процесса, на базе математического метода планирования эксперимента дана оценка характеристик качества получаемых изделий. По¬ казаны особенности и даны примеры технологических процессов, внедренных в реэлмчиых отраслях машиностроения. Для ииженеров-технологов машиностроительных предприятий, работни¬ ков проектно-технологических и конструкторских организаций, занимающихся обработкой металлов давлением. Ю 2704030000-274 038(01)-64 Свод. пл. подписных над. 1084 г. ББК 34.62 6П4.2 Автор скана мне неизвестен. Чистил Александр Вертий. http://alverworld.com/ http://www.proza.ru/avtor/ozzy72 ozzy_72@mail.ru Лев Григорьевич Юдин, Сергей Петрович Яковлев РОТАЦИОННАЯ ВЫТЯЖКА ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧЕК ИБ № 4005 Редактор Н. Г. Сальникова Художественный редактор Ю. Г, Ворончихин. Обложка художника Л. С. Венд- рова. Технический редактор Н. В. Тнмофеенко. Корректор А. А. Снастнва Сдано в набор 23.11.83. Подписано в печать 24.02.84. Т-01581. Формат 60x90Via> Бумага типографская № 1. Гарнитура литературная. Печать высокая. Уел. печ. л. 8.0. Уел. кр.-отт. 8425. Уч.-изд. л. 8.82. Тираж 1200 экз. Заказ 970 Цена 45 к. Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение», 107076, Москва, Стромынскийчпер., 4 Московская типография № 6 Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 109088, Москва, Ж-88, Южнопортовая ул., 24. © ЙэдЬгёльство' «Машиностроение», 1984
йяад — диаметр готового изделия (оболочки) мм; Озат—диаметр заготовки, мм; LB)K — длина готового изделия (оболочки), мм; L,аг — длина заготовки, мм; Я — толщина стенки заготовки, мм; л— толщина стенки готового изделия (оболочки), мм;. dm —диаметр шарика, мм; dv — диаметр ролика, мм; гш — радиус шарика, мм; гр — радиус ролика, мм; m — число давильных элементов; {ttmn — полное число давильных элементов; Лар — число проходов ротационной вытяжки; Ah=H — h — абсолютное утонение, мм; АЛ=ф>= (Я—Л)/Я —относительная степень сжатия на одном проходе; ф2— суммарная степень обжатия за общее число проходок; /—продольная подача за один оборот шпинделя (оправки), мм/об; Not — частота вращения шпинделя станка (оправки), об/мин; На — относительная шероховатость поверхности; г — текущее значение зазора по проходам; 2цач — внутренний начальный зазор между оправкой и заготовкой, мм; АН ж — высота наплыва перед фронтом давильных элементов, мм; AD — овальность оболочки, мм; f\—f/m — действительная продольная подача на один давильный эле- _ мент; ft =f/mH — относительная продольная пОдача на один давильный эле- _ мент; _г*=г/гялч — относительный зазор; ДЯН/ДЯЖ/Я — относительная высота наплыва материала перед фронтом давильных элементов; AD}H; AD/D„3K — относительная овальность оболочки; бЯ — разностенность заготовки, мм; 6А — разностенность оболочки; 6Я=6Я/Я — относительная разностенность заготовки; 6Л=ЙЛ/Я — относительная разностенность оболочки; dju=H/dm — относительный диаметр шарика; Гр—Я/гр — относительный радиус ролика; гр— радиус ролика при его верцшне.
Основным направлением научно-технического прогресса являет, ся широкое использование совершенных малопереходных техноло¬ гических процессов, обеспечивающих максимальную эффективность производства и высокое качество получаемых изделий. К одному из таких процессов относится ротационная вытяжка, представляю¬ щая собой пластическое формоизменение материала заготовки, на¬ ходящейся на вращающейся оправке, при значительном обжатии стенки заготовки и ее удлинении в продольном направлении. Наиболее существенное преимущество ротационной вытяжки перед другими традиционными способами обработки состоит в том, что она обеспечивает выполнение высоких требований по точности геометрических размеров, разностенности и овальности получаемых оболочек. Вместе с тем имеется возможность значительной эконо¬ мии материала в результате использования* более простых по фор¬ ме и способу изготовления заготовок, а также получения более вы¬ соких механических свойств готовой детали зщ счет упрочняющего эффекта. Указанные преимущества определяют- область эффективного использования процесса в, производстве тонкостенных высокоточ¬ ных цилиндрических оболочек. Как в отечественной промышленности, так и за рубежом для ро¬ тационной вытяжки применяют специализированные станки, осна¬ щенные роликами большого диаметра, число которых не превы¬ шает трех. Пластическая деформация материала заготовки осуществляется на специализированном оборудовании двумя способами: прямым (рис. 1.1,а) и обратным (рис. 1.1,6). При прямом способе обработки заготовка, надетая на оправку, фиксируется на ней прижимом, и давильные элементы переме¬ щаются в направлении шпинделя станка. При этом происходит принудительное утонение стенки заготовки и ее удлинение в на¬ правлении продольного перемещения давильного элемента. При об¬ ратном способе трубчатая заготовка надевается на оправку до упора в ее бурт. Давильные элементы перемещаются в сторону шпинделя станка, а материал заготовки, утоняясь, движется в про. тивоположном направлении. Высокая стоимость специализированного оборудования и его де¬ фицитность не позволяют широко использовать способ ротацион¬ ной вытяжки в серийном и мелкосерийном производствах. Использование относительно несложных приспособлений к универсальному токарно-винторезному оборудованию, в которых в качестве давильных элементов используются шарики или малых 4
Течение патриот Течение материала Прижим 3 2 Подача ^ 1 Ж Течение материал У\\Жт»я T7W Подача S) 3 2 1 I) Рис. 1.1. Схемы ротационной вытяжки прямым и обратным способами: № б — на специализированном оборудовании: и* г — на универсальном тохарно-ыштореэном оборудовании): / — давильные элементы; 2— заготовки; 3 — оправки размеров ролики, позволяет успешно вести процесс ротационной вытяжки прямым (рис. 1.1» в) и обратным (рис. 1.1.,г) способами и сокращает сроки внедрения процесса. Капитальные затраты на изготовление шариковых или ролико¬ вых устройств значительно ниже затрат связанных с приобретением и установкой специализированного оборудования в серийном н мел¬ косерийном производствах. Большее,, чем у специальных станков, число давильных элемен¬ тов и возможность изменения размеров шариков или роликов в. широком диапазоне обеспечивают универсальность устройств. На¬ ряду с этим имеется возможность выбора оптимальных параметров процесса в зависимости от характера выполняемой операции и тре¬ бований, предъявляемых к изделию как по размерной точности, так и по качеству поверхности.
Глава 1 констрУКцийУетройсть ДЛЯ РОТАЦИОННОЙ вытяжки 1.1. ОДНОРЯДНЫЕ ШАРИКОВЫЕ'УСТРОЙСТВА В промышленности применяют различные виды шариковых уст¬ ройств; используемых в основном для производства тонкостенных цилиндрических изделий малого диаметра (30—50 мм). На рис. Т.2 показано устройство дли ротационной, вытяжки изделий диаметром 5—10 мм, включающее кцрпус./О и основание 11. .В корпусе разме¬ щается шариковая обойма, состоящая из опорных колец 7 и 9' и давильных элементов б,. Обойма фиксируется в корпусе микро- метрической гайкой б, а давильные .элементы удерживаются в обойме от выпадания сепаратором 12. Для закрепления изделия на оправке 1 смонтирован вращающийся прижим, действующий от ломающихся рычагов 2, . замкнутых пружинами 4 на плавающую втулку 3. Устройство устанавливается на суппорте токарно-винторезного станка, В шпинделе которого размещается оправка 1. Сепаратор 12 Поджимается вращающимся центром задней бабки. Необходимый радиальный размер, соответствующий наружному диаметру изго¬ товляемого изделия, устанавливается перемещением микрометри.г ческой гайки, б, воздействующей на давильные элементы 8. Ротационная вытяжка осуществляется следующим образом; плоская..заготовка укладывается в центрирующий поясок микро¬ метрической гайки б до соприкосновения с сепаратором 12. С по¬ мощью .суппорта станка устройство подводится ,к вращающемуся прижиму 5. до. его упрра в давильные элементы б. Заготовка под* жимается задней бабкой станка через вращающийся центр и ce-i РиС; 1.2. Устройство для ротационной вытяжки шариками оболочек: а —диаметром 5—10 им; б—диаметром 10—30 мм 6
Г но. 1.3. Устройство для дотационной выТяжхи шариками с механизма¬ ми настрой ки['; паратор 12 к оправке. 1. При включении привода вращения шпин¬ деля. и. продольной подачи суппорта «происходит операция вытяжки, после чего суппорт отводится назади а сепаратор 12 выталкивает готовую"деталь из устройства.. v На рис. 1.2, б показана типовая^од!стр^кцид устройства, пред¬ назначенного* для изготовления!^тонкоетеннЫх ц й л ицд,р и ч е с к и х обо¬ лочек диаметром 10—30 мм. Конструкция состоит"'из корпуса б, опорных колец .4 и лимба 5. Давильный элемент — шарик 3 удер¬ живается от выпадания сепаратором 2..Корпус устройства крепится; и обойме 7, устанавливаемой на суппорте токарно-винторезного: станка. Положение корпуса относительно оси оправки 1 регули¬ руется болтами 8. Величина, утонения- стенки задается с помощью лимба' перемещение которого определяет положение опорных ко-, .кц и шарика. Внутренняя поверхность корпуса 6, контактирую-; щая стопорными кольцами 4, обрабатывается на.месте установки. \ пройства. В связи с этим регулировка корпуса относительно оси. шпинделя станка не предусматривается. В конструкции .устройства (рис. 1*3) положение опорных ко¬ лец/ и давильного, элемента 3 фиксируется при помощи червячной пары б и механизма тонкой настройки 7. Опорные кольца 1, разме¬ щаются в плавающем корпусе 5, положение которого относительно, пси оправки 2 задаётся с помощью узла осевой наладки 4. То,ч-;- иость установки опорных колец в данном случае неодинакова. Если выходное кольцо может 6!ыть настроено с любой точностью, то входное опорное кольцо практически не регулируется. Проверить положение опорных колец затруднительно. На рис, 1.4, а показано" устройствами .корпусе! & которого ^разме¬ щен стакан 5 с обоймой — опорным 'кольцом 4. Регулировка поло¬ жения давильных элементов 7 на заданный размер наружного диа¬ метра изделия осуществляется с помощью регулируемого кольца 8 и подвижного кольца б, усилие нажатия которого на давильные элементы регулируется подвижным кольцом 2 и пружиной. Опор¬ ное кольцо 4 размещается в стакане 5 с зазором, позволяющим осуществлять его центрирование относительно оправки. После ус¬ тановления ..кольца его положение фиксируется с помощью микро¬ метрической гайки 1. ' ^ \ 7;
Ряс. 1.4. Устройство для ротационной вытяжки {пярккамк: я —с регулируемым кольцом; б—с подвижным кольцом Рис. 1.5. Устройство для ротационной вытяжки шариками оболочек диаметром 10—15 мм В конструкций, показанной на рис. 1.4, б, давильные элемен¬ ты 3 контактируют с опорным кольцом 1 и поддерживающим коль¬ цом 5, расположенным в корпусе 2. Регулировка их положения на необходимый размер наружного диаметра изделия осуществляется микрометрической гайкой-4 и подвижным кольцом 5. Устройство (рис. 1.5) устанавливается в державке с помощью конуса 8 и предназначено для производства тонкостенных оболочек диаметром 10—15 мм. Устройство состоит из корпуса 6, в котором смонтированы опорные кольца 4 н подвижный сепаратор с пружи¬ нами 3. Обработка изделия 7 осуществляется давильными элемен¬ тами — шариками 5, положение которых регулируется микромет- трической гайкой 2. Оправка / устанавливается в шпинделе станка. На рис. 1.6 приведена конст¬ рукции устройства, в корпусе 6 которого размещены опорные кольца 5 и давильные элементы. 4. Положение опорных колец и да¬ вильных элементов регулируется с помощью микрометрической ч гайки 2, передающей усилие ре- ^ Л „ _J ■ гулировки через опорный под- РВС. 1.6. Устройство для ротационной Т1,ИПмик Я Vnnnvr кпепится в вытяжки шариками с каналом для „ИИК «*• корпус крепится в смазывания обойме 7, устанавливаемой- на 8
6 7 в ЗИНИЯ* Я « . 1Т * ЗГ Ряс. 1.7. Устройство для ротационной вытяжки шариками средних и крупных тонкостенных цилиндрических оболочек суппорт станка, а оправка / — в его шпинделе. Для охлаждения инструмента в процессе работы используется охлаждающая жид¬ кость СОЖ, подача которой под давлением производится через стакан 8. Описанные выше устройства имеют недостатки, что затрудняет их использование в производстве. Так, для конструкции, показанной на рис. 1.5, характерен повы¬ шенный износ поверхности подвижного подпружиненного кольца составного сепаратора, так как усилие пружины расходуется не только на радиальное перемещение давильных элементов, но и на перемещение опорного -кольца в осевом направлении. Повышенный' износ подвижного кольца, приводит к выпадению давильных эле¬ ментов и частой замене сепаратора. Следует также отметить, что при обработке изделий большего диаметра, устанавливаемых на оправку с зазором, неподвижное кольцо сепаратора контактирует со стенкой полуфабриката. Повышенный износ опорных колец ха¬ рактерен и для устройства, приведенного на рис. 1.4, б. Не во всех устройствах предусмотрена.возможность совмещения оси головки с осью оправки, а отсутствие регулировки положения опорной поверхности корпуса головки (перпендикулярность его к оси оправки) в значительной мере усложняет наладку. В то же вре¬ мя отклонение плоскости вращения давильных элементов от поло¬ жения, перпендикулярного к оси вращения оправки, вызывает по¬ явление дополнительных динамических нагрузок, ухудшающих условия работы устройства и приводящих к резкому снижению размерной точности изделий. На рис. 1.7 показана конструкция шарикового устройства для производства средних и крупных тонкостенных цилиндрических оболочек повышенной точности. Шариковое устройство устанавливается на суппорт токарного станка мод. 163. В шпинделе станка размещается оправка, на ко¬ торую надевается заготовка / в виде толстостенного колпака. Пе¬ ред началом работы производится настройка рабочих элементов го¬ ловки. 9
Посредством' .регулировочных болтов 6 и гтружин 9 устанавли¬ вается требуемый .осевой зазрр между опорными кольцами 7 к 10 из условия отсутствия «западания» шарика в зазор. Подвижное кольцо 11 составного сепаратора под действием пружины 12, усилие нажатия которой, изменяется при помощи ре¬ гулировочных винтов J3, перемещает давильные элементы 2 в ра¬ диальном направлении от центра-к периферий в'осевой зазор меж¬ ду опорными кольцами. ' ,.-- В таком положений давильные элементы не выступают; раторов, и их касания с полуфабрикатом не происходит. Вращением лимба 4,1 воздействующего на подшипник, £, умень¬ шают зазор между'опорными кольцами. Давильные элементы 2, перемещаясь по ошррным поверхностям вставок. опорных дсодец 3, сближаются к центру, отодвигая подвижное кольцо,//^составного сепаратора в осевом направлении. Установив необходимое положение, давильных элементов, про¬ изводят ротационную вытяжку, перемещая устройство па направ-, лению к заготовке, установленной на оправке. После окончания процесса вращением лимба 4 в противопрлож-> ную сторону освобождают пружины 9,. которые раздвигают опор* ные кольца 7 и 10 до упора в регулировочные болты 6. Подвиж¬ ное кольцо 11 под действием пружины 12 перемещает давильные элементы в направлении от центра к периферии. После-этого вы¬ полняется обратный ход устройства. Для предотвращения задевания сепаратора за деталь при об¬ ратном ходе устройства радиальный зазор ..между поверхностями корпуса и опорных колец не должен превышать величины хода шарика в радиальном направлении. Отклонение внутренней, опорной поверхности корпуса, взаимодействующей с опорными кольцами 7 и 10, от положения, перпендикулярного к оси вращения оправки, не должно превышать 0,02 мм. Приведение опорной плоскости корпуса 8 в положение, .перпен¬ дикулярное к оси оправки, осуществляется четырьмя прижимны¬ ми 17 и четырьмя, регулировочными 18 болтами, попарно, располо¬ женными- в стойке-15. ч Совмещение корпуса с осью оправки выполдается при помощи двух регулировочных болтов 16 в планке 14. опорные..поверхности., которых взаимодействуют с кронштейнами. 19. Аналогичным образом работает, устройство, приведенное, на ргис.. 1,8, л* имеющее привод, принудительного вращения опорных колец. Конструкция состоит из корпуса .13,..в котором установлена на радиально-упорных подшипниках 3, 14 и 15. внутренняя втул¬ ка 10. Вр втулке 10 размещены опорные кольца 7 Ич 9 с твердо¬ сплавными вставками 22, связанные,между собой регулировочны¬ ми болтами 21 и пружинами 20. Давильные элементы, 8. удержива¬ ются от выпадания неподвижным.кольцом .сепаратора 5-и подвиж¬ ным кольцом сепаратора 11, находящимся под воздействием пру¬ жины 1,2. Торец опорного кольца:7,взаимодействует-^упорнцм под¬ шипником 2, установленным в микрометрической, гайке /.. . Под- 10
•гз 4 s s 7 в д юна в не* пня 1234 s б т s зюи it is м 1’нс. J.8. Устройство для ротационной .вытяжки шариками с приводом вращения >'норных колец:. - с подвижным сепаратором; б — с жестким сепаратором нпшники 3, 14 и 15 закреплены крышкой 16. Ведомая шестерня 17 скреплена, на втулке 10 винтом: 18 и закрыта кожухом 19. Втул¬ ка 10 связана с опорными кольцами через шпонку 6. Микрометри¬ ческая гайка 1 приводится в движение с помощью, рукояток 4. Ведомая шестерня .17 через механический привод соединяется с электродвигателем, установленным на одном основании с головкой.: Раскатное устройство работает следующим образом. Перед на¬ чалом работы производится разгон опорных колец 7 и. 9 с помощью электропривода, передающего вращение втулке 10, связанной че¬ рез шпонку .6 с опорными кольцами. Когда установится взаимодействие.давильных элементов с заго¬ товкой, частота вращения Опорных колец может быть увеличена. Для обеспечения бесступенчатого регулирования частоты враще¬ ния опорных колец можно использовать двигатель, постоянно¬ го тока. Вращение приводных опорных колец в направлении вращения оправки увеличивает окружную скорость обкатывания давильных элементов относительно заготовки в результате дополнительного принудительного вращения и тем самым. повышает производитель¬ ность процесса. Превращении опорных колец в направлении, про¬ тивоположном вращению оправки, происходит* уменьшение дейст- иктельной подачи, что позволяет получить меньшую шероховатость поверхности изделия. На' рис.1.8, б показан другой !вид конструкции* устройства с приводом; ^вращения опорных колец, в .корпусеД которого, на под- ll
I I 1 Ряс. 1.9. Устройство для ротацион¬ ной вытяжки шариками с резьбовым соединением опорных колец Ряс. 1.10. Гидрокопировальное уст¬ ройство для ротационной вытяжкж шариками шипниках 3 размещается внутренняя втулка 10. Во втулке уста¬ новлены опорные кольца 6. Давильные элементы 5 удерживаются от выпадания кольцом-сепаратором 7. Торец опорного кольца S опирается на упорный подшипник 2, взаимодействующий с микро¬ метрической гайкой /. Втулка 10 связана с опорными кольцами 6 шпонкой 4. На торце втулки 10 установлена ведомая шестерня 13г связанная с ведущей шестерней 14 и электродвигателем. Установ¬ ка положения корпуса устройства и его фиксация осуществляются установочными болтами Р, 11, 12. Приведенные конструкции устройств имеют недостатки — гро¬ моздкий сепаратор и ограниченную возможность в реализации больших степеней утонения. Изготовление с их помощью деталей ступенчатой формы, особенно в случае, когда наружный диаметр ступени с большей толщиной стенки превышает внутренний диа¬ метр входного кольца сепаратора, затруднено. Кроме того, исполь¬ зование составного сепаратора вызывает необходимость примене¬ ния рабочих оправок с большей длиной, чем это требуется исходя из длины готового изделия. Устранение указанных недостатков может быть достигнуто при¬ менением устройства, показанного на рис. 1.9. Работа этого раскатного устройства осуществляется в такой по¬ следовательности. Вращением входного опорного кольца 1 по часо¬ вой стрелке устанавливается требуемое его положение относитель¬ но выходного опорного кольца 2. Давильные элементы 3, скользя по опорным поверхностям колец, расположенных в корпусе 5, 1 к 2, перемещаются от периферии к центру, отодвигая подвижный в осевом направлении сепаратор 4 и пружины 6, сжатые болтами 7. Установив заданное положение шариков относительно оси оп¬ равки, выполняют ротационную вытяжку. В конце хода устройст¬ ва вращением входного опорного кольца 1 против часовой стрелки 12
освобождают пружины 6, которые, воздействуя на подвижный сепа¬ ратор 4, перемещают давильные элементы — шарики от центра к периферии. Затем устройство отводится в исходное положе¬ ние. Упрощение конструкции и расширение технологических возмож¬ ностей устройства (см. рис. 1.9) достигаются за счет возможности изменения взаимного положения опорных колец и выбора рабочей дорожки опорного кольца так, чтобы угол ф был всегда меньше 180°. При этом обеспечивается удержание давильных элементов только одним выходным подпружиненным сепараторов, а резьбо¬ вое соединение входного опорного кольца с выходным позволяет отказаться от применения корпуса и микрометрической гайки. От¬ сутствие входного кольца составного сепаратора и микрометриче¬ ской гайки расширяет пределы формоизменения при вытяжке обо¬ лочек со ступенчато изменяющейся толщиной стенки и сокращает длину применяемых оправок. К недостаткам этого устройства мож¬ но отнести трудность точного взаимного центрирования опорных колец и регулирования диаметра расположения шариков в случае, когда для этой цели используется резьбовая поверхность. Поэтому точного взаимного радиального положения одного опорного кольца относительно другого в этой конструкции можно добиться, напри¬ мер при помощи центрирующих поясков на каждом из опорных колец, изготовленных с необходимой степенью точности. Центрирование опорных колец относительно оси заготовки, как правило, происходит в процессе ротационной вытяжки без примене. ния каких-либо дополнительных элементов в самом устройстве. В случае необходимости для этой цели может быть предусмотрено радиальное перемещение выходного опорного кольца по поверх¬ ности обоймы, удерживающей его в положении, перпендикулярном к оси оправки с заготовкой. Для получения оболочек с переменной толщиной стенки могут быть использованы раскатные головки, оснащенные гидрокопиро¬ вальным устройством (рис. 1.10). В этом устройстве к плите 1, ус¬ танавливаемой на суппорт токарно-винторезного станка, с помощью кронштейна 2 крепится гидроцилиндр 3. На гиДроцилиндре уста¬ новлена золотниковая коробка 5, шток 6 которой связан с якорем электромагнитного реле 4. На противоположном конце штока 6 закрепляется щуп 8, скользящий по копиру 7, установленному на копирной линейке 9. Шток поршня гидроцилиндра 3 соединен с рейкой 10, находящейся в зубчатом зацеплении с микрометриче¬ ской гайкой 11. Для предупреждения погрешностей копирования при реверсе поршня гидроцилиндра за счет зазоров в зубчатой пе¬ редаче предусмотрен прижим рейки 10 к микрометрической гай¬ ке 11. Гидрокопировальное устройство работает следующим об¬ разом. При обесточенном электромагнитном реле 4 шток 6 выдви¬ гается из золотниковой коробки 5 до соприкосновения щупа 8 с копиром 7. Подаваемое под давлением масло через золотник по¬ ступает в гидроцилиндр 3 и заставляет перемещаться поршень гид¬ роцилиндра, связанный с рейкой 10. Последняя поворачивает мик- 13
рометрическую гайку 11, регулируя.тем.самым, положение давиль^ ных элементов в соответствии с заданным диаметром ступени. CynJ порт с раскатной головкой , двигается вдоль .оси на заданную длкн]Я ступени, контролируемую щупом 8. , 1 После .завершения обработки по всей длине детали на электрод магнитное реле 4 подается напряжение, в результате чего щуп 8 от.1 ходит от копира, а поршень гидроцилиндра 3 .перемещает рейку И7 в обратном направлении. При этом микрометрическая гайка // поворачивается, а давильные элементы перестают контактировать с обрабатываемой деталью. Суппорт вместе с устройством возвра¬ щается в исходное положение, при достижении которого электро¬ магнитное реле 4 обесточивается, а шток 6 со щупом 8, выдвигаясь из золотниковой коробки до соприкосновения с копиром 7, вновь устанавливает давильные элементы в исходное положение. В зависимости от заданного профиля копира с помощью опи¬ санного устройства можно вести обработку не -только ступенчатых деталей, но и деталей с более сложным профилем, например, кони¬ ческих или с криволинейной образующей, Однако недостатком опи¬ санной конструкции является ограниченная, номенклатура изде¬ лий^ изготовление которых возможно лишь при небольшом перепа¬ де диаметров обрабатываемых изделий, равном примерно одной трети хода давильных элементов в радиальном направлении. Рассмотренные выше устройства, где в. качестве давильных элементов используются шарики, характеризуются некоторыми тех¬ нологическими особенностями, связанными с видом исходных заго¬ товок. В связи с небольшим рабочим перемещением давильных элементов в радиальном направлении наиболее целесообразной является тонкостенная заготовка. Тогда для получения оболочки с заданными размерами и качеством поверхности будет достато¬ чен один технологический проход. Изготовление тонкостенных обо¬ лочек из коротких, но толстостенных заготовок должно осущест¬ вляться за несколько проходов с утонением стенки заготовки на каждом проходе на некоторую долю суммарного утонения. При этом с увеличением числа проходов наблюдается увеличение зазора между внутренним диаметром заготовки и оправкой, что снижает качество изделий. Для предотвращения указанного недостатка необходимо заме¬ нять шарики большего диаметра на шарики меньшего диаметра на каждом последующем проходе. Все это увеличивает трудоем¬ кость изготовления тонкостенных оболочек из коротких толстостен¬ ных заготовок и снижает производительность. Кроме того, замена давильных элементов приводит к быстрому износу опорных доро¬ жек колец и нарушению условий контакта. Таким образом, шариковые устройства рассмотренной группы могут быть эффективно использованы при производстве оболочек из тонкостенных заготовок или на заключительных проходах про¬ цесса ротационной вытяжки для обеспечения, размерной точности ш шероховатости поверхности. 14
1.2. МНОГОРЯДНЫЕ ШАРИ.КОВЫД УСТРОЙСТВА / Va Процесс'ротационной вытяжкИч|толстрстенн.ых заготовок шари¬ ковыми раскатными устройствамйчможно; интенсифицировать, если в раскатных устройствах увеличить число! рядов давильных элемен¬ тов. В качестве тзкрго.двухрядного устройства можно, напримёр, использовать конструкцию, показанную * на рис. 1.7, разместив в корпусе устройства две пары опорных колец. На рис. 1.11 показана конструкция двухрядного устройства, со¬ стоящего из корпуса 3, в котором располагаются опорные кольца 4, 5, 8 и 9, снабженные составными сепараторами 12, 14, 15, 17, Используемыми для поддержки давильных элементов 13, 16, а так¬ же вставки 6 с отверстием для подачи смазочного материала. На¬ стройка устройства на заданный размер ступени осуществляется с помощью микрометрических гаек 2 и 10. Для выполнения ротаци¬ онной вытяжки необходимо с их помощью задать требуемое поло¬ жение давильным элементам 13, 16, разместить на оправке 1 заго¬ товку 11 и, задав вращательное движенце оправке, включить про¬ дольную подачу. Практика использования устройств, приведенных на рис. 1.11, показывает трудность регулировки положения давиль¬ ных элементов на каждой ступени. На рис. 1.12 показано двухрядное.устройство для ротационной вытяжки оболочек небольших размеров. Устройство закрепляется не на суппорте токарного станка, а в его задней бабке с помощью конуса Морзе. Настройка каждого ряда давильных элементов про¬ изводится отдельно с помощью микрометрических гаек. Более совершенная конструкция многорядного устройства пока¬ зана на рис. 1.13. Устройство может иметь несколько рядов давиль¬ ных элементов, что позволяет увеличить толщину стенки исходной заготовки, степень формоизменения и, таким образом, эффектив¬ ность процесса вытяжки. Как видно из рисунка, двухступенчатые микрометрические гайки 'связаны друг с другом резьбой. Выпол¬ ненные конструкции в .виде набора связанных между собой микро¬ метрических гаек позволяют осуществить необходимую настройку положения давильных элементов при любом заданном числе их рядов. Рис. 1.1 L Двухрядное шариковое устройство для ротационной вытяжки 15
Рис. 1.12. Двухрядное шариковое устройство для ротационной вытяжки с креп¬ лением .в задней бабке станка: / — опорное кольцо; 2 — корпус; £«— сепаратор; 4 — микрометрическая гайка; 5 — давиль¬ ный элемент; 6 — втулка; 7 — регулировочный болт; $ — болт; р — конус Морзе; 70 — державка г Рис. 1.13. Трехрядное шариковое устройство для ротационной вытяжки Устройство состоит из корпуса 1, имеющего резьбу на внутрен¬ ней цилиндрической поверхности, опорных колец 2 — 4, 9, связан¬ ных между собой при помощи болтов 10 и пружин И и взаимодей¬ ствующих через подшипники 8 с корпусом с одной стороны и мик¬ рометрическими гайками 5—7 с другой, давильных элементов" 13 я составного сепаратора 12. Работа устройства осуществляется следующим образом. Вращением микрометрических гаек 5—7 по часовой стрелке осуществляют осевое перемещение опорных колец 3, 4 я 9. Уста¬ новив требуемое радиальное положение давильных элементов, вы¬ полняют ротационную вытяжку. Вращением микрометрической гайки 7 против часовой стрелки освобождают давильные элемен¬ ты последнего ряда от взаимодействия с обрабатываемым мате¬ риалом, й устройство отводится в исходное положение. Таким образом, многорядные шариковые устройства оказыва¬ ются эффективными при производстве тонкостенных оболочек из коротких заготовок с толстой стенкой, а также при изготовлении из таких заготовок оболочек ступенчатой формы с одинаковой и различной толщиной стенки. Следует отметить возможность широ¬ кого варьирования размеров давильных элементов и выбора их оптимальных диаметров, дающих в сочетании с основными пара¬ метрами процесса высокое качество получаемых изделий. 1.3. РОЛИКОВЫЕ УСТРОЙСТВА Использование в устройствах давильных элементов роликов позволяет устранить некоторые трудности, имеющие место при ро¬ тационной вытяжке шариками.. 1«
ё tic. 1.14. Устройство для ротацион- ной вытяжки роликами За счет большой площади кон¬ такта ролика с заготовкой зна¬ чительно уменьшаются нагрузки, что дает возможность повысить степень формоизменения. Сопро¬ тивление материала деформиро¬ ванию может быть снижено, по¬ скольку конструкция роликов* предусматривает принудительное ограничение высоты наплыва пе¬ ред фронтом давильных элемен¬ тов. Как показывает практика,' устройства, оснащенные ролика¬ ми, позволяю^. реализовать в не¬ сколько раз большие утонения, за один проход,, чем при вытяжке шариковыми устройствами. На рис. 1.14 показано устройство для ротационной вытяжки роликами конструкции ВНИИторгмаша. В корпусе 9 размещены опорные кольца 7, взаимодействующие с упорными подшипниками 2 и 8 и роликами 5, снабженными осями 4. Осевое перемещение опорных колец 7 осуществляется при помощи регулировочных болтов 3 и пружин б, сжатой микромет¬ рической гайкой /. Работа устройства осуществляется следующим образом. При помощи микрометрической гайки 1 устанавливается необходимое положение опорных колец 7. Под воздействием обрабатываемого материала ролики 5 перемещаются до соприкосновения с рабочи¬ ми дорожками опорных колец 7. При этом оси 4 перемещаются по кольцевым пазам, выполненным в торцах опорных колец. После осуществления ротационной вытяжки вращением микро¬ метрической гайки 1 в противоположную сторону освобождают пружины 6, которые увеличивают осевой зазор между опорными кольцами, и устройство возвращается в исходное положение. Рабочий ролик имеет несколько участков (рис. 1.15): профиль- лЛ [V rrW lit Рис. 1.15. Ролик для ро¬ тационной вытяжки Рис. 1.16. Устройство для ротационной вытяжки роликами с узлом предохране- нения от церегруэок 2 Зак. «70 17
ный участок /, предназначенный для взаимодействия с обрабаты¬ ваемым материалом, участок II, служащий для ограничения вы¬ соты наплыва материала перед фронтом давильного элемента, и участок III контакта с рабочими дорожками опорных колец. В кон. струкции. (см. рис. 1.14) отсутствует предохранительное устройство* на случай перегрузки при работе с большими степенями деформа¬ ции. В связи с этим происходит смятие резьбы и заклинивание мик. рометрической гайки и интенсивный износ деталей устройства. На рис. 1.16 представлена конструкция раскатной головки, устраняю¬ щая указанные выше недостатки. Раскатная головка содержит корпус 7 с гидроцилиндром 2, поршень 3 которого посредством штока 4 связан с прижимом 9, взаимодействующим с опорным кольцом 8. Опорные кольца 8 с пружинами 6 взаимодействуют с давильными элементами 5. Осевое перемещение прижима 9 регу¬ лируется при помощи ограничителя /. Работа устройства, показанного на рис. 1.16, осуществляется следующим образом. Устанавливается заданное положение ограни¬ чителя 7. Посредством штока 4, приводимого в движение порш¬ нем 3, выполняется перемещение прижима 9 в осевом направлении до соприкосновения поршня с торцом ограничителя /. При этом происходит также осевое перемещение опорных колец 8, сжатие пружин 6 и радиальное перемещение давильных элементов 5. Тре¬ буемое давление в гидроцилиндре устанавливается, например, при помощи регулировочного клапана. В таком положении реализуется ротационная вытяжка. По окончании процесса вытяжки давление в цилиндре снимается, пружины 6 освобождаются, осуществляя осе¬ вое перемещение опорных колец 8 и прижима 9. Устройство воз¬ вращается в исходное положение. В случае, если усилие вытяжки превышает предельно допусти¬ мое, то под действием осевой составляющей усилия происходит осевое перемещение прижима 9 в направлении ограничителя / и радиальное перемещение давильных элементов 5 в направлении от оси устройства к периферии до тех пор, пока осевая составляющая усилия вытяжки не становится равной усилию, создаваемому в ци¬ линдре. Предохранение деталей устройств для ротационной вытяжки от перегрузок является необходимым условием для нормальной экс¬ плуатации этих устройств и позволяет повысить их долговечность. Кроме того, конструктивное решение, показанное на рис. 1.16, поз¬ воляет повысить эффективность процесса, так как упрощается раз- ведение опорных колец после окончания процесса вытяжки и при¬ ведение их в рабочее положение Для осуществления нового цикла. В процессе практического применения роликовых и шариковых устройств установлены их технологические возможности и область применения. Роликовые раскатные устройства благодаря возмож¬ ности реализации относительно больших степеней деформаций сле¬ дует использовать на первых проходах ротационной вытяжки тол¬ стостенных заготовок. Заключительные проходы должны выпол¬ няться с помощью шариковых устройств, обеспечивающих высокую 18
точность размеров и хорошее качество поверхности. Производитель- ность процессов ротационной вытяжки может быть увеличена пу¬ тем механизации и автоматизации. Примером этого служат мно¬ гооперационные высокопроизводительные автоматы, разработанные ВНИИторгмашем. 1.4. ПРИСПОСОБЛЕНИЯ ДЛЯ ФИКСАЦИИ ЗАГОТОВОК И СЪЕМА ОБОЛОЧЕК Для нормального ведения процесса ротационной вытяжки и обеспечения точных размеров изделия необходимо, чтобы между* заготовкой и оправкой был зазор. Однако наличие зазора между заготовкой и оправкой приводит* к провороту заготовки относитель¬ но оправки в процессе вытяжки. Это вызывает необходимость ис¬ пользования в устройствах специальных приспособлений, позволя¬ ющих фиксировать положение заготовки. В качестве таких приспособлений используются прижимы раз¬ личных конструкций, устанавливаемые в корпусе задней бабки токарного станка. Надетая на оправку деталь фиксируется на ней прижимом, установленным в задней бабке станка. Усилие прижима обеспечивается вращением штурвала бабки, перемещающего пн- Ноль. Недостатком приспособления является то, что прижим уста¬ навливается вручную перед обработкой каждой детали. Более удобен гидро- или пневмоприжим, работающий от ить ка гидро- или пневмоцилиндра, расположенного на станине станка со стороны задней бабки. Использование такой конструкции уст-> раняет ручной труд, повышает производительность и позволяет, вести прижим заготовки в автоматическом цикле. В результате ротационной вытяжки тонкостенное цилиндриче¬ ское изделие плотно садится на оправку. Степень посадки изделия, на оправке зависит от механических свойств материала, степени формоизменения стенки и исходного зазора между внутренним- диаметром заготовки и диаметром оправки. В отдельных случаях! необходимо предусматривать специальные приспособления, позво¬ ляющие снимать готовое изделие с оправки. На рис. 1.17, а пока¬ зано приспособление для съема готового изделия с оправки после ротационной вытяжки. Приспособление представляет собой коль¬ цо 3, надетое на оправку 1. В процессе вытяжки кольцо контакти¬ рует с торцом заготовки. Перемещаясь вдоль оси вследствие удли¬ нения, торец заготовки перемещает кольцо 3, а расположенные за кольцом пружины 2 сжимаются. В конце хода кольцо 3 переме¬ щается устройством. После того как давильные элементы освобож¬ даются от контакта с заготовкой и устройство отводится в исход¬ ное положение, срабатывают пружины 2, и кольцо 3, воздействуя на торец готового изделия 4, снимает его с оправки. На рис. 1.17, б приведена другая конструкция приспособления для съема изделия с оправки. К корпусу устройства на специальных кронштейнах крепятся две штанги 4 со свободно вращающимися роликами 3. Штанги 2* 19
Рис. 1.17. Приспособление для съема оболочек с оправками:' а — пружинпое; б*—рычажное; а —гад* равлическое Рис. 1.18. Приспособление для- фик¬ сации' положения заготовки на оп¬ равке соединены- между собой пружиной 2. Работа съемника происходит следующим образом. В процессе ротационной вытяжки ролики 3 под воздействием пружины 2 прилегают к поверхности изделия и, свободно вращаясь, перемещаются по нему вместе с устройством. После окончания процесса ролики 3 переходят под действием пру¬ жины 2 на оправку / и при включении обратной подачи боковой поверхностью зацепляют торец обработанной детали, снимая ее с оправки. Устройства для съема, показанные на рис. 1,17, а, б, особенно удобны при производстве длинноосных тонкостенных изделий ма¬ лого диаметра. Для более крупных изделий съемник может быть расположен во внутренней полости оправки, если это позволяет ее диаметр (рис. 1.17, в). Внутри полой оправки 1 монтируется гидро- или пневмоцилиндр 2, снабженный золотниковым распределителем. Шток цилиндра 3 связан с толкателем 5, воздействующим на го¬ товую деталь 4. Как уже отмечалось, при вытяжке заготовка во избежание по¬ ворота на оправке прижимается к последней с помощью прижима, расположенного в задней бабке. При этом другой конец заготовки, надетой на оправку, остается свободным. В процессе ротационной вытяжки образующая со стороны свободного конца заготовки под действием тангенциальной составляющей усилия смещается (скру¬ чивается) на угол, величина которого характеризуется механиче¬ скими свойствами материала заготовки и степенью деформации. Смещение образующей со стороны свободного конца заготовки 20
приводит к искажению геометрической, формы- детали и снижению точностных характеристик получаемого изделия. С целью получения изделия более точных размеров и правиль¬ ной геометрической формы может быть использовано приспособле¬ ние, фиксирующее положение заготовки на оправке. На рис. 1.18 показан общий вид этого приспособления, состоя¬ щего из неподвижной втулки 1, закрепленной штифтом 2 на оправ¬ ке 6. Подвижная втулка 5, поджимаемая пружиной 3, имеет воз¬ можность перемещаться по оправке 6. С одной стороны втулки 5 сделан выступ для фиксации.заготовки, а на другом конце установ¬ лены два штифта 4, перемещающиеся в пазах неподвижной втул¬ ки 1. Приспособление работает следующим образом. На оправку 6 устанавливают заготовку 7 так, чтобы в паз на заготовке входил выступ подвижной втулки 5. Возникающий в процессе вытяжки скручивающий момент в точке контакта давильных элементов с заготовкой передается на. подвижную втулку 5. Штифты 4, закреп¬ ленные на подвижной втулке 5, предохраняют ее от проворота и, перемещаясь в пазах неподвижной втулки 7, обеспечивают ее по¬ ступательное движение. Для более жесткого контакта между за¬ готовкой и подвижной втулкой используется пружина 3. 1.5. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ШАРИКОВЫХ УСТРОЙСТВ Шариковые устройства, применяемые для производства* оболо¬ чек вращения, по условиям взаимодействия основных элементов могут быть разделены на три группы [39]: с неподвижными опорными кольцами (рис. 1.19, а); со свободно вращающимися опорными кольцами (рис. 1.19,6); с принудительно вращающимися опорными кольцами (рис. 1.19, в). Каждая группа может быть охарактеризована коэффициентом вида конструкции К: К = 1 -СОо/СО, (1.1) где од и со — угловые скорости центров давильных элементов и заготовки. При неподвижных опорных кольцах, как это следует из. рис. 1.19, а, окружная скорость центров давильных эле¬ ментов v0= vsina/(sina+ cosy) = o)Rsina/(sina + cosy). (1.2) Здесь v — окружная скорость изделия в точке, соответствующей Центру ее контакта с давильным элементом; a — угол наклона опорной поверхности колец: у— угол контакта материала с да¬ вильным элементом; R — радиус заготовки в точке ее касания с давильным элементом; R = Дпр/2 + A + <Ul-cosy)/2 = (dj2) {Щйш [DonpfH +2(1-ф)]+ + l-v 1 - Hidm (1 (1.3) 21
Рве. 1.19.- Кинематические схемы устройств с неподвижными (о), свободно (б) к принудительно вращающимися (в) опорными кольцами где Ашр — диаметр оправки; dm — диаметр давильного элемента; Н и h — толщина стенки заготовки и готового изделия; ф=(Я— r—h)fH — степень обжатия; «»st= Vl-Wtdp.O-t)] . (1.4) Угловая скорость центров давильных элементов для этого слу¬ чая с учетом зависимости (1.2) <°о = = w sin cd?/[(sin а + cos у) R0], (1.5) где ^, = (4,./2)((^01(0,,,,/^) + 2(1-41)1 + 1}. (1.6) Коэффициент вида конструкции при неподвижных опорных кольцах: (К == 1—Шф/m = (1 — R/Ro) [sin a/(sin a + cosy)], 22 (1.7)
(1.8) в i _ V l-ff/[du,(l-»)l У (H/dju) C(Oonp/Н) 4-2(1 — Ч>) + 1] Таким образом, вследствие вращения давильных элементов от¬ носительно оправки с угловой скоростью ©0> 0 действительная по¬ дача, приходящаяся на один давильный элемент, оказывается •больше, чем в случае, когда центры давильных элементов непод¬ вижны (о)0=0). Действительная подача на один давильный элемент к = ff(mk), (1.9) » S -где f — подача на один оборот оправки; т — число давильных эле¬ ментов. Следовательно, вращение центров давильных элементов С при •жестко закрепленных кольцах вызывает эффект, соответствующий эффекту увеличения подачи. Рассмотрим устройство (рис. 1.19, в), в котором опорные коль¬ ца не закреплены и могут вращаться, свободно опираясь на упор¬ ные подшипники. Качение давильных элементов в этом случае бу¬ дет возможным только при условии, если силы трения на контакт¬ ной поверхности давильного элемента меньше сил трения качения упорных подшипников, и, таким образом, взаимодействие элемен¬ тов головки будет осуществляться по первой схеме. При наруше- ' нии этого условия давильные элементы не вращаются вокруг своей оси, а угловая скорость ш0=ш. Тогда коэффициент вида конструк¬ ция /С=1—oW® = 0, (1-Ю) действительная подача на один давильный элемент становится бесконечной большой, и процесс ротационной вытяжки не реали¬ зуется. В случае, когда опорные кольца получают принудительное вра¬ щение с угловой скоростью Шок (см. рис. 1.19, в), угловая скорость центров давильных элементов может быть определена из соотно¬ шения окружных скоростей v0 = V — (cos y/(sin а — cos у)1 (п — »ок), 11) где Пон = ©окЯон — окружная скорость точек касания опорных ко¬ лец с давильными элементами, а отношение углЬвых скоростей на¬ ходим из выражения щ R Ь С08У (1 ^ (1*12) ш Яо L sina + cosy V e> R /Г где радиус давильных элементов в точке их кёсания с опорными кольцами j Ъ» - (dj2)mdJlD^H + 2(1 -*)1 + 1 + stai}. (1.13) .23 •f А
Таким образом, в случае принудительного вращения опорных колец с угловой скоростью <о0и коэффициент вида конструкции /С= — [ 1 ^—(1 — i^-^1 (1.14) (о /?0 | sin a-j-cosy \ (о R | Значения cosy и R/Ro определяются с помощью выражений (1.4) и (1.8), а Rok = j since~f Hf\dш (1 — ф)] R “ H/dm [Donp/H +2 (1 - Ф )1 +1 - У l - H/[dш (1 — ¢)1 Когда <°ок = —#sin<x/ (R0K cos у) = B, (1.15) (U6) центры давильных элементов не будут вращаться относительно оп¬ равки, т. е. ©о —0. Если <0ок>В, то <ао>0, и действительная подача на один да¬ вильный элемент f\>ffm. При <d0k<В действительная подача f\< <f/m. Следовательно, увеличение угловой скорости опорных колец в направлении, противоположном вращению оправки, приводит к уменьшению действительной подачи на один давильный элемент. Определим скорость деформирования, реализуемую устройства¬ ми различной конструкции. Для центральной точки А контакта да¬ вильного элемента с заготовкой скорость деформации + (U7) где ир — окружная скорость в этой точке, Up = ^ (<о — (Bg) = Kv = (jt/30)/C RN q£, Nor — частота вращения; вильных элементов, и„ — /*об/60. Vjj — скорость, продольной (1.18) подачи да- (U9) Подставляя значения (1.18) и (1.19) в (1.17), получим »« = WW/60)V1+(2»W)*. (1.20) Коэффициент п=0,854-0,99 учитывает уменьшение частоты вращения по срав¬ нению с номинальной, задаваемой в про¬ цессе обработки. Значения К и R опре¬ деляются из выражений (1.3), (1.7) и (1.14). На рис. 1.20 приведены графики, Рис. 1.20. Графики изменения скорости деформи¬ рования в зависимости от диаметра заготовки при жестко закрепленных (/), свободно (2) и принудительно вращающихся (3) опорных коль¬ цах 24
характеризующие изменение скорости деформирования при жест¬ ко закрепленных и принудительно вращающихся опорных коль¬ цах в зависимости от диаметра, заготовки. Глава 2 КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА УСТРОЙСТВ ДЛЯ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ 2.1. РАСЧЕТ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА ШАРИКОВЫХ УСТРОЙСТВ Диапазон реализуемых степеней деформации при ротационной вытяжке с помощью шариковых устройств определяется макси¬ мально возможным ходом давильного элемента в радиальном на¬ правлении [27]. Ширина опорной поверхности кольца (рис. 2.1) связана с ходом шарика в радиальном направлении зависимостью L = slcos а, (2.1) где s — ход шарика в радиальном направлении; а — угол наклона, опорной поверхности кольца. Полный ход шарика в радиальном направлении не должен пре¬ вышать высоту части шарика, выступающей за пределы наруж¬ ного диаметра сепаратора s < (4и/2) (1 — cos Р), (2.2> где р — угол, характеризующий положение точки касания шарика с сепаратором (см. рис. 2.1). Рве. 2.1. Схема к определению основных параметров опорных колец: а — кольца в нерабочем положении; б — кольца сомкнуты
Учитывая, что угол 72°, находим s — 0,346ш, (2.3) и, следовательно, L = 0,MdJcos а. (2.4) Диаметр шарика определяется из вы¬ ражения ^ = 2(^^)/(1-cosy). (2.5) где у=20ч-25° — оптимальный угол за¬ хвата. Для того чтобы могла быть исполь¬ зована зависимость (2.1), необходимо выполнение условия LC>L, где Lc= =dm ctg а/2 — ширина опорной поверх* нести кольца при сомкнутых кольцах (см. рис. 2.1,6). Ходу шарика должна соответствовать определенная ширина дорожки. Для оценки этого соответствия можно использо¬ вать отношение, зависящее от угла наклона опорной поверхности, •г]д= 1,45 cos2 a/sin a. (2.6) График зависимости т)д от угла наклона опорной поверхности коль¬ ца показан на рис. 2.2. При a<45° ширина дорожки всегда больше, чем это требуется для полной реализации хода шарика, а при а>45° ширина дорож¬ ки оказывается недостаточной. Использование угла наклона опорной поверхности кольца чк>45° приводит к значительному сокращению реализуемых сте¬ пеней деформации, что уменьшает возможность шариковых уст¬ ройств. Радиальное перемещение шарика связано также с углом захвата материала у: « = (dj2) (1 — cos у). (2.7) При v«25e s = 0,02254ш. (2.8) Выражение (2.1) позволяет определить число проходов-при ро¬ тационной вытяжке и выбрать наиболее целесообразный диаметр шарика, обеспечивающий минимальное число проходов. Для расчета геометрических размеров колец и сепараторов мо¬ гут быть рекомендованы следующие аналитические зависимости: At = dm(tn -f 1 + 1/sina); (2.9) Ав = ^ш(«+ 1 +sina); (2.10) An = fa+i); ' (2.11) Ab = dm (m + 0,7); (2.12) B = dm casa. (2.13) :26 <49 1,5 у <0,5 ‘0 Рис. 2.2 Зависимость коэф¬ фициента т)д от угла накло¬ на опорной поверхности •кольца a
Рис. 2.3. Номограмма для определения размеров опорных молен % # ,хде Лов, Лов — наружный и внутренний диаметры опорной поверх* ности кольца; Den, Лсв — наружный и внутренний диаметры сепа¬ ратора; В — ширина кольца; Ф ПЪ Лцзд/^/щ, Л,13д — наружный диаметр изделия. Для облегчения расчетов по определению размеров колец и се¬ параторов построены номограммы. На рис. 2.3 показана номограмма для определения наружного Лои и внутреннего Л&в диаметров опорных колец. В левой части номограммы на оси абсцисс отложены диаметры оболочек, а в пра¬ вой диаметры давильных элементов. На ординате справа шкала с углами наклона опорной поверхности колец, а на ординате сле¬ ва искрмые величины Лон (вверху) и Лов (внизу). Рассмотрим пример определения Лон и Лю. Оболочка диамет¬ ром Лнэд= 125 мм должна изготовляться устройством, оснащенным давильными элементами диаметром ^=35 мм. Используя номо¬ грамму (рис. 2.3), на шкале dm из точки, соответствующей =35 мм, проводим вертикаль до пересечения ее с одним из лучей, характеризующих угол -наклона опорной поверхности кольца, на¬ пример, а=45°. Затем из найденной точки проводим влево линию до встречи с вертикальной прямой, восстановленной на шкале в точце со 'Значением А*эд=125 мм. Найденная точка пересечения •27
Вйзд№ Доу/W 240 220 .200. 220 240 dmtMM 40 20 О 20. 40 с1ш,ММ Рис. 2.4. Номограмма для определе¬ ния размере» сепаратора Рис. 2.5. Номограмма для определе¬ ния ширимы опорного кольца лежит на наклонной линии, отвечающей значению А>в=218 мм- Аналогично на ни&ней части номограммы отыскивается внутрен¬ ний диаметр кольца, который для рассматриваемого случая равен А*1* 196 мм. Размеры сепаратора под выбранные кольца находят по номо¬ грамме, приведенной на рис. 2.4. На шкале диаметров определяем заданное значение ДюК=125 мм, а на шкале диаметров шариков — rfai=35 мм. В правой части номограммы из точки аш—35 мм про¬ водим вертикаль до пересечения с горизонталью проведенной из точки Д«л*5125 мм. Точка их пересечения лежит на наклонной ли¬ нии и соответствует значению наружного диаметра сепаратора Осп—168 мм. Аналогично в левой части номограммы находится внутренний диаметр сепаратора. В данном случае Ав—160 мм. Ширина опорных колец определяется с помощью номограммы. Показанной на рис. 2.5. На шкале абсцисс этой номограммы из точки,- соответствующей сГц,=35 мм, проводим вертикаль до пере¬ сечения с лучом, идущим из точки а»45° и находящейся на шка- 28
ле ординаты. Точку встречи луча с вертикалью сносим на шкалу В и находим ширину опорного кольца В=24 мм. Расчет размеров опорных колец и сепараторов для мно¬ горядных шариковых устройств можно проводить по методике, изложенной выше. Одним из важных параметров конструк¬ ции многорядных устройств является расстояние между ра¬ бочими ступенями LMi величина которого определяется размещением комплектов колец и габаритом корпуса (рис. 2.6). Расстояние может быть представлено в виде суммы размеров LM = Сх + ВА + Л + С8 + В2, (2.14) Рис: 2.6. Схема к расчету .конструктив¬ ных размеров многорядного устройства где Ci и С* — половина расстояний, на которые разведены опор¬ ные кольца в рабочем положении; В\ и Вт. — ширина опорных ко¬ лец первой и второй ступеней; Д— расстояние между выходными кольцами предыдущего ряда давильных элементов и входными опорными кольцами последующего ряда давильных элементов. Из геометрических соотношений (см. рис: 2.6) получаем А-*—(Я-Л); (2.15) C2 = s2—(Лд—/ц), где $i и 5г — полный ход шарика в радиальном направлении на первой и второй ступенях: Н, h\ и А*— соответственно исходная, промежуточная и конечная толщина стенок. Принимая полный ход шарика по выражению (2.2), найдем Ci *=«/2)0-cosfc) —(Я—Л); (2.16) CS = (<W2)(1 — cosfc)—(Ах—Л*)- Здесь dmt и dat —диаметры шариков на первой и второй ступенях. Используя значение и В2, найденные по формуле (2.13), и показатели степени формоизменения иа каждой из ступеней получим I» - 0,7 <4..+40 + 0.7 {>'+*■■ -^h f — ll(I —ЗД). I <i-*4)0-4>*> J I (2.18) 29
При tfuij dnit — ... я(1и^И ф)—\|32 ••• . =фп зависимость (2.18) принимает вид I» = 1МШ + 0,7 {dm — Л [ 1 — (1 -i|>)*]/(l— -¥)}. (2.19) Число давильных элементов, участ¬ вующих в процессе ротационной вытяж¬ ки, оказывает существенное влияние на *его характер. Правильный выбор числа шариков позволяет использовать полный их ход в радиальном направлении беэ заклинивания при сближении. Для определения числа шариков можно использовать зависи¬ мость я*««х=я/Т, (2-20) где у = arcsin [0,025г + rJJ; гш — радиус шарика; Raar — радиус заготовки. Полное число шариков в обойме тш.п находится из соотношения, (рис. 2.7) /я,,,.,, = 2я/0, (2.21У где 6 — угол, характеризующий положение шарика относительно- оси изделия. Принимая 0\А = 0\В (см. рис! 2.7), получим 0 = 2 arcsin (т -I-1)"1. (2.22) Во избежание заклинивания достаточно 'уменьшить на один1 число шариков, найденное по уравнению (2.21). Полное число ша¬ риков может быть определено также и по выражению .. Я*Ш.П = Я (^И8Д + )/1*. (2.23) где / — длина окружности центров шариков, приходящаяся на один шарик, мм. * С погрешностью, не превышающей 0,4 % прц оптимальных ус¬ ловиях обработки, можно принять /да^ш/тогда ^0..4 = ^(^ + 1) (2.24) или wai.n s я(ш + 1) — 1. } /(2.25) Число шариков, находящихся в устройстве, оказывает влияние на шероховатость поверхности и 'точность геометрических разме¬ ров получаемых изделий. ‘ " 30 Рис. 2.7. Схема к расчету числа давильных элемен¬ тов
22. РАСЧЕТ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА РОЛИКОВЫХ УСТРОЙСТВ Методика расчета роликов, опорных колец и сепараторов для роликовых раскатных устройств заключается в следующем [30]. Вначале определяют основные геометрические размеры роли¬ ков. При этом принимают допущения: равнодействующая радиальной и осевой составляющих усилия ротационной вытяжки должна проходить через главную проекцию опорной поверхности ролика под углом 30° к оси оправки; точка приложения равнодействующей переносится в точку кон. такта вершины ролика с обрабатываемым материалом (рис. 2.8). Длина опорной поверхности L определяется выражением L = смр (2.26)? где /д — длина дуги контакта ролика с обрабатываемым материа¬ лом, 1л = Му 1 + 2(гр-Д/1)*/ДЛ; (2.27) Ah = H — h; (2.28) гр — радиус при вершине ролика; {р]см— допустимое напряжение- смятия материала ролика. Значение удельного усилия q в зоне контакта ролика с обра¬ батываемым материалом определяется по графику (рис. 2.9) [29] Диаметр ролика (см. рис. 2.8) 4 = 4 + 2гр, (2.29) где d\ — диаметр ролика по центру его рабочей части, из геомет¬ рических соотношений 4=1,41. (2.30) Рис. 2.8. Схема к расчету рабочих элемен- Рис. 2.9. Зависимость удельного тов роликовых устройств усилия д от степени утонения для различных материалов 31
Радиус рабочей части ролика принимается гр = 2,5#. (2.31)* Подставляя (2.30) и 2.31) в (2.29), получаем dp = 1.4L + 5Я. (2.32) Ширина ролика находится по выражению л=1,7<1р. (2.33) Наибольший диаметр опорного пояска ролика 4^ = 1,41 + 2^. <2,34) Наименьший диаметр опорного пояска ролика 4». = 4,н*-1.41 = 24,р. (2.35) Значение d0р выбирают обычно равным 5 мм. Опорные кольца и сепаратор устройства обеспечивают необхо¬ димую фиксацию ролика как в нерабочем положении, так и в про¬ цессе вытяжки. Принято, что для нормальной эксплуатации устрой. ства должно быть выполнено условие Lc > L + s/cos ос. (2.36) Ширина опорной поверхности колец' может быть определена по формуле 10 = (1,4гр + d0H — 4J/2 cos ос. (2.37) Наибольший диаметр опорного пояска кольца Аш = А, + 4ж + 25, (2.38) где диаметр окружности центров роликов A,=A«*+4, (2.39) Приняв d0K + 2s = dp (2.40) и подставив (2.39 ) и (2.40) в (2.38), получим А„ = ДрЯ + 2 (dOT + г,), (2.41) или, полагая dp=di+2rp, d\« 4*,, найдем ^он = ^»д + 2(4 + гр). (2.42) Наименьший диаметр рабочей дорожки кольцу определится следующим образом: Ло. = А, + 4». (2*43) Ширина опорного кольца .B^IeSinoc. (2.44) Наружный диаметр опорного кольца D„~Dm + 2B. 32 (2.45)
X основным размерам сепаратора относится наружный диаметр сепаратора, принимаемый как А*=А>.. (2.46) и его внутренний диаметр Дов ~ ^жад “Ь 4ор« (2.47) В случае, если используются ролики с цапфами, наименьший диаметр кольцевого паза для размещения цапф роликов рекомен¬ дуется определять по выражению Dm = A.* + dp—4>р - А, (2.48) где А — радиальный зазор между осью ролика с сепаратором. Практически значение Дв0,54.1 мм. Ширина сепаратора Со = №ш—О ctga + гр. (2.49) На рис. 2.10 и 2.11 приведены номограммы для определения размеров роликов и опорных колец роликовых устройств. Ряс. 2.10. Номограмма для определения размеров ролика 3 Зев. 070 33
Рис. 2.11. Номограмма для определения размеров опорных колец в роликовых устройствах Выбор основных рабочих размеров роликов и опорных колец по номограммам выполняется следующим образом. Задаваясь ис¬ ходной толщиной стенки заготовки, например 2 мм, и шириной ра¬ бочей части ролика t=26 мм, на номограмме (см. рис. 2.10) в верх¬ нем левом квадранте проводим вертикаль от значения Н—2 мм до ее встречи с лучом dp. Из точки встречи вертикальной линии и лу¬ ча проводим горизонтальную прямую до ординаты, получая точку со значением мм. В правом нижнем квадранте1 из точки со значением /=26 мм проводим горизонталь до встречи с лучом dp, а из точки их пересечения — вертикальную прямую в правый верх¬ ний квадрант до встречи с ранее.найденным лучом dp= 10 мм. Сно¬ ся точку встречи на ординату влево, находим значение диаметра ролика dp=45 мм. В этом же квадранте проводим вертикальную прямую выше, до пересечения со следующим лучом и сносим точку встречи в ле¬ вый квадрант на луч а. Из точки пересечения проводим вертикаль на шкалу а и находим значение ширины ролика 84 мм. По найденному значению dp и диаметру изделия Д,зд по номо¬ грамме находят основные рабочие размеры опорного кольца О0ц и и Пев (см. рис. 2.11). Откладывая, как это показано, на номограмме значения dm— =20 мм и dp=40 мм, из соответствующих точек проводим верти¬ кали до встречи с лучами Don и DOB, а из точек встречи — горизон¬ тальные линии на шкалу ординаты со значениями 20 и 80. Из этих точек в правом квадранте проводим лучи до встречи с вертикалью, восстановленной на шкале Dma в точке Дед=60 мм. Затем вновь снося найденные точки пересечения на шкалу ординаты Dou и D0в. находим Z>og= 140 мм и Дсв^ЭО мм. 34
2.3/КОНСТРУК-ЦИИ РАБОЧИХ ЭЛЕМЕНТОВ УСТРОЙСТВ Опорные кольца, используемые в раскатных устройствах, мо¬ гут быть различной конструкции (рис. 2.12). Применение двусто¬ ронних скосов на опорных кольцах повышает ресурс работы колец, увеличивает их жесткость и уменьшает расход материала в пере¬ счете на одну дорожку кольца (рис. 2.12, а) . Использование таких колец целесообразно для шариков диаметром 10—30 мм. Для- ша¬ риков dm>30 мм с целью сокращения рабочей длины корпуса уст¬ ройства необходимо применять кольца с одной опорной поверх¬ ностью (рис. 2.12, б). С увеличением диаметра шарика повышают¬ ся усилия, действующие на опорные кольца. В этом случае для уменьшения удельных усилий н увеличения площади контакта ша¬ рика с опорной поверхностью кольца иногда применяют кольца с криволинейными опорными поверхностями (рис. 2.12,а). На рис. 2.12, г, д показаны входное ‘(г) и выходное \д) опорные кольца для шариков малого диаметра .(^ш<10 мм), имеющие спе¬ циальные полости для размещения в них регулировочных болтов й пружин. При проектировании опорных колец необходимо предус¬ матривать их взаимную фиксацию по диаметру Du что позволяет ликвидировать взаимный перекос колец и выпадание шариков. Рабочая.дорожка опорных колец должна быть термически об¬ работана до HRC 61—63 и отшлифована. Конструкция сепаратора зависит от геометрических размеров давильных элементов, их числа в устройстве и размеров обрабаты¬ ваемого полуфабриката. На рис. 2,13, а, б приведена конструк¬ ция составного сепаратора для ротационной вытяжки шариками, диаметр которых менее 10 мм. Для увеличения жесткости выход¬ ного сепаратора (рис. 2.13, б) его внутренний диаметр рекоменг» дуется занижать по сравнению с внутренним диаметром входного сепаратора. Входной сепаратор закрепляется неподвижно относи¬ тельно входного кольца. Выходной сепаратор размещается внутри выходного опорного кольца. С целью устранения задевания полуфабрикатов большого диа¬ метра за входной сепаратор и увеличения допустимых утонений за один проход на нем выполнена заходная часть. На рис. 2.13, в показан обычный сепаратор для шариков диа¬ метром более 10 мм, в котором диаметр отверстия под шарик опре¬ деляется по формуле ^1=0,95 dmt а угол 2ф=36°. На рис, 2.14 приведена схема, иллюстрирующая один из воз- щ W Я г , Ф г|:-5 т т-г ; ш ГГ 1 5 3* 35
7 Рис. 2.13. Конструкции сепараторов: Рис. 2.14. Схема удержания а, б — составной; в — жесткий давильного элемента магнит* ным силовым полем можных способов удержания давильного элемента в определенном положении с помощью магнитного силового поля. Подобного рода решение позволяет исключить сепаратор из конструкции раскатно* го устройства и тем самым упростить ее. В специальных гнездах опорных колец 1 и 2 размещается немагнитный кожух- 3', в котором монтируется магнитная кольцевая пластина 4. Силовые линии от магнитной кольцевой пластины воздействуют через специально вы¬ полненный паз в кожухе 3 непосредственно на давильные элемен¬ ты 5, удерживая их в определенном положении. Описанная схема может быть использована при работе с давильными элементами малого диаметра. Расчет электромагнитной пластины 4 сводится к определению числа ампер-витков, необходимых- для обеспечения требуемого усилия притяжения давильных элементов [32]. В корпусе устройства (рис. 2.15) размещаются опорные кольца, поэтому его внутренний диаметр должен быть больше наружного диаметра колец. Разность диаметров не должна превышать вели¬ чины радиального хода, шарика. Превышение этой вели- Рис. 2.15. Схема к определению конструктивных размеров корпуса Рис. 2.16. Схемы установки оправок на стайке: в—» патроне; б —в шпинделе; / — кулачки; 3 — шпиндель;. 3 —оправка; 4 — заго¬ товка 36
чины приводит к'перекосу колец, выпаданию шариков и выводу из строя инструмента. Это особенно важно при работе с шариками малого диаметра (dm< 10 мм). При определении размера корпуса Lz надо учитывать толщину колец и упорного подшипника, а также необходимость взаимодей¬ ствия колец с микрометрической гайкой. Исходя из. этого 1г — Ва + 2В— 10, (2.50) где Вп — ширина подшипника, мм; В — ширина кольца', мм. Размер Da (см. рис. 2.15) определяет верхний диапазон разме-' ров оболочек, которые можно изготовить на данном устройстве. Оправки для ротационной вытяжки должны быть изготовлены, с минимальным биением (не более 0,005 мм) и не имет$ осевого перемещения в процессе работы. От точности установки оправки зависит и точность получаемой, детали. Оправки могут быть установлены как в кулачках патрона (рис. 2.16,а), так и в шпинделе станка (рис. 2.16, б). Установка оправки в шпинделе станка наиболее целесообразна, так как при этом исключается ее осевое перемещение и она может быть установлена с минимальным биением. ' Оправки изготовляют из инструментальной стали, термически, обрабатывают до твердости HRC>60, хромируют и полируют. Наружный диаметр оправки, как правило, должен назначаться исходя из минимального внутреннего диаметра изготовляемого из-' делия и поля допуска на точность его изготовления. При этом для особо тонкостенных изделий можно рекомендовать применение на последующих операциях вытяжки оправок с наружным диаметром,' превышающим наружный диаметр оправки на предыдущей опера* ции. Для устранения наплыва в месте перехода от дна к стенке обо-1 лочки форма заходной части оправки должна отвечать следующим требованиям: а) в месте перехода от цилиндрической части к торцу оправки' необходимо выполнять ступень меньшего диаметра, размеры кото¬ рой должны быть достаточными для размещения избыточного объе¬ ма металла V{ с учетом колебания материала заготовки по тол¬ щине (рис.-2.17); Рис. 2.17.. Схема к расчету геоМетрн- Рис. 2.18. Ступенчата* оправка ческой формы, заходиой части оправ¬ ке 37-
б) переход от занижения к рабочей части оправки должен быть выполнен по радиусу /¾ с обязательно острой кромкой; в) для компенсации упругого пружинения донной части полу¬ фабриката при ротационной вытяжке необходимо предусматривать переход от заниженной части к торцу оправки по радиусу Ra- Геометрические размеры заходной части оправки рассчитыва¬ ются следующим образом. Диаметр заходной части оправки, мм Рь = Оц + — 2ДТ, (2.51) где Од — расстояние между центрами радиуса Ru мм; Ri — ра¬ диус в месте перехода от дна к стенке детали, мм; Дт — плюсовой допуск на толщину листа, мм; rn.fl *i+ft (*i+1)(1-40 + ?i(l —Ф) + 1 (2.52) где R\—R\fH — относительный радиус закругления оправки; 6 = arccos (5+1)(lr^. (2.53) Длина заходной части оправки l9 = Rx sin 9 +. Дх. (2.54) Радиус перехода к рабочей части оправки Я* = (Ашр - Оа)/2. (2.55) Радиус перехода от торца оправки R9~ Rx — (2 -f- 3) Я. (2.56) Конструкции оправок для ротационной вытяжки могут быть различными в зависимости от решаемых технологических задач. Если необходимо произвести подрезку детали в размер по дли¬ не, то это можно сделать после ротационной вытяжки на оправке, показанной на рис. 2.18 (А. с. № 297418 (СССР)]. Оправка сту¬ пенчатая, а ее размеры D\ и Z)2 соответствуют внутреннему и на¬ ружному диаметрам оболочки. В полой части оправки 5 распола¬ гаются отрезной нож и клиновое кольцо 1. При съеме оболочки 4 с оправки после ротационной вытяжки толкатель 6 воздействует на клиновое кольцо, которое перемещает нож 3. Нож, контактируя с материалом, отрезает отход 2. Использование оправок такой конст¬ рукции позволяет исключить операцию подрезки на другом обо¬ рудовании. На рис. 2.19, а показана оправка с упругой цилиндрической втулкой (гидропластовая оправка), применение которой целесо¬ образно в случае обеспечения высокой степени концентричности базовой и обрабатываемой цилиндрических поверхностей. На оп¬ равке 1 устанавливается тонкостенная цилиндрическая втулка 2, на которую надевается заготовка 3. Оправка имеет внутреннюю 38
Рис. 2.19. Олравкн с центрирующими втулками: а —с гндропластом; 6— пружинная полость, которая заполняется гидропластом 4. При перемещении винт 5 воздействует на гидропласт, который в пределах упругих деформаций формоизменяет центрирующую втулку 2, увеличивая ее диаметр. В результате надетая на втулку заготовка надежно центрируется на оправке. Центрирование заготовки на оправке Может быть выполнено и другим способом. На рис. 2.19,6 показана конструкция оправки /, в которой формоизменение центрирующей втулки 2 производится за счет деформирования тарельчатых пружин 4. Сжатие пружин 4 осуществляется посредством зажимной гайки 5. При этом измене¬ ние диаметра тарельчатых пружин приводит к увеличению диамет¬ ра зажимной втулки, которая прочно фиксирует заготовку 3 на оп¬ равке. В принципе возможно конструктивное решение, когда для фиксации заготовки на оправке в ее конструкции предусматривает¬ ся использование как гидропласта, так и тарельчатых пружин. Изделия с высокой точностью геометрических размеров могут быть получены при установке заготовки на оправку с натягом. На¬ тяг обеспечивается применением.на последующем переходе оправ¬ ки, диаметр которой превышает диаметр оправки на предыдущем переходе. Натяг создает в стенке полуфабриката внутренние рас¬ тягивающие напряжения, которые уменьшают напряжения, возни¬ кающие в процессе вытяжки. Это в значительной мере снижает остаточные напряжения и сводит к минимуму искажение формы детали после снятия ее с оправки. В роликовых устройствах ротационная вытяжка осуществля¬ ется роликами различной конструкции. Особое значение имеет про¬ филь их рабочего пояска. Некоторые конструкции роликов позво-. ляют реализовать значительные степени обжатия, но не обеспечи¬ вают заданную шероховатость поверхности (рис. 2.20; а, б). По¬ верхность оболочек получается чище в случае применения роликов с• калибрующим пояском (рис. 2.20,в, г). Некоторые ролики ЧЩР щр чрр mppr TqjjF 4JQJT а) *) ») г) д) _ Ш) V. зд Рис. 2.20. Конструкции роликов для роликовых устройств
Рис. 2.21. Схема к расчету многоряд¬ ного ролика (рис. 2.20, в, -г) эффективны при вытяжке мягкого материала, когда перед роликом возникает наплыв материала. Применение специального вы¬ ступа (так называемой крыши) у таких роликов позволяет сни¬ зить высоту наплыва и тем са¬ мым увеличить степень обжатия за один проход (рис. 2.20, д, е). Для уменьшения радиальной составляющей усилия вытяжки применяют ролики с конической частью на выходе материала из зоны деформации (рис. 2.20, д, е). Указанные конструкции роли¬ ков имеют рабочий участок с постоянным радиусом кривизны, что» может приводить к увеличению зазора между оболочкой и оправ¬ кой и, таким образом, к увеличению диаметра изделия. Эффективны ролики, имеющие несколько рабочих участков; предназначенных для контактирования с обрабатываемым материалом, (рис. 2.21). Использование таких роликов позволяет интенсифицировать процесс утонения стенки при рота¬ ционной вытяжке за счёт реализации большей суммарной степени обжатия за один проход. 'Основными параметрами такого ролика являются dPj —диаметр ролик» на i-й ступени; ‘р| — расстояние между ступенями; rPi— радиус рабочей час¬ ти ролика на 1-й ступени. Длина опорной поверхности ролика 1, контактирующей с рабочей дорожкой опорного кольца, f Мсм — ^ ti4i • (2.57) где U — длина опорной поверхности на i-ft стулеп — давление в зоне контакта. Длина дуги контакта ступени ролика с материалом находится из выражения '■=/2'р,м‘ (2.58> где Ahi=ht~i — hi — утонение стенки полуфабриката на i-й ступени, мм; ht-t и ht — толщина стенки полуфабриката соответственно перед t-й ступенью1 и за ней, мм. Диаметр ролика на первой ступени ^=1.4/, + 2^. (2.59) Радиус участка ролика, взаимодействующего с обрабатываемым материалом, является одним из важнейших его геометрических параметров. При изготовле¬ нии рабочей части ролика, ‘взаимодействующей с обрабатываемым материалом, должно выполняться условие V =(2,5-г-10) Я, (2.60) W гр, >ГР,> • • ■ >'• Ь' Для облегчения расчетов по выбору радиуса рабочего1 участка1 ролика на каждой ступени может быть использована номограмма (рис, 2.22). Если тре- 4ft
буется получение деталей с высокой шероховатостью наружной поверхности,, радиус ролика гр .выбирается с использованием ограничительной линия ///. Дли получения деталей с высокой точностью геометрических размеров значение г9 оп¬ ределяется с помощью //. Линия ограничивает минимальную толщину стенки из¬ делия, получаемую при заданном радиусе ролика гр. Диаметр ролика каждой последующей ступ ени dP, (.2.61) где — диаметр предыдущей ступени ролика, мм.. Для того чтобы удлинение материала в ц т предыдущем ряду не влияло на характер те¬ чения материала в последующем ряду, необхо¬ димо выполнение следующих условий: *р, —(«1— /р. = (<*а— <h) «; lpt = («*— <*i-i) и, (2.62) где /Р], /р2, . . . /р| расстояние между i— 1 и *-й ступенями соответственно; I ж ш 8 л р,»" в «о/О —¢): л,= flj/t 1 —“Фа); <4 = (0|+i)/(i — ¢1): Рис. 2.22, Номограмма для определения радиусов рабочих (2 63) участков роликов — текущее значение степени обжатия на i-й ступени; и — число, зависящее ог того, .во сколько раз-расстояние между рабочими участками ролика превышает относительную осевую подачу. Расстояние между рабочими участками может быть принято пропорциональ¬ ным относительной подаче ^pi — /1** ► (2.64) где fi «/(1/1—я|><)—относительная осевая подача ролика; f — осевая подача. Если l9t>(at — й|_1 )и, то, вероятно, будет происходить проскальзывание материала относительно предыдущего рабочего участка, т. е. материал будет •как бы не доходить до последующего рабочего участка. Особенно это заметно в начальной стадии. Если /Р{> (<ij — a*_i)u, то, вероятно, будет происходить проскальзывание лика будет как бы «перекрывать» последующий рабочий участок, и в конечном счете будет также иметь место проскальзывание материала относительно после¬ дующего участка ролика. При этом материал будет' двигаться относительно ра¬ бочего участка в сторону, противоположную движению ролика. После подстановки ва—/ и значений а из уравнений (2.63) выражения (2.62) примут вид
t f г •р* — 1 -4>i 1: i -¾ j t ( 1½ (1 -ti)0 - -1ь> V f Л ti \ ipi — (1 -^-i) v i Отсюда соотношение расстояний между рабочими участками ✓ (2.65) (2.66) В случае, если длины рабочих участков имеют неодинаковую кратность по отношению к величине fi. то Ух hi (2.67) При ротационной вытяжке роликами с несколькими рабочими участками избежать осевого проскальзывания материала относительно рабочего участка ролика не удается. Величины проскальзывания будут: для первой ступени Да, =а,—ал, для вто¬ рой ступени Да29ваг — а„ для i-й ступени Да;»а< — i или (2.68 Да4 = f (1 — 4»a-i) №i-i/(l - Как видно, величина проскальзывания До* увеличивается от первой ступеп лс последней. Обозначив относительное удлинение на i-й ступеп *1 = Aaj/a|_x, (2.69) из условия неразрывности получим «1 = (fli/e^) Ц>|/(1 —9f)]. (2.70) Подача на i-ft ступени определяется как Si ~ f + (2.71) или '•-'[‘+( )( )]• (2.72) 42
„Рис. 2.23. Многорядный ролик с на¬ клонными рабочими участками: У,—микрометрическая гайка; 2 — опор¬ ное кольцо; 2 — корпус; 4 — опорный поя¬ сок; 5 — рабочие участки; б — сепаратор; 7 — оболочка 1 2 Если примять величину проскальзы¬ вания ролика относительно обрабаты¬ ваемого материала за единицу и равной на всех рабочих участках, то х(т^гг)]- <2-73> Недостатком ролика с несколькими рабочими участками является низкая' производительность из-за трудности реализации за одни проход большой степени обжатия. При этом возникают разрывы стенки изделия и потеря ее устойчиво¬ сти.. Избежать подобные явления при достаточно высоких степенях обжатия можно, если давильный элемент будет установлен под углом к обрабатываемой поверхности. Эта же цель может быть достигнута путем расположения рабочих участков ролика под углом к плоскости обрабатываемой детали 7 (рис. 2.23). Ролик имеет опорные пояски 4 для контактирования с рабочими дорожками опорных колец 2 и рабочие участки 5, пред назначенные для взаимодействия с обрабатываемым материалом. Рабочие участки ролика наклонены под углами ф|, <Рз и <рз, причем угол наклона пропорционален удлинению материала иа дайной ступени. Использование нескольких рабочих участков с углами наклона позволяет уменьшить растягивающие напряжения в сечениях за каждым рабочим участком при прямом способе ротационной вытяжки. Поэтому предельное утонение стенки; лимитируемое растягивающими напряжениями в сечениях за рабочим участком, возрастает. Это позволяет повысить ресурс пластичности обрабатываемого ма¬ териала, так как утонение стенки в этом случае осуществляется по схеме рас¬ тяжения в условиях всестороннего сжатия. При обратном способе ротационной вытяжки применение рабочих участков, -наклоненных под различными углами к плоскости, перпендикулярной к оси ро¬ лика, позволяет уменьшить сжимающие напряжения в зоне перед давильными роликами, что также способствует повышению степени обжатия стенки заготовки за одни проход. Угол наклона рабочих кольцевых элементов к плоскости, перпендикулярной к оси ролика, может быть найден по выражению (2.74) где Di — диаметр кольцевого рабочего участка на данной ступени. Глава 3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ МАТЕРИАЛА ПРИ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКЕ 3.1. ХАРАКТЕР ОБРАЗОВАНИЯ НАПЛЫВА Особенностью процесса ротационной вытяжки является образо¬ вание наплыва материала перед фронтом давильных элементов 43*
Рис. 3.3. Экспериментальный образец в- сборе: Рис. 3.1. Схема образования на¬ плыва материала перед фронтом давильных элементов 1 ~ резьбоные кольца: 2 — образец; 3 — уча¬ сток с делительной сеткой; 4 — опорное коль¬ цо при относительно небольших изменениях толщины стенки и увели» чении в месте образования наплыва диаметра заготовки. Анало¬ гичное явление наблюдается при волочении материала через кли¬ новые матрицы. В этом случае появление наплыва связывают с ха. рактером поля линий скольжения при малых степенях обжатия,.» величина его зависит от угла клиновой.матрицы. По-видимому* это условие сохраняется и при ротационной вытяжке в начальной об¬ ласти контакта давильного элемента с заготовкой. Если просле¬ дить за изменением поля линий скольжения в меридиональной плоскости при повороте ее относительно оси оправки от начального положения на некоторый угол 0] (рис. 3.1), то положение этой пло¬ скости будет отвечать значениям обжатия, при которых возможно образование и увеличение наплыва. Установившийся процесс те¬ чения будет характеризоваться наплывом, высота которого может быть примерно оценена степенью обжатия, отвечающей повороту меридиональной плоскости на угол 0,5 0|. Действительный характер течения материала при ротационной вытяжке был установлен-с помощью делительной сетки, нанесен- ной на специально подготовленные образцы. Подготовка образцов производилась следующим образом. Ци¬ линдрическую заготовку из алюминиевого сплава АМг5 разрезали по образующей и две половинки шлифовали и полировали по по¬ верхности среза. Затем обе половинки соедйняли и растачивали по внутреннему диаметру до размера, превышающего размер оправки на 0,02—0,03 мм, а на наружной поверхности заготовки выполняли- проточку для захода давильных элементов. На одной из половинок образца с помощью микроскопа УИМ-21 и. прибора ПМТ-3 наноси- 44
Движение 13ШШ, V. ^нпшшашииипиииии Движение инструмента Рис. 3.4. Искаженная делительная сетка, получениая после ротационной вытяж¬ ки (а) и обычной вытяжки (б) Рис. 3.5. Графики изменения суммарной деформации сдвига Г вдоль траектория у наружной ( ) и внутренней ( ) поверхностей в зависимости от сте¬ пени утонения: / — ротационная вытяжка; 3 — обычная вытяжка. ли координатную сетку с базой 0,5 мм( рис. 3.2). Подготовлен¬ ный таким образом образец в сборе показан на рис. 3.3. Для пре¬ дотвращения раскрытия и взаимного смещения половинки скреп¬ ляют между собой резьбовыми кольцами. В случае больших сте¬ пеней деформаций дополнительно предусматривалась сварка. С целью защиты координатной сетки между половинками помеща¬ лась прокладка из фольги. На рис. 3.4, а показана делительная сетка, полученная после ротационной вытяжки прямым способом со степенью обжатия 20 %. Для сравнения на рис. 3.4,6 приведена искаженная делитель¬ ная сетка, полученная после вытяжки заготовки с такой же ис¬ ходной и конечной толщиной стенки. Сравнение характера иска¬ жения ячеек делительных сеток показывает, что при вытяжке как внутренние, так и наружные слои материала удлиняются в направ¬ лении движения рабочего инструмента. При ротационной вытяжке течение материала иное. В наружных слоях заготовки, прошедшей ротационную вытяжку (рис. 3.4, а), можно условно выделить уча¬ стки делительной сетки с различным характером искажения ячеек. В результате обжатия участок сетки h имеет ячейки, значительно деформированные в радиальном и осевом направлениях. Из схемы видно, что здесь материал наружных слоев заготовки вытекает из-под давильного элемента в направлении, обратном его переме¬ щению, что обеспечивает приращение длины. Участок /и является участком контакта давильного элемента с материалом. На этом участке ячейки поворачиваются в направлении движения инстру- 45
Рис. 3.6. Виды наплыва: материала; а — стационарный» без уве¬ личения внутреннего диа¬ метра оболочки; б —неста¬ ционарный» с увеличением внутреннего диаметра обо¬ лочки мента в связи с интенсивным течением материала в свободную зо¬ ну перед фронтом давильных элементов. В результате происходит внеконтактная деформация и образование наплыва. На участке 1щ ячейки мало деформированы и имеет место незначительная вне¬ контактная деформация. Что же касается внутренних слоев мате¬ риала, прилегающего к оправке, то они деформируются только в осевом направлении. Сопоставление искаженных делительных сеток после обычной и ротационной вытяжки по слоям, прилегающим соответственно к пуансону и оправке, показывает,"что при обычной вытяжке ячей¬ ки делительной сетки получают большее удлинение в направлении движения пуансона, а также имеет место значительная деформа¬ ция сдвига. На рис. 3.5 показаны графики изменения суммарной Деформации сдвига Г вдоль двух траекторий. Значения Г получе¬ ны обработкой результатов измерения искаженных делительных сеток после обычной и ротационной вытяжки по методике, приведен¬ ной в работе [28]. Из графиков видно, что при ротационной вытяж¬ ке устройством, где в качестве давильных элементов используются шарики, значение интенсивности деформации у внешних волокон значительно превышает значение интенсивности деформации тех же волокон при вытяжке. Это превышение тем больше, чем значи¬ тельнее степень обжатия. Рис. 3.7. Образование наплыва на оболочках из алюминиевого сплава АМцМ (dm= 28 мм; /=0,1 мм/об): а — Ц>-0.10; б— ф~0,20; е— ф-0,36; г — ¢=0.60 46
, Экспериментально установлены два вида наплыва. Один из них (рис. .3.6, о) можно рассматривать как стационарное утолщение впереди фронта давильных элементов, которое на всем протяже¬ нии процесса не меняет своей формы. Для другого вида наплыва характерно увеличение внутреннего диаметра заготовки впереди давильных элементов. Опыт показывает, что такой наплыв может возникать при ротационной вытяжке шарами большого диаметра и со значительными степенями обжатия. В процессе вытяжки этот наплыв получает' максимальное значение и срезается в виде стружки (кольца) по периметру оболочки. Затем вновь происхо¬ дит образование наплыва и т. д. На рис. 3.7 показано образование кольцевой стружки, зафиксированное при ротационной вытяжке алюминиевого сплава АМцМ. Такой характер изменения формы пластической области нежелателен, так как он приводит к ухудше¬ нию качества поверхности изделий. 3.2. ОСОБЕННОСТИ ДЕФОРМАЦИИ МАТЕРИАЛА В ПЛАСТИЧЕСКОЙ ОБЛАСТИ Отождествляя допустимый угол контакта давильного элемента с заготовкой с «углом захвата» материала при прокатке, можно записать cosy = 1 — 2 (Я/4щ) ф, (3.1> где у — некоторый предельный угол, превышение которого приво¬ дит к интенсивному росту наплыва. В процессе ротационной вытяжки угол не остается постоянным и изменяется в зависимости от характера наплыва и увеличения диаметра заготовки. С помощью идеализированной схемы (рис. 3.8) определим ве¬ личину фактического угла контакта Уф = V + АVi + АУа» 4« 0,15 0,70 0,75 Н/<1Ш Рис. 3.8. Схема к определению характеристик наплыва Рис. 3.9. Зависимость Avi и Ду2 от отношения Hfdm (Материал АМцМ; Я*3 мм; Я/©,.р-0,03; /1=0,0165; ф-0,20): - — - — прямой способ; обратный способ яы тяжки 47
Рис. ЗЛО. Зависимость у* от относительной, подачи fi (а) и степени обжатия ф (б) при различных отношениях H/dm (материал АМцМ; if—0,20; /,=0,0165): - — прямой способ вытяжки; обратный способ вытяжки где Ayi — приращение угла контакта, связанное с увеличением диаметра- заготовки перед фронтом давильных элементов; Луг — приращение угла контакта, связанное с образованием наплыва. Фактический угол контакта в соответствии с принятой схемой COS Уф = (1 -H/dJ( 2ф + AD/H + 2Д Нн/Н), (3.2) где ADfH — относительная разность между внутренним диаметром заготовки перед фронтом давильных элементов и диаметром оп¬ равки; АНЯ(Н — относительное утолщение стенки заготовки в мес¬ те наплыва (по максимальному наружному диаметру йтахялт). Зависимости диаметра заготовки, характеризуемого Дуь и на¬ плыва, соответствующего Луг, от отношения Hjdm показаны на рис. 3.9. На рис. 3.10 приведены зависимости, характеризующие из¬ менение уф от степени обжатия и относительной скорости продоль¬ ного перемещения давильных элементов. С ростом значений H/dm (см. рис. 3.9) увеличение диаметра за¬ готовки становится меньше, а наплыв интенсивно растет. Это имеет место как при прямом, так и при обратном выдавливании. Из -рис. 3.10, а видно., что с увеличением относительной подачи и диа¬ метра шарика уф уменьшается. Вместе с тем (рис. 3.10,6) при •больших значениях ф и малых диаметрах давильного элемента уф увеличивается. Объем материала, находящегося в очаге деформации, можно условно разделить на три части (см. рис. 3.8). Часть материала, •смещаемого на один оборот шпинделя станка, расходуется на уве¬ личение диаметра заготовки перед давильными элементами, т. е. в процессе вытяжки имеет место радиальное течение металла в на¬ правлении от центра вращения к периферии. Другая часть смещенного объема металла расходуется на об¬ разование наплыва перед давильными элементами. И наконец, не- 48
большая часть смещенного объема остается на поверхности изде¬ лия, образуя шероховатость, а остальное идет на удлинение полу¬ фабриката. Таким образом, смещенный объем ^ см = ^о + У/ + ^гр 4* ^к» j. (3*3) где Vo — часть смещенного объема, расходуемого на увеличение диаметра заготовки,., мм3; Vi — часть смещенного объема; расхо¬ дуемого на удлинение, мм3; Ун— часть, смещенного объема, расхо¬ дуемого, на образование наплыва, мм'9; Угр— часть смещенного объема,, оставшегося на поверхности изделия и расходуемого нд образование нового, микропрофиля, мм3: > Компоненты смещенного объема определяются как Ув = лЯ/ДО; (^4> Vn = n(Dnt-2Hl,)f3,/ad„. (3.5) Пренебрегая величиной Угр для У/, получим У, = яЯД [Цццф—Яф*—AD] - Ун, (3.6) где AD —увеличение диаметра заготовки. При увеличении отношения H/dm значение Уи становится мак¬ симальным. Малое отношение Hfdm приводит к увеличению объе¬ ма Ус. Соотношение Vi и УСм позволяет определить коэффициент полезного действия процесса ротационной вытяжки: ^ Лр.в = Vi/VCK- (3-7) После подстановки значений Vi и Усм получим tip.B = 1 - (AD + ДЯн>/(1 - ф)”1 (Д*г - Яф). (3.8) Для оценки части смещенного объема, идущего на образование наплыва, можно использовать безразмерные характеристики АЯн/Я и. Ун. Безразмерная характеристика наплыва Ун представляет собой отношение объема У„ к объему заготовки, ограниченному двумя, поперечными сечениями на расстоянии /ц-Нт‘ Ун—ш = я (Допр + Я) (/н + /иг) Я, :;да. Ун Ун /О Q\ 4,ц—т я Ропр + Н) (*н + hu)н 1 1щ — протяженность переменной контактной и внеков- частей пластической области. Рис. 4 еделение безразмерных характеристик УЯв/Я и У» прово-, ® 3l>970 49'
Рис. З.И. Графики изменения отно¬ шения ДЯн/Я в зависимости от отно¬ сительной подачи Ту (в), относитель¬ ного диаметра шарика Hfdm. (б) » степени обжатия ф (и): — - — прямой способ вытяжки;:* обратный способ выфяжкп вдоль образующей. В местах остановки замеряли значение ДЯН и строили графики его изменения в зависимости от пройденного пути. Если ДЯП на всем пути оставалось постоянным, то оно принима¬ лось за характеристику, отвечающую установившейся стадии. Для определения FH замеряли поперечные сечения в зоне де¬ формации с использованием микроскопа УИМ-21. На рис. 3.11 показано изменение отношения AHJH при прямом и обратном вы¬ давливании в зависимости от Ji, H/dm и ф. Анализ графиков показывает, что отношение АЯн/Я существен¬ но зависит от отношения HJdm и степени обжатия ф. Значение фг при котором возрастает значение АЯ/Я и не может быть реализо¬ вана установившаяся стадия, убывает с увеличением осевой пг дачи. -но Для каждой степени обжатия существует критическое отдала* ние толщины стенки к диаметру шарика обрабатываемой за1 Уве- ки, уменьшение которого приводит к резкому росту наплыгТ- е- в На рис. 3.12 показано изменение VH при прямом и обрати1 в на- собах вытяжки в зависимости от относительной подачи J\. К, но из графиков, интенсивность образования наплыва более на °б- при обратном способе. Независимо от способа ротационйД» не¬ бо
0 ! i Рис. 3.12. Зависимость V* при прямом (а) и обратном (б) способах вытяжки от относительной подачи fi и степени обжатия ф (материал АМцМ; диаметр дат вильного элемента: J — ]] мм; 2—19 мм; 3 — 28 мм) тяжки Vu возрастает с увеличением степени обжатия ф и относи¬ тельной подачи /]. При меньших диаметрах шариков значение V* больше. На рис. 3.13, а, б показано изменение VK при прямом и об¬ ратном способах вытяжки в зависимости от HJdm и ф. Анализ гра¬ фиков показывает, что наиболее значительное влияние на рост на¬ плыва оказывает степень обжатия, особенно при обратном выдав¬ ливании. При любых значениях подачи имеется оптимальный диапазон значений Hfdm—0,1-0,2, который зависит только от степени об¬ жатия. Установлено, что при заданных значениях Hfdm и степени обжатия ф имеется критическое значение /], превышение которого приводит к непрерывному увеличению наплыва и его дальнейшему срезу в виде кольцевой стружки. На рис. 3.14 показана характер¬ ам 0,15 0,20н/йш о) 0,10 0,20 0,30 0,40 Ц! 0) р„г 4 ' ™^Ие Ун при пРямом (—) ■ обратном ( ) способах вьг- Рис. 4* зависимости от отношения Hfdm (в) и степени-обжатая ф (б) S 3* 4* 511
о,on 0,018 0,012 О, О JO 1 Л = 0,200-* ш~т нп iWl I Л = 0,107— ДуД ^ \\ -4 = 0,107—’ «ш М\ О,OS 0,10 0,20 V Рис. 3.14. Зависимость МФ) при прямом ( ) и обратном ( —) способах вытяжки Рис. 3.15. Характер изменения от¬ дельных участков^зоны деформации в зависимости от ft (a); H/dm (б), ф (в) и v (г) (материал АМцМ) ная диаграмма зависимости /|(ф), которая с достаточной для практики точностью м.ожет быть аппроксимирована выражением 0,04 (1-ф)*, (3.10) где Ji—f/(mH)—относительная подача; f — осевая подача; т — число давильных элементов. Значения параметров, лежащие в области ниже кривых (см. рис. 3.14), позволяют реализовать установившуюся стадию вытяж¬ ки и получать качественные изделия. Изменения размеров отдель¬ ных участков зоны деформации (см. рис. 3.8) /i, In и /щ показаны на рис. 3.15, а — г. Как видно из рис. 3.15, а, при значениях J\ — =0,010-=-0,015 имеется минимум внеконтактной деформации. Суще¬ ственное влияние на образование наплыва оказывает скорость об¬ работки. Из графиков, приведенных на рис. 3.15, г, видно, что ско¬ рость обработки, при которой размер 1ц становится равным раз¬ меру /пь является предельной для данных условий. При ротацион¬ ной вытяжке алюминиевых сплавов установлено оптимальное зна. чение скорости вращения оправки, равное 240 м/мин. .но Одним из наиболее существенных факторов, влияющих на кала, нение диаметра заготовки перед фронтом давильных элема уве- является степень обжатия ф. Проведенные исследования пок/г. е. в что с увеличением подачи до определенного значения, хараю в на-, го для данного материала и способа вытяжки, наблюдается торое критическое значение ф, при котором установившаясна об- дия не реализуется, в безразмерная характеристика &D/H щ, не- 52
ла/н о 0,1 0,2 0,3 ц» 0,1 0,2 0,3 у а) 6) Рис. 3.16. Зависимость отношения ADJH от степени утонения при раз¬ личных значениях ft в случае прямого (а) и обратного (б) способов вы- тяжки рывно возрастает (рис. 3.16,а, б). Уменьшение числа давильных элементов в обойме также приводит к увеличению AD. Действие сдвигающих напряжений на заключительной стадии ротационной вытяжки сказывается не только на изменении диа- метра заготовки перед шариками, но и на изменении диаметра в ее торцевой необработанной части. Заготовка на этом участке из цилиндрической превращается в коническую с образованием «ра¬ струба». На рис. 3.17 показано изменение угла раструба ар в зависимо¬ сти от размеров необработанной части заготовки IJH, полученное при различных степенях обжатия ф. С уменьшением размера не? обработанной части заготовки /н происходит резкое увеличение угла ар. Однако при определенных отношениях ЯМп >0,154-0,20 . Зависимость угла раструба Рис 4 азмеРов необработанной части н * -и Infff и степени обжатия ф 5 3г Рис. 3.18. Зависимость угла ра¬ струба ор от степени утонения и относительной подач h^i 53
раструб практически отсутствует. При H(dm<0,1 независимо от размеров необработанной части всегда имеет место увеличение диаметра заготовки. На рис. 3.18 показано влияние степени обжа¬ тия и осевой подачи на ар. Увеличение диаметра заготовки в ее торцевой части можно оп¬ ределить как ADT = 2/н sin ctp. (3.11) Изменение диаметра заготовки на торце может быть настолько значительным, что торец заготовки начинает задевать сепаратор. Поэтому при работе с отношением H/dm<0,1 степень обжатия и подача должны вибираться так, чтобы максимальное увеличение диаметра на установившейся стадии не превышало внутреннего зазора между заготовкой и сепаратором. 3.3. ПРЕДЕЛЬНАЯ СТЕПЕНЬ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ Вопросам изучения предельных степеней формоизменения при обработке металлов давлением посвящены работы (7, 14, 20, 33]. Однако в связи со сложностью описания локального характера де¬ формаций, существенного влияния внеконтактной деформации на течение материала использование современного аппара¬ та предельной деформируемости при ротационной вытяжке оказывается затруднительным. Предельные степени деформации в процессах ротационной вытяжки изучают в основном экспери¬ ментально. Под предельной степенью формоизменения следует понимать максимально достижимое значение суммарной степени обжатия Фе , получаемое за несколько проходов без промежуточной терми¬ ческой обработки. Значение фл во многом зависит от частных значений ф< на каждом проходе. Суммарная степень обжатия при ротационной вытяжке может быть весьма большой и значительно превосходить степень обжатия при обычной. вытяжке. При рота¬ ционной вытяжке трубы из мягкой стали исходная толщина стен¬ ки, равная 3 мм, путем многократных проходов была доведенк до 0,075 мм без промежуточного отжига [12]. На каждом проходе уто¬ нение стенки составляло 20%, а!фв=89%. Возможность подоб¬ ного утонения при многопереходной обработке объясняется способ¬ ностью большинства материалов сохранять значительную пластич¬ ность после интенсивного деформационного упрочнения. 06¾ утонение до 75 % без промежуточной термической обработки фа получено при изготовлении оболочек ротационной вытя^ ’ Ротационной вытяжке подвергали.заготовки, стенка которь а ~ щиной 0,2 мм утонялась до 0,05 мм за несколько проходовj ^а боте [15] рассмотрен пример ротационной вытяжки изделий ли вакуумной плавки 018Н10 за четыре-пять проходов без,а 0g жуточного отжига. Суммарная степень обжатия при этом с не^ л а 80 %. На другом примере иллюстрируется возможность £ 64
ки изделий из молибдена за два прохода без промежуточной терми¬ ческой обработки с суммарной сте¬ пенью обжатия 83,5 %. Распределе¬ ние степени деформации по прохо¬ дам составило: на первом — 60 %, на втором — 75 %. Между прохо¬ дами ротационной вытяжки иногда осуществляют промежуточный от¬ жиг [16]. Изделия из стали 40X13 получали двумя и тремя проходами. В первом случае толщина стенки утонялась до 0,19 мм с равным рас¬ пределением степени обжатия по проходам: 27 и 26,3 %. Во втором случае конечная толщина изде¬ лия составляла 0,09 мм, а степень обжатия по проходам — 27, 26,3 и 35,7 %. Успешное проведение процесса ротационной вытяжки опреде¬ ляется, как уже показано выше, правильным выбором отношения Hfdm. Пределы, в которых следует выбирать отношение Hfdm, мо¬ гут быть приближенно определены следующим образом. Известно, что при плоском волочении листа наплыв образуется при условии ф =ам (0,23 + ам/9)« 0,6 sin (ам/2), (3.12) где вм — угол ската матрицы. Из геометрических соотношений (рис. 3.19) находим ф = (1 — cosa М)4щ/(2Я). (3.13) Полагая, что условия образования наплыва определяются зна¬ чением выходного угла, определим его критическое значение sin (уКр/2) < 1,6ф. (3.14) Принимая допустимый угол у^О^-ьО.букр, находим верхний предел соотношения ЯуИш = ф. (3.15) Нижний предел находим из условия минимума «лишней» рабо¬ ты, т. е. работы, не связанной с окончательным формоизменением заготовки. Известно, что при '1—ф)<1+25так (3.16) чтически отсутствует «лишняя» работа, и дальнейшее уменьше- 'гла ам приводит только к увеличению потерь на трение, •'втственно этому условию нижний предел (в этом случае маем а„=у/2) будет л Рис. 4= 0,25ф. (3.17) S3 55 Рис. 3.19. Схема к определению степени обжатия ф
Следов ательно, Ф > H/dm > 0,25*. (3.18) Таким образом, верхний предел ограничивает отношение Hfdm по условию образования наплыва, а нижний — по затрате лишней мощности на трение. С уменьшением отношения H/dm уменьшается и число давильных элементов, что также неблагоприятно сказыва¬ ется на процессе вытяжки. Производство тонкостенных деталей из коротких толстостенных заготовок методом ротационной вытяжки требует нескольких про¬ ходов с уменьшением толщины стенки за каждый проход на неко¬ торую долю общего утонения. Повышение этой доли на каждом проходе при одновременном снижении числа проходов повышает эффективность процесса. Поскольку получение оболочки не может быть достигнуто пу¬ тем формоизменения за один проход с большой степенью обжатия, то представляет интерес экспериментальное выявление зависимо¬ сти допустимой суммарной степени обжатия от изменения частных значений ф* от прохода к проходу, т. е. выявлению функции % = •* Фп). где п — число проходов. Эксперименты проводились на полуфабрикатах из алюминиево¬ го сплава Д16 с исходной толщиной стенки, равной 3 мм, при раз¬ личных отношениях толщины стенки и к диаметру шарика, без ис¬ пользования промежуточной термической обработки и при посто¬ янной осевой подаче /=0,53 мм/об. В каждом эксперименте вы¬ тяжке подвергали по шесть полуфабрикатов (по два для одина¬ ковых условий). Первую группу опытов проводили при отношении H(dia=0,2. Частные значения устанавливали по схемам: а) ф1>ф2>фз>ф4=23 %>22 %>21 %>14 %; ф=59 %; полу¬ фабрикат разрушился на четвертом проходе при ¢4 = 14 %; б) ф1<ф2<фз<ф4=15 %<16 %<18 %<20 %; ф2=53%‘; полу¬ фабрикат разрушился на четвертом проходе при ф4=20 %; в) ф!=ф2=фз=ф4=23 %; фл=65%; в полуфабрикате не обна¬ ружено нарушений сплошности материала. Вторую группу опытов проводили при отношении H/dm***0,157. Частные значения назначали по схемам: а) ф1>фз>фз>ф4в25%>17%>13%>9%; ф2=50%; полу¬ фабрикат разрушился на четвертом проходе при ф4=9 %; б) ф1<ф2<фз<ф4<ф5=4,5%<7%<10%<16%<20%; ф^0 =48 %; полуфабрикат разрушился на пятом проходе при ф5=20да> в) ф1=фг=фз=ф4=20 %; ф2 =56%; полуфабрикат не пол*уве1 разрушений. е в Третью группу опытов проводили при значении Hfdm^, в на- Частные значения ф,- устанавливали по схемам: а) 1?1>ф2=33%>23%; ф2 =50%; полуфабрикат разр^а об- на втором проходе при фг=23 %; не- 56
Рис. 3.20. Экспериментальные и расчетные значения суммарной степени обжатия в зависимости от отношения Hfdm и частных значений f... >ч>„: а — Уго1ь<У* ... 3 —^1—"Ф*—-ф*... -•+„ 'Рис. 3.21. Зависимость т|>г от относительной подачи б) ф1<ф2<ф3=9%<13,5%<16%; фх — 35%; полуфабрикат разрушился при фз=16 %. на третьем проходе; в) ф,=ф2=ф3=20 %; фа =50 %; полуфабрикат не получил раз¬ рушения. На рис. 3.20 показаны значения достигнутой суммарной степе¬ ни обжатия фг в зависимости от отношения Hfdm* при различных частных значениях ф<, полученные по результатам опытов. Одинаковые частные значения ф< на каждом из проходов поз¬ воляют реализовать максимальные значения суммарных степеней обжатия без разрушения материала. Большее значение суммарной степени обжатия может быть реализовано при большем соотноше¬ нии Hfdm, т. е. чем меньше диаметр шариков, тем больше их число- в обойме головки. Штриховые линии на рис. 3.20 изображают гра¬ ницы, в которых в соответствии с условием (3.18) следует выбирать частные значения степени обжатия на проходе. Анализ показывает,, что лучший результат (т. е. наибольшее суммарное значение сте¬ пени обжатия без разрушения) может быть достигнут, если част¬ ные значения степени обжатия на каждом проходе выбирать как среднее значение между предельными, отвечающими условию (3.18), т. е. выбирать утонение 0.6 ф. Для выяснения влияния относительной подачи f\ на предельную 'уммарную степень обжатия была проведена еще одна группа ытов при отношении Hfdm—0,2 и при значениях /i—0,001; /1 = 0165; /i=0,045 и /i=0,050. 'олученные результаты приведены на рис. 3.21. При значениях тельной подачи /1=0,025-=-0,035 может быть реализована 1альиая степень обжатия. Частные значения принимали оди- ми ф|= ф2 — фз = =фп=0,20. 1ученные результаты нашли практическое подтверждение Рис. Сработке технологического процесса изготовления детали 5 * 57
•«экран» для компрессоров холодильных установок. Так, исходная заготовка нз стали 12Х18Н10Т толщиной 3 мм была подвергнута вытяжке шариками с ^шв15 мм при /)-0,020. Частные значения i|>j = 0,20 на каждом проходе позволили стабильно получать целую деталь за шесть проходов без термической обработки. 3.4. ШЕРОХОВАТОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ Шероховатость поверхности изделий, получаемых ротационной вытяжкой, зависит от параметров инструмента, технологического режима обработки и оценивается высотой микронеровностей, оста¬ ющихся на поверхности изделия от рабочего инструмента — да¬ вильных элементов. Для оценки шероховатости могут быть исполь¬ зованы выражения [22, 36] где Ra— средняя высота неровностей профиля, мм; гр — радиус закругления ролика, мм. Однако формулы (3.19) и (3.20) дают неточные результаты, и экспериментальные значения их не подтверждают. Шероховатость, образуемая давильными элементами на поверхности изделия, за¬ висит от удлинения материала за один оборот шпинделя и может быть определена, если известны подача и степень обжатия стенки. На рис. 3.22 показаны схемы, иллюстрирующие образование неров¬ ностей на поверхности заготовки при обратном й ‘прямом способах вытяжки. Относительная высота неровностей при обратном спосо¬ бе вытяжки где Ra'—RajH— относительное среднее арифметическое отклоне¬ ние профиля; Ra — среднее арифметическое отклонение профиля; /1 — характеристика относительной подачи. При прямом способе вытяжки формообразование микронеров¬ ностей несколько сложнее, так как материал как бы обгоняет да- (3.19) (3.20) Ra = /*/4de, (3.21)
пильные элементы, двигаясь в осевом направлении. Относительная высота неровностей оказывается в этом случае меньше: W -Л (' -*>{'+T=iT <3-22> Полученные приближенные зависимости справедливы только при значениях безразмерной подачи /i<0,03-5-0,05. Было замечено, что при определенных соотношениях осевой по¬ дачи на один шарик и частоты вращения оправки режим обработ¬ ки становится неустойчивым. Это выражается в появлении на по¬ верхности изделий спиральных волн, резко ухудшающих качество поверхностей. В процессе обработки вязких пластичных материа¬ лов впереди давильного элемента возникает движущаяся волна металла. В случае предельного значения частоты вращения шарик «герез определенные промежутки времени как бы перескакивает 'через волну, вследствие чего поверхность имеет ярко выраженный волнистый характер. Появление спиральных волн на поверхности изделия отмечено М. А. Гредитором [6], рекомендующим . вести процесс вытяжки в диапазоне частоты вращения 250—500 об/мин, что обеспечивает нормальное состояние поверхности обрабатывае¬ мого изделия. Для конкретной детали и каждого типа оборудо¬ вания могут быть экспериментально определены предельные ско¬ рости вращения шпинделя в зависимости от подачи Характер¬ ная зависимость V{f\) в случае использования для ротационной вытяжки токарного станка мод. 163 показана на рис. 3.23. Превы- « шение предельных скоростей вращения ведёт к резкому росту вы¬ соты неровностей поверхности. Увеличение подачи также приводит к росту высоты неровностей (рис. 3.24). Сплошной линией на рис. 3.24, а показаны значения Ra't рассчитанные по уравнению (3.22), а точками — экспериментальные значения. На шерохова¬ тость поверхности изделия оказывает также влияние число давиль¬ ных элементов в устройстве. На рис. 3.24, б приведена зависимость относительных значений высоты микронеровностей от отношения Hjdju. Высоту микронеровностей определяли расчетным путем по формуле (3.22),' а их экспериментальные значения с помощью профилографа. Уве¬ личение числа давильных элементов в устройстве обеспечивает меньшую шеро¬ ховатость поверхности изделия. Состояние поверхности изделия после •ртационной вытяжки шариками зависит степени обжатия стенки заготовки, рта с большими степенями обжатия одит к резкому снижению качества хности. Аналогичная картина имеет и при ротационной вытяжке -ствами, где давильными элемён- Рис 4’являются ролики. Как видно из 3.25, увеличение степени обжа- 5 За Рис. 3.23. Зависимость v(ft) при ротационной вытяжке иа токарном станке мод. 163 60
Рис. 3g24. Изменение микронеровностей Ra' в зависимости от относительной по¬ дачи / (а) и отношения Hfdm (б) (сталь 12Х18Н10Т; /[=0,0165; ф=0,20) тия, так же как и увеличение относительной подачи, приводит к получению более грубой поверхности. Наилучшее состояние пд* верхности может быть достигнуто при работе с большим числомХ роликов на малых подачах и с небольшими степенями обжатия.\ С целью прогнозирования ожидаемой шероховатости поверхности \ для практического использования может быть рекомендована но¬ мограмма (рис. 3.26), с помощью которой по заданному значению О 0,1 0,2 0,3 0,4 if/ ») Рис. 3.25. Зависимость относительной высоты неровностей Ra' от степени утонения и числа роликов: о — т—3; б — т—5; в — т—9 м, ;Уве- е. в [в на- 60
f,m/o5 3,5 Рис. 3.26. Номограмма для определения ожидаемой шероховатости поверхности степени обжатия, величине подачи, диаметру или радиусу давиль¬ ного элемента определяется качество поверхности изделия. На¬ пример, ротационная вытяжка выполняется шариками </ш=20 мм при степени обжатия i|>=0,33 и машинной подаче f—1,0 мм/об. Для определения прогнозируемой шероховатости на шкале машин¬ ой подачи отыскиваем значение /= 1,0 мм/об и восстанавливаем ей вертикаль до пересечения с кривой, соответствующей гр = <3. Из точки пересечения проводим горизонталь до встречи с й, отвечающей заданному значению диаметра шарика dm= восстанавливая в этой точке вертикаль к шкале значений затости, находим на ней прогнозируемую шероховатость 2,5. Если при тех же Значениях обжатия и давильного эле- юдача будет меньше, например, /=0,5, то прогнозируемая Рис. 4затость /?а= 1,25—0,63. S За
Глава 4 АНАЛИЗ КАЧЕСТВА ОБОЛОЧЕК 4.1. ИЗМЕНЕНИЕ ЗАЗОРА ПРИ РОТАЦИОННОЙ 0ЫТЯЖКЕ1 На размерную точность оболочек значительное влияние оказы¬ вает внутренний зазор между заготовкой и оправкой для ротацион¬ ной вытяжки. Установлено, что лучшая размерная точность реа¬ лизуется при ротационной вытяжке с минимально возможным зазо¬ ром, обеспечение которого может быть выполнено различными технологическими приемами. Наиболее простой прием — это ка¬ либровка заготовки с небольшим обжатием перед ротационной вы¬ тяжкой. Другой — использование на последующих проходах оп- равок, диаметр которых больше диаметра оправки на предыдущем проходе. Применение такого набора оправок позволяет создать * стенках полуфабриката внутренние растягивающие; напряженияд которые существенно ослабляют остаточные напряжения и таким у образом обеспечивают минимальную погрешность формы оболоч- \ ки после ее снятия с оправки. Процесс ротационной вытяжки мож¬ но вести и при постоянном диаметре оправки на всех проходах, но требуемое качество оболочек при этом не всегда обеспечивается. В этом случае возникающие в стенках заготовки значительные ос¬ таточные напряжения искажают геометрию тонкостенной оболоч¬ ки, что наиболее ощутимо после ее снятия с оправки. В процессе ротационной вытяжки внутренний зазор между за¬ готовкой и оправкой непрерывно изменяется. Характер этого изме¬ нения зависит от продольной, подачи и степени обжатия стенки. Практически начальный зазор не должен быть меньше 0,1 мм, так как возникают трудности при посадке заготовки на оправку. Изме¬ нение начального относительного зазора в процессе ротационной вытяжки показано на рис. 4.1. Как видно из рис. 4.1, а, имеется Рис. 4.1. Зависимость относительного зазора z/zBt4 от степени обжатп сительной подачи (а) и отношения Hfdm (б) об- не- 62
Рис. 4.2. Зависимость относительного зазора z/zBa4 от числа проходов (а), со* отношения т/тша (б), скорости обработки и величины подачи (в) диапазон значений 0,204-0,30, в котором происходит уменьше¬ ние начального зазора. Это обстоятельство следует учитывать, если доработка заготовки /происходит за несколько проходов. Измене¬ ние начального зазора в зависимости от отношения Щйш показано- на рис. 4.1,6. На изменение зазора в процессе ротационной вытяж¬ ки оказывает влияние и число шариков в обойме. При отношении Щйт=0,14-0,2 некомплектность шариков приводит к увеличению зазора по сравнению с исходным (рис. 4,2, а). При отношении И!dm—0,1 зазор по сравнению с исходным увеличивается при большем отношении m/m ШП" При использовании отожженной заготовки уменьшение зазора происходит более интенсивно, чем в случае, когда между опера¬ циями ротационной вытяжки термическая обработка отсутствует. Это видно из графиков, приведенных на рис. 4,2,6, где сплошной линией показано относительное изменение зазора на пяти после¬ довательных операциях ротационной вытяжки без промежуточ¬ ного отжига, а штриховой — с промежуточной термической обра¬ боткой. Изменение относительного зазора в зависимости от относитель¬ ной подачи при различных скоростях обработки показано на рис. 4.2, в. Как видно из графика, увеличение скорости обработки приводит к уменьшению относительного зазора, а с увеличением относительной подачи происходит его рост. Учитывая, что малый зазор приводит к затруднениям при съеме готового изделия с оп-. равки, а большой зазор не позволяет получить размерную точ¬ ность, можно считать, что значениями относительной подачи иг. скорости обработки, обеспечивающими точность и качество изде- ’й, являются /i=0,0054-0,010 при v=100 м/мин и /i=0,0154-0,02® о=150 м/мин. Сравнением характера изменения относительно- 'зора при работе однорядным и двухрядным устройствами об¬ живают их сходство. Ротационная вытяжка двухрядным уст- •ом с большим суммарным утонением за один проход позво-х элучать значительно меньший относительный зазор, тичение осевой подачи приводит к уменьшению относитель- р с .азора при работе устройствами, оснащенными давильными ис* 4,тами — роликами (рис. 4.3). Из приведенного графика еле-
?/2нач 0,50 0,25 0,4 n> = 0J5 дует, что интенсивность снижения за¬ зора имеет место при работе роликом, имеющим большой, радиус при вер¬ шине гр. Зависимость отношения z}zna4 при работе роликовым устройством от параметров процесса ротационной вы¬ тяжки приведена на рис. 4.4. На гра¬ фиках видно, что при числе роликов т>3 существует область значений ф=0,10-5-0,30, j которой соответствует наиболее значительное уменьшение за¬ зора между изделием и оправкой. При этом влияние ]\ в диапазоне 0,010— 0.080, по-видимому, несущественно. При ф^О.Ю значительное уменьшение*, зазора наблюдается только при т=3, и оно .тем больше, чЫ', больше подача (рис. 4.4,о). В диапазоне ф=0,25-5-0,30 находятся значения продольной подачи и числа давильных элементов, кото-(- рые не оказывают влияния на изменение зазора (на графиках — тпм<|» пересечения кривых). О 0,02 0,04 0,06 Рис. 4.3. Зависимость относи¬ тельного зазора г/2,|аЧ при об- разработке роликами от осевой подачи U и относительного ра¬ диуса ролика гр , f,*0,07 Ч Т,=0,ОВ- С ■ 0,09 ^ 7,=о,о* -0,01 Рис. 4.4. Зависимость относительного зазора г/гмлч при обработке роликами от осевой подачи fi и числа роликов: -а — т—3; б — m—Б; а— Z/Zhw %,0 0,9 0,6 о,* €,2 Область потери устойчивости стенки J о о 1 > I А О о /о О а о / х L° о 1 х 2 О Рис. 4.5. Зависимость относитель¬ ного зазора от толщины стенки: I — нет разрушения: 3 — разрушение €4 Начальный зазор должен выби¬ раться в зависимости от толщины стенки оболочки, так как увеличе¬ ние относительного зазора может привести к потере устойчивости стенки оболочки. Проведенные ис¬ следования позволили выявить зави¬ симость относительного зазора J толщины стенки заготовки (рис. Зависимость толщины стенки £е’ готовки, не теряющей устойчиу от начального зазора прибли^ может быть аппроксимирова! ражением '> 0g_ Н = 0,5/(1 — ф) I не- чи> в и/ва- i (об \не
4.2. ИЗМЕНЕНИЕ РАЗНОСТЕННОСТИ ЗАГОТОВОК В ПРОЦЕССЕ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ Качество получаемых ротационной вытяжкой оболочек и их размерная точность существенно зависят от разностенности исход¬ ных заготовок. Возможные случаи образрвания разностенности по¬ казаны на рис. 4.6. Наиболее распространен случай а, когда ось заготовки смещена относительно образующей, а разность в тол¬ щинах стенки одинакова по всей длине заготовки. Случаи разно¬ стенности типа бив встречаются реже. При разностенной заготовке доля удлинения тонкой и толстой стенок заготовки оказывается неодинаковой. Это приводит к нерав¬ номерному процессу вытяжки и к появлению на поверхности гото¬ вой оболочки различных дефектов. Наиболее характерными из них являются образование общей кривизны, появление участков волни¬ стости, искажения поперечного сечения и искривление торца обо¬ лочки со стороны открытой части. Неравномерность в долях удли¬ нения на участках с толстой и тонкой стенкой приводит к наруше¬ ниям сплошности материала в виде поперечных надрывов, глав¬ ным образом на внутренней поверхности оболочки. Практика по¬ казывает, что наиболее качественные оболочки могут быть полу¬ чены из заготовок, имеющих минимальную разностенность. Разно- стенность получаемой оболочки можно определить по выражению 6А«6Я(1—ф), (4.2) где бЯ — исходная разностенность заготовки. Значения разностенности, вычисленные по выражению (4.2)', хорошо согласуются с экспериментальными данными. Изменение разностенности в процессе ротационной вытяжки показано на рис. 4.7. Из рис. 4.8, а видно, что исходная разностенность с умень¬ шением подачи может быть существенно уменьшена. Наиболее ра¬ циональным, обеспечивающим максимальное снижение разностен¬ ности, является отношение #/^^0,14-0,2 (рис. 4.8,-6). Ротационная вытяжка щариками, большими, чем это требуется, исходя из оптимального соотношения 0,1 <#/dm<0,2, приводит к значительной разнотолщинности изделия. В этом случае происхо¬ дит чрезмерное утонение стенки в конце процесса вытяжки. Вслед¬ ствие этого на выходных кромках обрабатываемого изделия могут появляться трещины, хотя резерв пластичности остальной его частн еще не исчерпан. Для устранения этого недостатка необходимо шмшш “Гг ’ 4*-. % * .{=*■ 4 s) Рис. 4.6. Возможные случаи образования разностенности заготовок $ Зак. 970 65
e i г з 4, 5 Число проходов Рис. 4.7. Изменение разностенно- сти в процессе ротационной вы¬ тяжки (сталь 12л18Н10Т; ij)=0,25; /,=0,02657 Рис. 4.8. Зависимость относитель¬ ной разностенности от степени.' обжатия тр и отношения H{dm (сталь I2X18H10T) fh/H *) 6h/H оставлять на выходе поясок недеформированного материала. Ха¬ рактер изменения разностенности аналогичен и при ротационной: вытяжке заготовок из алюминиевого сплава АМгб двухрядным ша¬ риковым устройством. Увеличение продольной подачи приводит к увеличению разностенности (рис. 4.9). Существуют определен- Рис. 4.9. Зависимость относитель¬ ной разностенности от скорости обработки и относительной пода¬ чи /, (сталь 12Х16Н10Т) Рис. 4.10. Зависимость относитель¬ ной разностенности от относитель¬ ной подачи ft при ротационной' вытяжке (алюминиевый сплав: АМцМ; яр=0,45) 66
a) 0) О 0,1 0,2 0,3 iff 9) Рис. 4.11. Зависимость относительной разностенности при ротационной вытяж¬ ке роликами от степени обжатия и числа роликов (алюминиевый сплав АМцМ; ¢=0.45): _ в—71—0,01; б —f,-0.04: в-/,-0,08 ные значения /1=0,0104-0,015, при которых относительная разно*- стенность возрастает, а с последующим увеличением /» отношение bh/H вновь уменьшается. Однако работа с большими значениями осевой подачи не обеспечивает высокое качество поверхности. Ии рис. 4.9 также видно, что снижение относительной разностенности тем больше, чем больше частота вращения шпинделя. Это отмеча¬ ется и при работе однорядным устройством. Таким образом, для получения заданной разностенности, уста¬ новленной техническими условиями, необходимо выбирать по воз¬ можности наименьшие относительные подачи и наибольшие скоро¬ сти обработки. Изменение разностенности при осуществлении про¬ цесса ротационной вытяжки роликовым устройством показано на рис. 4.10. В этом случае относительная разностенность резко снижа¬ ется с увеличением осевой подачи и ее минимальное значение обеспечивается при работе роликами с малыми радиусами. На рис. 4.11 показано изменение относительной разностенности в за¬ висимости от числа одновременно работающих роликов. Относи¬ тельная разностенность bh/H с увеличением числа давильных эле¬ ментов уменьшается. 4.3. ОВАЛЬНОСТЬ ОБОЛОЧЕК ПОСЛЕ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ Оболочка, снятая с оправки после ротационной вытяжки, не сохраняет стабильный диаметр и имеет меняющуюся овальность, которая для данного диаметра определяется толщиной стенки из¬ делия, механическими свойствами материала и технологическими режимами обработки. Поскольку у готового изделия разностенг ность полностью не устраняется, то овальность будет зависеть or значения bh/H. На рис. 4.12 показано изменение относительной овальности в зависимости от разностенности оболочек из спла¬ ва Д1 диаметром 64 мм и толщиной стенки 1,5 мм. Оболочки* были получены при различных степенях обжатия стенки ¢=0,65 и 0,75 однорядным шариковым устройством за один проход. Из* графиков видно, что овальность оболочек тем меньше, чем меньше исходная разностенность и больше степень обжатия. Влияние' от- 5* 67
Рве. 4.12. Изменение отцреительной овальности в зависимости от относи¬ тельной разностенности: 1-1()-0,76; 2 — ф—0,65 (77-0.0165) Рис. 4.13. Изменение относительной овальности в зависимости от относи¬ тельной подачи fi и радиуса роликов гр (¢=0,45) носительной подачи fi и относительного радиуса гр при вершине ролика на изменение овальности готового изделия иллюстрирует рис. 4.13. Ротационной вытяжке с помощью роликового устройства были подвергнуты заготовки из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т. За один проход вытяжки со степенью обжатия ¢=0,75 роликами с различными относительными радиусами при вершине r—Hfrp были получены изделия диаметром 100 мм и толщиной стенки 1,0 мм. Из приведенных графиков видно, что минималь¬ ная овальность оболочки ДD имеет место при работе с большими продольными подачами и роликами ' с большими радиусами. Влияние числа роликов в устройстве и степени обжа¬ тия на овальность при различной осевой подаче показано, на рис. 4.14. Экспериментальные данные получены после ротационной вытяжки заготовок из алюминиевого сплава АМцМ диаметром 100 мм и толщиной стенки 3 мм. Анализ полученных результатов подтверждает характер изменения овальности, полученный ранее. Рис. 4.14. Изменение относительной овальности в зависимости от степени' об¬ жатия, относительной подачи и числа роликов (¢=0,45): О-77-0,01; 6-/I—0.04; *-77-0.06 68
Следует отметить; что полное устранение , овальности практи¬ чески .невозможно. В связи с этим возникает необходимость учета овальности тонкостенных оболочек прИ составлении технических условий на чертежи изделия и разработке методики контроля. При ■соединении тонкостенных, оболочек с парной деталью овальность оболочки устраняется. В связи с этим должен быть нормирован средний диаметр тонкостенной оболочки АР - (А+А)А (*:з) где Da — наибольший измеренный диаметр; Dn — наименьший из¬ меренный диаметр. Вместе с допуском на диаметр Л должен быть задан допуск на погрешность формы, т. е. на овальность Аф = (А —AW (4.4) При известном отклонении формы Дф средний диаметр Ар = А — 0»5Дф. (4.5) Отсюда А = Ар 4“ 0,5Дф. (4.6) Наибольшие и наименьшие значения размеров Du й DH будут при Ama* = ^ср max 4“ 6»5Д, (4*7) min e А»р min 0,5Д. (4.8) Выражения (4.7) и 4.8) следует использовать при назначении' допусков на готовые изделия, измерение размеров которых должно производиться не предельными калибрами, а контрольным прибо¬ ром, фиксирующим числовое значение отклонений. 4.4. АНИЗОТРОПИЯ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МАТЕРИАЛА Вопрос о влиянии режимов обработки на изменение механи¬ ческих свойств материала изучен недостаточно. Однако размерная точность и качество изделий определяются также и исходной ани¬ зотропией материала, и ее изменением в процессе ротационной вы¬ тяжки устройствами. В этой связи представляет интерес определе¬ ние оптимальных режимов обработки, способствующих получению минимальной анизотропии свойств материала. С этой целью опре¬ делены механические свойства сплава АМг5 до ротационной вы-, тяжки и после нее с помощью испытаний стандартных образцов на растяжение. Ротационную вытяжку осуществляли устройством, оснащенным шариками, диаметр которых выбирался в интервале. #Мш=0,1-ь0,3 с относительной подачей fi=0,003; 0,015 и 0,030 и. степенью обжатия ф=0,010; 0,020 и 0,30. Механические свойства изучали для наружного, промежуточного и внутреннего слоев с> толщиной каждого слоя 1 мм.. Для этого полученные ротационной;
Ркс. 4.15. Схема вырезки эксперименталь¬ ных образцов из плоских заготовок (а) и схема расточки цилиндрических оболочек (б) вытяжкой образцы растачивали по внутреннему и обтачивали по на¬ ружному диаметрам до необходи¬ мого размера (рис. 4.15,а). Полу¬ ченные полые цилиндрические обо¬ лочки разрезали по образующей и распрямляли в плоский лист, выре¬ зали стандартные образцы по 36 шт. для каждого слоя. По результатам испытаний на растяжение получены значения вре¬ менного сопротивления ов в зависи¬ мости от степения обжатия ф, от¬ носительной продольной подачи ]\ и отношения H/dm. Полученные значения сравнивали со значе¬ ниями механических характеристик исходных заготовок. На рис. 4.16 показано изменение оп в наружном слое полуфабриката в зависимости от режимов вытяжки. Аналогичный характер носит изменение ов в промежуточном и внутреннем слоях. Из графиков видно, что после ротационной вытяжки значение ал возрастает по уравнению с исходным вдвое. Оптимальные режимы, обеспечиваю¬ щие примерно равные значения оп во всех трех направлениях, ха¬ рактеризуются показателями: ф=0,20; 0,30>/i>0,015; H(d^—0,20. Показатель нормальной анизотропии определяется по извест¬ ному выражению Я — (4.9) где еь н et — поперечная деформация по ширине и толщине об¬ разца. Как следует из графиков (рис. 4.17), режимы, обеспечивающие примерно равные значения Я во всех трех направлениях, совпа¬ дают с оптимальными режимами, обеспечивающими равные зна¬ чения о». Возрастающая в процессе ротационной вытяжки анизотропия оказывает большое влияние на образование фестонов в торцо¬ вой части заготовки. Из приведенных выше графиков видно, что образование фестонов обязательно имеет место в случае рез¬ кого изменения механических свойств материала по различным направлениям. Установленные оптимальные режимы ротационной вытяжки обеспечивают незначительное фестонообразование. Иска¬ жение торцовой кромки заготовки под воздействием деформаций сдвига и образование фестонов нежелательно не только в связи С необходимостью введения операции обрезки, но еще и потому, что 70 9
о• Рис. 4.16. Характерные изменения временного сопротивления оа в зави¬ симости от степени обжатия (а), от¬ носительной подачи (б) и отношения Я/<*„ (в) Рис. 4.17. Изменение показателя ани¬ зотропии R в зависимости от степени обжатия (а), относительной подачи (б) и отношения HJdm (в) при выходе из зоны обработки давильные элементы ударяются о фестоны. Это приводит к быстрому изнашиванию как самих да¬ вильных элементов, так и опорных колец. 4.5. ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ 4т,т .• | -» При изготовлении тонкостенных цилиндрических оболочек. особое значение имеет вопрос о стабильности их формы и размеров не только после ротационной вытяжки, но и в процессе хранения. Высокая степень неравномерности напря¬ женно-деформированного состояния материала в процессе пластического формо¬ изменения является причиной возникновения в стенке оболочки значительных остаточных напряжений. Влияние остаточных напряжений выражается в общей деформации оболочки, приводящей к изменению сс формы и размеров. Наруше¬ ния размерной точности и формы могут наблюдаться также и в процессе хра¬ нения оболочек после ротационной вытяжки. В практике производства алюми¬ ниевых оболочек было замечено, что готовые оболочки, полученные за один и 71
два прохода ротационной вытяжки иэ прессованных трубчатых заготовок с одинаковой толщиной стенки, имеют не* одинаковую погрешность по форме и размерам. Оболочки, полученные за один проход ротационной вытяжки, ус¬ тупают по качеству заготовкам, полу¬ ченным за два прохода. Для оценки влияния остаточных на¬ пряжений на изменения размерной точ¬ ности и формы оболочек были проведе¬ ны , экспериментальные исследования. С этой целью прессованные заготовки из алюминиевого сплава Д1 диаметром 60 мм и толщиной стенки 3 мм были подвергнуты ротационной вытяжке и ме¬ ханической обработке. При механической обработке трубчатую заготовку обта¬ чивали по наружному и внутреннему диаметру до размера, равного толщине стенхи оболочки после ротационной', вытяжки. Ротационную вытяжку заготовок, имеющих разностеиность 0,15 мм и овальность 0,25 мм, производили 11 шари¬ ками диаметром 19 мм за два прохода. Режимы обработки приведены в табл. 4.К- Остаточные напряжения определяли на кольцевых образцах, вырезанных! *%Нз полученных оболочек, измерением деформаций образцов после разрезки по образующей. Диаметры образцов соответствовали диаметрам оболочек, из ко¬ торых производилась вырезка. Ширина образцов равнялась 10±l мм. Танген¬ циальные остаточные напряжения в стенке изделия определяются зависимо¬ стью [3] o0 = (±2£6p/Dfp) [(Я/2 — С) ± о0 (Л)], (4.10) где '6р=£>ар — £>в0; D,v и DB0 — внутренние диаметры образца после и до раз¬ резки; DCp=Dt0+H — средний диаметр образца; С — глубина сечения, на ко¬ тором определяется о0; Е — модуль Упругости материала; о0 (Л) — нелинейная составляющая остаточных напряжений, уравновешенная в разрезанном образце, , щах W ~ 0 |33сг0( тах- Диаметры образцов до я после разрезки измеряли на микроскопе УИМ-2Г срочностью ±1 мкм. Результаты измерения показали, что в изделиях, получаемых механической* обработкой, остаточные напряжения составляют 60—70 МПа. В изделиях, полу¬ ченных ротационной вытяжкой за один проход, остаточные напряжения дости¬ гают 100—120 МПа, а после двух проходов 30—40 МПа. Статистическая обра¬ ботка результатов измерений показала, что наименьший разброс имеют остаточ¬ ные напряжения в оболочках, изготовленных ротационной вытяжкой за два прохода. Остаточ1Ше напряжения в таких оболочках в 2—3 раза ниже остаточ¬ ных напряжений, возникающих при ротационной вытяжке за один проход. Сни¬ жение уровня остаточных напряжений в оболочках, полученных за два прохо¬ да, является, по-вцдимому, результатом перераспределения остаточных напря¬ жений вследствие пластического течения материала на втором проходе. Сформировавшиеся повле первого прохода со степенью обжатия ф(=40 % остаточные напряжения в стенке полуфабриката практически' полностью по¬ гашаются за счет пластического течения па втором проходе. В то же время а стснкс детали на втором проходе возникают новые остаточные напряжения, бо¬ лее низкий уровень которых обусловлен меньшей степенью обжатия второго1 прохода фг= 16 %. На рис. 4.18, а показано изменение величины о0/сг, в зависимости от отно¬ сительной разностсиности и степени обжатия. Отношение о0 /о, тем меньше, чем меньше, ф и больше отношение 6Л/Я. Таблица 4.1 Режимы ротационной вытяжки . Число •'прояо* ДОВ Степень обжатия, % Осевая подача, мм/об Частота вращения шпинделя, об/мин 1 28 0,33 500 .3 40 0,80 800 18 0,53 800 72,
а) 6) Рис. 4.18. Зависимость отношения а^/а, от относительной раэностепности и сте¬ пени обжатия (о) и релаксационные кривые оболочек (б), полученных механи¬ ческой обработкой (/) и ротационной вытяжкой (2) Было проведено сравнение характера реализация остаточных напряжений., при длительном хранении в условиях нормальной температуры оболочек, полу¬ ченных механической обработкой и ротационной вытяжкой. Релаксационные кривые для оболочек, полученных механической обработкой и ротационной вы¬ тяжкой за один проход, приведены на рис. 4.18, б. Из рисунка видно, что про-; цесс реализации остаточных напряжений имеет две стадии. Первая стадия длит¬ ся около 100—200 ч и характеризуется наибольшей интенсивностью релаксаций.. На этой стадии изменения напряжений составляют значительную величину от общего падения напряжений. Вторая стадия характеризуется малой интенсив¬ ностью релаксации, скорость релаксации уменьшается. Изменение остаточных напряжений на этой стадии незначительно. Можно отметить, что падение напря¬ жений в оболочках, полученных механической обработкой, составляет 10—15 % первоначальной величины, в то время как в оболочках, изготовленных ротацион¬ ной вытяжкой, оно составляет 20—25%. Эта разница обусловлена разным уров¬ нем остаточных напряжений. В оболочке, полученной механической обработкой, уровень, остаточных на¬ пряжений' сравнительно низок, в результате, чего микропластические процессы, обусловливающие релаксацию напряжений, затруднены, что приводит к большей релаксационной стойкости оболочек. Что касается формирования минимальных остаточных напряжений при ротационной вытяжке, то наиболее приемлемым яв¬ ляется двухпереходный процесс. Релаксация остаточных напряжений здесь наи¬ более' интенсивна в течение первых 100—200 ч, а падение напряжений может достигать 10—25 % первоначальной величины.. В соответствии с техническими условиями тонкостенные оболочки должны- длительное время работать в условиях повышенных температур до 200 "С, в свя¬ зи с чем кинематику изменения остаточных напряжений изучали также и при- повышенных температурах. Изменение остаточных напряжений о 9 во времени т при различных температурах показано на рис. 4.19. Из полученных зависимостей видно, что при повышенных температурах также сохраняются две явно выра¬ женные стадии: начальная с интенсивным падением напряжений н стационарная- где изменение напряжений незначительно. При этом абсолютная величина падения остаточных напряжений возрастает с повышением температуры п одновремен¬ ным уменьшением длительности начальной стадии интенсивной релаксации на¬ пряжений. Полученные экспериментальные зависимости могут быть аппроксими¬ рованы выражением [31] о0 = ста ехр — (А,т)р*. (4.11)» 73.'
где k\ — параметр, характеризующий скорость релаксации; pi — константа релаксационной стойкости материала, зависящая от структур ры, температуры и других факторов; г— вре¬ мя, мин. Для сопоставления характера релаксации остаточных напряжений лри различных тем¬ пературах была проведена оценка скоростей релаксации. Временные зависимости скоростей релаксации при различных температурах могут быть найдены как производные функции (4.П). Установлено, что уже при выдержке в те¬ чение 500 мин скорость релаксации vpea пада¬ ет на несколько порядков по сравнению с на¬ чальной. При этом значение opea в начальный период (т=5 мин) при температуре 20eC на порядок ниже, чем при 150 °С. Полученные за¬ висимости изменений остаточных напряжений можно использовать для оценки энергии ак¬ тивации процесса релаксации остаточных на¬ пряжений для алюминиевого сплава Д1. Оценку энергии активации проводили по ме¬ тодике, приведенной в работе [4], с помощью зависимости т*е/*в ехр IQ/W)I • (4-12) где т<гд/ов —время достижения некоторого значения остаточного напряже- жия Off при его фиксированном исходном значении и данной температуре; А — предэкспоиенцнальиый множитель; Q — формальная энергия активации процесса; Яг — универсальная газовая постоянная; Т — температура. В этом случае энергия активации может быть определена графоаналитиче¬ ским методом как тангенс угла наклона зависимости 1пт9^9 —(I/Т)ш со¬ ответствующей различным уровням ое/ст8. Характер этой зависимости позво¬ ляет сделать вывод о том, что энергия активации процесса релаксации остаточ¬ ных напряжений близка к энергии активации неустановившейся ползучести в алюминии (Q=140 кДж/моль). Анализируя полученные результаты, можно пред¬ положить, что процесс релаксации остаточных напряжений контролируется глав¬ ным образом миграцией избыточных вакансий, образовавшихся вследствие пла¬ стической деформации. 4.6. ИССЛЕДОВАНИЕ КАЧЕСТВА ОБОЛОЧЕК МЕТОДОМ МНОГОФАКТОРНОГО ЭКСПЕРИМЕНТА Повышение требований к качеству оболочек вызывает необхо¬ димость более тщательного изучения механизма формирования размерной точности в зависимости от технологических параметров ротационной вытяжки. Для управления показателями качества получаемых оболочек необходимо иметь аналитические зависимо¬ сти, позволяющие количественно оценивать их размерные харак¬ теристики. С этой целью на базе статистической обработки экспе¬ риментальных данных методом наименьших квадратов были по¬ строены математические модели зависимости разностенности, овальности, остаточных напряжений и шероховатости поверхности от технологических факторов процесса ротационной вытяжки ша¬ риковыми устройствами. Описание процесса ротационной вытяжки Рис. 4.19. Изменение остаточ¬ ных напряжений во времени т при различных температурах 74
с помощью линейной модели оказалось непригодным, поскольку получаемые на ее основе зависимости являются неадекватными. В процессе экспериментальных исследований установлены факто¬ ры, наиболее существенно влияющие на характер ротационной вы¬ тяжки. Это позволяет записать основные характеристики размер¬ ной точности Сш при ротационной вытяжке шариковыми устрой¬ ствами в виде CUI = f(H; £>ааг; 6А; dIU; /; v\ т; ДА), (4.13) где ДА — разность между исходной толщиной стенки заготовки и толщиной стенки оболочки. С использованием уравнения размерности [38] выражение (4.13) принимает вид Сш = /(АюГ; ДА; dm; »//у, 6А). (4Л4) В уравнении (4.14) значения переменных приведены в долях исходной толщины стенки заготовки. В уравнении (4.14) отсутст¬ вует фактор т, который косвенно входит в структуру модели через fi=f/m. Построение математических моделей было выполнено при помощи несимметричного плана второго порядка (план Хартли) без разделения на блоки для. пяти факторов на кубе [11, 19]. Число повторных опытов принималось равным трем. В качестве исходных данных использовали результаты обмеров оболочек, полученных ротационной вытяжкой, заготовок из алюминиевого сплава Д1 и стали 12Х18Н10Т (D3ar равен 36, 66 и 96 мм; Я равна 3 мм). В общем виде уравнение регрессии у=Ао+ii bi*lv+i bixiv+sb» (4-15> 1=1 /=1 /=1 где у — выборочное значение исследуемого параметра; А — число исследуемых факторов; 60, biy b-ц и Ьц —.коэффициенты регрессии; Х{\ и ху, — кодированные значения фактора (табл. 4.2); -K/v = (*/ — Xto)Uf (4*16) Здесь — относительное натуральное значение фактора; ха — от¬ носительное натуральное значение фактора основного уровня; /, — интервал варьирования. В дальнейшем были определены коэффициенты регрессии, вы¬ явлена однородность дисперсий при уровне значимости 5 % и про¬ верена гипотеза об адекватности модели. Полученные результаты позволяют записать регрессионные зависимости исследуемых па¬ раметров в виде следующих моделей: а) в случае использования алюминиевого сплава Д1; б) при использований стали 12Х18Н10Т. Для относительной овальности ДЯ/Я: а) у = 0,1085 + 0,0507¾ + 0,0044*3—0,0041¾ + 0,0149*! — — 0,0068*4 4- 0,006*з*4 + 0,0039*4*4 + 0,0052*4*3; (4.17) 75
Таблица 4.2 Уровни факторов н интервалы варьирования для ротационной вытяжки шарикам» Уровня и интервалы Относительная исходная разностей- ность М/Н (Xt) Относительный диаметр давильного элемента dm/H (х$) Степень относитель¬ ного обжатия М/Л (хг) \ V S 4 5S Ssss н §1^ О о о. а Относительный диаметр заготовки 09ЛТ/И (х4) Основной уровень 0 0,2 6,3 0,48 1805 22 Интервал варьирования 0,1 1,3 0,05 297 10 Нижний уровень «—Ь 0,1 S 0,43 1508 12 Верхний уровень «+1» 0,3 7,6 0,53 2102 32 Примечание. В скобках приведено обозначение факторов. б) у = 0,057 + 0,0287*j— 0,005*? + 0,0052*? + 0,0043*,*6 + + 0,0063*8*4 + 0,0047*4*4. (4.18^ Для относительной разностенности Ыг/Н: а) у = 0,0178 — 0,0014*!—0,0013*, — 0,0011*4 + 0,0016х, + + 0,0092*1 — 0,0075*1 — 0,0041*1 — 0,0017*2*, + 0.0025*,*, +, + 0,0017*4*6; (4.19) б) у = 0,0143 + 0,0042*! + 0,0017*2 + 0.0011х, + 0,0023*1 + -f- 0,00I*j*4 0,0013*2*4 + 0,001*з*ь. (4.20) Для относительных остаточных напряжений ое /<ъ: а) у= 2,027 — 0,158^ — 0,462*2 + 0,203*1 —0,257*1 —0,174*л + + 0,175*2*, + 0,152*!*,; (4.21) б) у= 1,263 + 0,217¾ + 0,206*, + 0,042х| + 0,077*!*,— 0,114*1*, + -f* 0,051*5*4 — 0,064*5*5 *4* 0,033*4*5» (4.22) Для относительной шероховатости поверхности RajH: а) У,= 3,687 — 0,178*4 + 0,524*,—0,198*4 + 0,86*? — 0,457*1 — — 0,59*1 — 0,152*!*, + Q.165*,*,—0,298*2*, + 0,456*,*,; (4.23) б) "у = 2,12 — 0,443*2 + 0,287*д—.0,096*, + 0,133*? — 0,083*!*, + *)• 0,12*|*4— 0,107*5*, •f' 0,063*5*4 -J- 0,063*4*,. (4.24) Для облегчения расчетов по уравнениям (4.17) — (4.24) можно воспользоваться номограммами. Так как структура номограмм оди. накова, определение искомых значений .параметров качества по 76
хг V + t,0 + 0,8 +0,6 + 0,4 + 0,2 О -0,2 -0,4 -0,6 -0,8 - W 1,2 1,6 2,0 2,* 2,8 :,2 Рис. 4.20. Номограмма для определения остаточных напряжений в оболочках из алюминиевого сплава Д1. всем номограммам аналогично. В качестве примера рассмотрим номограмму для определения остаточных напряжений оболочки из сплава Д1 (рис. 4.20). В качестве исходных приняты кодирован¬ ные значения Х\=—0,8; х2——0,6; х$=0; *4=0,2; *5=—0,7. В квад¬ ранте I из точки х$——0,7 проводим горизонталь до встречи с ли¬ нией, соответствующей значению х\, и далее в квадрант III до пе¬ ресечения с лучом х2=—0,6. В квадранте V находим точку пересе¬ чения с лучом, соответствующим значению *4=0,2. Из квадранта I опускаем вертикаль в квадрант II до пересечения с наклонной пря¬ мой и из точки пересечения проводим горизонталь в квадрант IV до встречи с вертикалью, опущенной из квадранта III. Точку встре¬ чи сносим в квадрант IV, где на ординате получаем ое = =2,531. Анализ уравнений (4.17) — (4.24) и графиков, приведенных на рис. 4.21—4.24, позволяет сделать выводы, подтверждающие ре¬ зультаты проведенных ранее экспериментальных исследований. На рис. 4.21 показаны зависимости.AD/Я от относительной началь¬ ной разностенности заготовки. Из рисунков видно, что независимо от рода материала относительная овальность возрастает с увели- 77
ав/н АВ/Н 0,08 0,08 0,04 0,02 & А Л С л к W 0,14 0,11 0,08 0,05 ен/н г\ Фз III Ч>1 0,1 0,25И/Н 0,1 о,г О) Рис. 4.21. Зависимость AD/H от от* носительной разностенности заготов¬ ки (dm/H=6,3; o/fi=1805; =0,46; ¢,=0,48: ¢,=0,53): а — сталь • J2X18HI0T; б — сплав Da„JH-22 8) В) Рис. 4.22. Зависимость 6Н/Н от от» носительной разностенности заготов» ки (D/H= 22; ¢=0.48): а —сталь 12X1SH10T (о//,-1806); / — 4Ш/Я-5; 2-d(f|/H=0,3; 3 -ч(в/Я-7.6; б — сплав Д! (бш/Я—S); 1 — 0Д1—?102i 2 - off,-1806; 3 — o/ft-lBOB чением разностенности заготовки и степени деформации. Графики на рис. 4.22 иллюстрируют зависимость относительной разностей- ности оболочки от исходной разностенности заготов¬ ки в случае различных размеров давильных элементов и отноше¬ ний v/fu / При ротационной вытяжке стальных заготовок разностенность получаемой оболочки тем меньше, чем меньше размеры давильно¬ го элемента (см. рис. 4.22,а). Вместе с тем снижение исходной раз¬ ностенности тем больше, чем меньше исходная разностенность за¬ готовки. Влияние отношения v/fi на изменение относительной раз¬ ностенности оболочки показано на рис. 4.22, б. Как следует из гра¬ фиков, полученных для алюминиевого сплава Д1, лучшее исправ¬ ление разностенности оболочки имеет место при большей разно¬ стенности заготовки, а меньшая разностенность оболочки обеспе- Рнс. 4.23. Зависимость Яа/Н от onto* шеям v/fj (8Л/Я=0,2; <*Ш/Я=6,3; 0а*т/Я«22; ¢1=0,43-, ¢,=0,48: ¢,= =0,53): Рис. 4.24. Зависимость о^/а, от от- восительной разностенности заготов¬ ки (<*Ш/Я=6,3; t>/fi=1805): а— сталь 12X18H10T; ¢(-0,43: Ф»“0.48; ¢(-0,63.: б —сплав Д1; / — Я14г/Я—32;: 78
чивается при больших отношениях иЦ\. На рис. 4.23 показано из¬ менение шероховатости на стальной и алюминиевой заготовках при* различных значениях v/fi и ф. Из графиков следует, что шерохо¬ ватость оболочки снижается с увеличением значений i*/fi независи¬ мо от материала. Чем больше степень деформации, тем больше шероховатость. Изменение остаточных напряжений у стальных и' алюминиевых заготовок в зависимости от их исходной разностей- ности показано на рис. 4.24. Остаточные напряжения у стальных оболочек возрастают с увеличением разностенности. заготовки и* степени деформации (см. рис. 4.24,а). Влияние диаметра алюми¬ ниевой заготовки и ее разностенности на характер изменения Ое /а, показано на рис. 4.24,6. Из графиков следует, что незави¬ симо от диаметра заготовки остаточные напряжения тем больше, чем больше раэностенность заготовок и их диаметр. При пост¬ роении математической модели ротационной вытяжки роликовыми устройствами с учетом использования уравнения регрессии = f(DaarjH; dp/z-pl A/Я; т; f/vOK), (4.25> где dp — диаметр ролика; гр — радиус ролика; ffv0к — относитель¬ ная скорость подачи; о0к — частота вращения оправки; f — ско¬ рость продольного перемещения давильного элемента [17]. В табл. 4.3 в скобках дано обозначение факторов. Статистической обработке были подвергнуты результаты обме¬ ров оболочек из алюминиевого сплава АМцМ, полученных рота¬ ционной вытяжкой заготовок диаметром 100 мм и толщиной стенки Таблица 4.8 Уровни факторов и интервалы варьирования для ротационной вытяжки роликами Уровни и интервалы S if S §£ s 111 «2 3 * ji jk ! § it* i i i. i S d № (X,) (**) (X.) <*4) (x.) Основной уровень 0 25 7,5 1,5 ‘ 4 523 Интервал варьирования 5 0,5 0,2 1 262 Нижний уровень «—1* 20 5 1,3 3 261 Верхний уровень с-(-1» 30 10 1,7 5 785 79i
3 мм. В качествё параметров, характеризующих геометрическую точность и качество оболочек, приняты: относительная разностенность 6А/Я, где бh — разностенность после ротационной вытяжки; относительная овальность &D/Dma, где ДD — овальность после ротационной вытяжки; относительный наплыв Нтат]Н, где Ятат — максимальная тол¬ щина стенки перед фронтом давильных элементов; относительный зазор г/г„ачЬ где г — внутренний зазор между оправкой и оболочкой, а гиач — начальный внутренний зазор меж¬ ду оправкой и заготовкой; относительная шероховатость RafH, где Ra— шероховатость наружной поверхности после вытяжки. Два первых параметра были использованы для выбора режи¬ мов на предварительных проходах ротационной вытяжки роликами, а остальные на заключительном проходе. В результате обработки данных многофакторного эксперимента по плану Хартли получены зависимости выбранных параметров от основных факторов. Для относительного зазора 2/zna4: £= 1,4575 + 1,443*1 + 0,918*1 + 0,103*, — 0,089*2 + 0,9*| + , и 0,8012*!*, + 1,2909*!*, + 1,5229*!*4 + 0,1429*i*6 — 0,5955*,*, + + 0,865*2*4 + 1,69*а*6 +1,1189*3*4 + 0,0238*3*, + 0,8634*,*, + + 0,7682¾ + 0,7281*4 + 0,0987*, + 1,1112*4 + 0,7042*,. (4.26) Для относительной разностённости бА/Я: д = 8,612 + 0,577*! + 0,937*а + 0,707*, + 0,981*, + 0,264*, + + 0,856*!*2— 0,054*!*, + 0,291*!*,—0,291*1*,— 0,879*^ + + 0,63*2*4 + 0,329*а*6 — 0,259*3*4 + 0,017*,*,— 0.364*,*,— — 0,015*? + 1,583*1 — 0,441*1 + 0,144*1 — 0,522*1; (4.27) Для относительной овальности А/Э/Аяд' £= 472,579 —312,97¾ + 165.281*, + 266.012*, — 25,048*, + + 186,06*,— 103.497*!*, — 243,421*!*, — 114,97*1*, —*■ 166,609*!*,—202.763*,*,+ 231,37*л— 125,693*,*,— — 232,599*^4 + 177,776*,*» + 245.602*,*, + 170,074*? + + 425,254*1 —155,567*1 + 411,944*? — 72,542*1. (4.28) Для относительного наплыва.Ятах/Я: у = 1,3745 + 0,04*? - 0,023*1 - 0,199*1 + 0,068* | - 0,018*1 + _ +0,0116*!+0,0851*, + 0,0627*, + 0,1176*, + 0,1249*, + 0,0449*1*, + 80
2/*нач + 0,0005*i*a + 0,015xj*« — 0,1973зд — 0,0294ед + 0,0184*,x« + -Ь 0,0279*,*, — 0,074*3*« — 0,0167*.*, + 0,0213*«*,. (4.29) Для относительной шероховатости RafH: 188,082 —14,04*« — 49,438*, — 12,456*, + 8,516*« + 29,134*ь — 6,315*!*, + 12,656*!*, — 7,242*!*«—7,771*!*, + 5,688*,х, + *4* 9,551*2*« 19,38*2*5 *f* 5,58д%*« — 23,775*,*, ~* 17,343*«*, ■ — 23,954*? — 24,689*| + 45,519*? + 20,807*? — 60,489*?, (4.30) На рис. 4.25—4.29 приведены некоторые характерные графики, построенные с помощью уравнений (4.26) — (4.30), иллюстрирую¬ щие влияние факторов на различные параметры процесса. С увеличением степени обжатия стенки заготовки относитель- Рис. 4.28: Зависимость относительной овальности от относительного диамет¬ ра ролика и степени обжатия (т=б; о-'-261; Я/С,ОР=0103; лр,=0.23; Ф*=0,35; ¢,=0,45) б Зак. 970 И/Нтах Рис. 4.29. Зависимость относительно¬ го наплыва от степени обжатия я числа давильных элементов (dp/rp= -б; о-,«=261): /, i-H[Dw-o,<a- 9, 4-Л/П.„-0.0В 81
ный зазор г/гИач возрастает (рис. 4.25). Его величина тем больше,, чем меньше число давильных элементов и отношение HJDод. От¬ носительная разностенность бЛ/Я оболочек зависит от размеров давильного элемента (рис. 4.26). Как видно из рисунка, с увеличе¬ нием диаметра ролика относительная разностенность становится меньше. Она определяется также и числом одновременно работаю¬ щих роликов. Чем больше число роликов в устройстве, тем мень¬ ше разностенность оболочки. Относительная разностенность обо¬ лочек зависит от степени обжатия ф и относительного диаметра ролика (рис. 4.27). Чем больше ф и меньше отношение dp/rp, тем меньше относительная разностенность. Увеличение диаметра давильных элементов снижает овальность оболочек, и это снижение тем эффективнее, чем меньше ф (рис. 4.28). На рис. 4.29 показана зависимость относительного на¬ плыва от степени обжатия. Минимальные значения наплыва име¬ ют место при степени обжатия ф=0,30ч- 0,40 независимо от числа давильных элементов. Однако уменьшение числа роликов приводит к увеличению наплыва. Наплыв зависит также и от отношения Я/Янзд. При более тонкой стенке наплыв меньше. Глава 5 ИССЛЕДОВАНИЕ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ Теоретическое определение усилия при ротационной вытяжке в рилу объемного характера напряженно-деформированного состоя¬ ния материала в пластической области является сложной задачей'. В работах [1, 2, 8, 9, 13—34] рассматривается процесс ротацион¬ ной вытяжки на специализированных станках двумя-тремя роли¬ ками большого диаметра толстостенной заготовки. Чаще всего» процесс представляется в виде плоской задачи. При ротационной'вытяжке тонкостенных оболочек шариковыми устройствами тип применяемого сферического давильного элемента и относительно тонкая стенка заготовки требуют особого подхода к постановке задачи определения усилий, поскольку в месте кон¬ такта инструмента с заготовкой возникает локальная объемная деформация со сложным характером течения материала. 5.1. ПЛОЩАДЬ КОНТАКТНОЙ ПОВЕРХНОСТИ Количественная оценка усилия при ротационной вытяжке связа¬ на с определением площади контакта давильного элемента с обра¬ батываемой заготовкой и удельного усилия процесса. Последнее, в свою очередь, зависит от геометрических и технологических харак¬ теристик процесса и свойств материала. Рассмотрим в геометрической постановке с приближенной ко¬ личественной оценкой площадь контакта шарика радиусом гт с цилиндрической заготовкой, меридиональное сечение которой по¬ де
Рас. 5.1. Схема к определению пло- £/2 щади контакта казано на рис. 5.1. Задача решается без учета пластического фор¬ моизменения, т. е. вытеснения материала в процессе вытяжки из-под шарика, перемещения материала в осевом направлении и внеконтактной деформации. Известны решения, когда за площадь контакта принимается проекция эллипсоида на плоскость, перпендикулярную к нормаль¬ ной силе [21], или когда по известному усилию, приходящемуся на один давильный элемент, и исходному значению предела текучести оценивается радиус отпечатка [26]. Приведенные в работах [21, 26). выражения для определения площади контакта могут быть исполь¬ зованы только при процессах поверхностно-пластического дефор¬ мирования, когда относительное перемещение шарика в радиаль¬ ном направлении изменяется в пределах 0<ДЛ/гт<0,1, где Дh — обжатие, мм. В случае ротационной вытяжки, когда пластическая деформация становится большой, обнаруживается значительное расхождение между расчетными и экспериментальными значения¬ ми площади’контакта. В принятой постановке задача сводится к определению площа¬ ди сферического треугольника Fn, образованного перемещением сферической поверхности шара с центром в точке Ci (см. рис. 5.1), и торообразной поверхности вращения окружности радиусов гш с центром в точке Сг относительно оси цилиндрической заготовки с внешним радиусом RaBX. Площадь FK определяется по формуле Вводя безразмерные величины и преобразуя формулу (5.1), получим (5.1) в* 83
(8.2) JJ j/1 + (ir) + (-§•) dxdjl ;= 1 + Л.„ - ДА- V (5.3) где (5.3) — уравнение поверхности шара; (£>) — проекция Сфери¬ ческой области на плоскость; безразмерные значения всех перемен¬ ных (г, Лэаг и др.) даны в долях jm. После подстановки значения z в уравнение (5.2) получим У* (5.4) Уравнения границ Л1ЛГ в NP (см. рис. 5.1) проекции поверх' ности контакта на плоскость ху соответственно будут + ** + (1 + #заг—— 1 2(1 +Я.аг-АЛ) } (5.5) Y% я+^_ 4(1Н-Лааг + М) Vt-ffz+jH (i +• Лааг + ДА) J (5.6) После интегрирования уравнения (5.4) получим *м — _ *лг — __ 7П= Г arc sin———dx4~ f arcsin———-dx. (5.7) J VT-? ) VT-? *P Фактическая площадь контакта будет отличаться от площади контакта, полученной по формуле (5.7), так как последняя не учи- тывает изменение толщины стенки заготовки в процессе ротацион¬ ной вытяжки, вида материала и режим обработки. Влияние этих факторов может быть учтено введением поправочного коэффициен¬ та. Тогда F~FM-C, (5.8 где С — поправочный коэффициент, определяемый эксперимен¬ тально. Влияние степени деформации на коэффициент C—F/FK показа¬ но на графиках (рис. 5.2), построенных по результатам ротацион¬ ной вытяжки заготовок из стали 12Х18Н10Т и алюминиевого спла¬ ва АМгб диаметров 2)3аг—64 мм и исходной толщиной стенки 2 мм. Вытяжку заготовок осуществляли при различных степенях обжа¬ тия шариковым устройством, оснащенным пятью давильными эле¬ ментами диаметром 19 мм. при осевой подаче f—0,2 мм/об (/i= -///71=0,2/5=0,04) и частоте вращения шпинделя N0в=500 в мин. 84
Рис. 5.2. Зависимость коэффициента С от степени обжатия и вида материала: /, а — Рж определена по формуле (5.7); 3, 4 — FK определена по формуле Д. Д. Папшева [21] Из рис. 5.2 (кривые / а 2) следует, что коэффициент С при выб¬ ранных условиях зависит от степени деформации слабо, а от вида материала существенно. Так, для стали 12Х18Н10Т (рис. 5.2, кри¬ вая )) С=1,18ч-1,23, а для сплава АМгб (рис. 5.2, кривая 2) С = — 1,45ч-1,53. На рис. 5.2 показаны также графики (кривая 3 — для стали 12Х18Н10Т и кривая 4 — для алюминиевого сплава АМгб), иллюстрирующие результаты вычислений при использовании фор¬ мул, приведенных в работе (21]. Из графиков видно, что С с увели¬ чением степени деформации резко возрастает. На рис. 5.3 приведены зависимости относительной площади кон¬ такта от параметра АЛ. При увеличении подачи (рис. 5.3, а) и диаметра заготовки (рис. 5.3, б) площадь контакта увеличивается. Более существенным, однако, является влияние подачи. Решение, полученное на основе геометрической постановки за¬ дачи, позволяет сравнительно просто (при любом значении степени обжатия) перейти от расчетного значения площади контакта к фактическому. Рис. 5.3. Зависимость относительной площади контакта от параметра ДА—А/Я (алюминиевый сплав Д1): а—пря намеиепт подачи; J —"/7“0.03; 2 —71—0,018; 3 --Ti-0,07; б — пря иамененап ра* дпуса заготовки: 1 — 2 — Я**г-Э,24;
6.2. ИССЛЕДОВАНИЕ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ МЕТОДОМ ГЛАВНЫХ НАПРЯЖЕНИИ Мощность привода осевого перемещения раскатного устройства определяется осевой составляющей, оценка которой может быть получена, если течение материала считать плоским [35]. Используя метод главных напряжений, полагаем, что сечения при перемеще¬ нии в пластической области остаются плоскими, а главные оси сов¬ падают с направлением выбранных осей, и главные напряжения зависят только от одной координаты. Составим приближенное уравнение равновесия, для чего выделим элементарный объем, ог¬ раниченный двумя параллельными плоскостями, отсекающими ма¬ лые участки контактных поверхностей. Так как вдоль поверхности контакта шарика и оправки с материалом действуют силы трения, направление которых зависит от характера течения при различных способах ротационной вытяжки, следует различать усилие Pie, воспринимаемое стенкой полуфабриката, и усилие Pi, приложенное к шарику, — осевое усилие ротационной вытяжки. Анализ схем (рис. 5.4) показывает, что при прямом способе вы- Ы
тяжки сила трения уменьшает растягивающие напряжения в се¬ чении за давильным элементом. Это дает возможность повышать предельную степень обжатия, ограничением которой может быть разрыв стенки полуфабриката. При обратном способе вытяжки силы трения увеличивают сжимающие напряжения в сечении перед давильным элементом, что ограничивает степень обжатия из-за потери устойчивости стенки полуфабриката перед фронтом давиль¬ ных элементов. Приближенное дифференциальное уравнение равно¬ весия сил, действующих на выделенный элементарный объем, имеет вид: для прямого способа вытяжки <(оЛ)—<ГГт - dTm cos (7/2) + <W sin (7/2) = 0; (6.9) 4(oJP£ + <*Гя1р + <Я"и cos(7/2) + sin (7/2) = 0, (5.10) где о*. и Fx — текущие значения осевого напряжения н площади -поперечного сечения полуфабриката: dToap—ропр^^опр^Цопр^оирХ XnD0apdx — сила трения со стороны оправки; ропр — коэффициент трения материала об оправку; Jvonp — нормальная сила, действую¬ щая со стороны оправки; Dottр — диаметр оправки; qonp~Conp<Jv; <dTm=iimdNm^\imqmnDxdx/cos(y/2)—сила трения со стороны да¬ вильного элемента; рш — коэффициент трения материала о давиль¬ ный элемент; dNui—qmnDxdx/cos(yf2); qm^cmcv] ст и Совр — коэф¬ фициенты, числовое значение которых зависит от принятой фор¬ мы границ пластической области [35]. Приближенное условие пластичности имеет вид = (5-И) где о*—текущее значение предела текучести; А. = 1,15 — коэффи¬ циент, учитывающий плоское течение. Решая совместно уравнения (5.9), (5.10) и (5.11), получим для прямого способа вытяжки -P| = -(1 — Ч'У*-*] - _ 1WWщ rt вс / » \ С I 1 1) tg(v/2) L В— 1 \ Ч>—1 ) ^ В — 1 1 —яр 1 — Ф J (5.12) -а для обратного способа вытяжки цд| , f РоирсопрЩ tg (y/2) (5.13) S7
Здесь o«m—среднее значение пре¬ дела текучести: (5.14> А = (5Л5) е,-— среднее значение суммарной интенсивности деформаций; kn^ —In (1+ 2Р) — степенной показа¬ тель упрочнения; 2Р—(26ю— — 6з)/Ю0 — равномерное удлине¬ ние; 65 и бю — полное относитель¬ ное удлинение соответственно пя¬ ти- и десятикратных образцов; /над — площадь поперечного се¬ чения образца; B=\ianj?coirpmt+ +clM[p±/g(Y/2)]; я2йоир/1)вдд+D-иг); c=aja9. Оценка осевой составляющей усилия может быть получена также на основе метода характеристики, предложенного Р. Хиллом для вытяжки [37]. Для каждого меридионального сечения, характеризуемого уг¬ лом 0< (рис. 5.5), определяется степень обжатия, средний угол наклона касательной к поверхности давильного элемента, длина дуги контакта и отношение q/2k. Здесь к— сопротивление мате¬ риала сдвигу. Среднее значение осевой составляющей удельного усилия Pi=Pi/2k Pt0p = h ср*, cpffi ер sin (Vi ср/2) A0|/Ft, (5.16) 1=1 где /Ср= (li+U+i)f2; (Ri+Ri+i)l2; <7fCp= (qi+q%+i)l2\ у<ср~ = (y«+Y«+i)/2. Исходя из степенной функции, аппроксимирующей кривую ис¬ тинных напряжений, (5.14) находим <^ер = И/(*п+ ^Vk- где е{ср.и= (2/3) ^ шах — среднее конечное значение интенсивности деформации на выходной границе пластической области в текущий момент, а е{ шах = Глах/К3 — максимальное значение интен¬ сивности деформации сдвига в меридиональной плоскости, опре¬ деляемое из условия Вщах W PI2k W plcр. Осевая составляющая усилия Pi = 2kcpFmM 1 + Hctg(Yop/2)Kop]. (5.17) Ряс. 5.5. Схема к определению на¬ пряжений и усилий методом характе¬ ристик: / — меридиональное 6 — осевое сечение
Рис. 5.6. Зависимость осевой состав* ляющей усилия от степени обжатия * (сталь 12Х18Н10Т; гЬ=0,20; /.= -0,0165; Я=3 мм): I — экспериментальные значения; 3,3 — расчетные значения, полученные по формулам <5.12) и (6.17) Здесь *ор = [(2 j/з) 1 Р/Ср]*«/1КЗ (1 + £п)] среднее значение сопротивления материала сдвигу в пластической области; С\ — коэффициент, учитывающий увеличение действитель¬ ной площади контакта; уср — угол контакта давильного элемента с заготовкой в меридиональной плоскости, проходящей через центр шарика; Р]^ «= Р^рт0/2л — среднее по диаметру оболоч¬ ки значение удельного усилия. На рис. 5.{б приведены графики изменения осевой составляющей усилия в зависимости от степени обжатия, построенные на основа¬ нии расчетов по формулам (5.12) и (5.17) и экспериментальных значений усилий, полученных при прямом способе вытяжки. Из графиков видно, что наиболее близкую сходимость с опытными значениями осевой составляющей усилия имеют расчетные значе¬ ния, полученные методом характеристик. Значение осевой составляющей усилия Pi, полученное методами главных напряжений и характеристик, является приближенным, поскольку при анализе не учитывалась действительная форма оча¬ га деформации и факторы, определяющие характер течения мате¬ риала. Решение, исключающее этот недостаток, приводится ниже. 6.3. ИССЛЕДОВАНИЕ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ МЕТОДОМ «ВЕРХНИХ ОЦЕНОК» Рассмотрим приближенное решение задачи с помощью метода верхних оценок, предусматривающего схематизацию очага дефор¬ мации и подбор кинематически возможного поля скоростей, а так¬ же удовлетворяющего граничным условиям и условию несжимае¬ мости. Использование метода верхних оценок позволяет получить верхнюю оценку мощности внешних сил. Задача решается в пред¬ положении, что материал заготовки жестко-пластический, неупроч- няющийся, изотропный, подчиняется условию текучести Губера — Мизеса и ассоциированному с ним закону пластического течения. Основное вариационное уравнение можно записать в виде Nj. = k f TJdV + J + k J [v] ds, (5.18) " (h (Щ (s9) 89-
taw > shot,;!,) напряжение на поверхности где NK — полная мощность де¬ формирования, равная мощно¬ сти внешних активных сил; V —объем материала, находя¬ щегося в пластическом состоя¬ нии; Я — интенсивность скоро¬ стей деформации сдвига; тк — Рве. 5.7. Схема очага деформации гЖ*з;уз;гз) контакта между давильным элементом и заготовкой; ок— скорость течения материала от¬ носительно контактной поверх¬ ности; 5Р и SF — поверхность разрыва и поверхность контак¬ та между инструментом и ма¬ териалом; [о] — скачок танген¬ циальной составляющей ско¬ рости. Экспериментальными исследованиями установлено, что очаг пластической деформации распространяется от контактной поверх¬ ности на всю толщину материала, и его наиболее простая форма может быть описана криволинейной пирамидой, основанием кото¬ рой является пятно контакта давильного элемента с заготовкой. Заменяя дуги хордами, упрощенный очаг деформации можно пред¬ ставить в виде треугольной пирамиды с основанием-треугольником АВС (рис. 5.7), координаты которого совпадают с координатами крайних точек пятна контакта [5]. Вершина пирамиды (точка D) лежит на внутренней поверхности заготовки. Выбираем систему координат так, чтобы ось ОХ совпадала с осью заготовки, а оси 'О У и OZ находились в плоскости поперечного сечения заготовки и точка D могла перемещаться в плоскости XOY (рис. 5.8). Накладываем следующие ограничения на течение матери¬ ала: а) считаем, что материал поступает в очаг деформации через грани ABD и BCD, а выходит через грань ACD (см. рис. 5.7); б) принимаем, что в очаге деформации направление течения ма¬ териала совпадает с линиями пересечения плоскостей, параллель¬ ных плоскости контакта АВС, с плоскостями, параллельными плос¬ кости DKB, разделяющей поступающий материал на две части; в) полагаем, что давильный элемент неподвижен, а материал поступает в очаг деформации в направлении вращения заготовки; г) определяем затраты мощности внешних сил, приходящихся на один давильный элемент. Найдем безразмерные координаты (в долях Я) характерных точек очага деформации ABCD (см. рис. 5.8) Заменяя криволиней¬ ные границы области контакта прямыми линиями, получим упро¬ щенную схему пятна контакта в виде треугольника АВС. Координаты точки А этого треугольника определяются выраже¬ ниями 90
_ Ряс. 5.8. Схема к определению х границ очага деформации *о= —У АЛ(2гш—М) Й» = — tg Р (0.5Д — х0); Координаты точки В *1 — (2^»аг — Aft) Ah ^3»Г + ^Ш + АЛ Координаты точки С (2R«ar — АЛ) Aft 1 4(rm + ^3ar — АЛ) J (5.19) (5.20) х,« о,5п; У2=0\ я^ир—ДА. (5.21) Координаты точки D выберем с учетом дальнейшей минимиза¬ ции решения. Положение точки D ограничим площадью проекции плоскости АВС на координатную плоскость XOY. Примем коорди¬ наты точки D X* = *0 +0.9Д; У* — Pi/3,4. ¾ = Дв — 1. (5.22)
Исходя из условия непрерывности нормальной составляющей скорости на грани ACD, определяем координаты точки К Р««(0о —Я&)/(1 +*); (5.23) *4 — (*о ^2г)/(^ “1“ ^>)* где Д = («оАлВО + ^BCD) УН*Ш — Ч) Рв + (ft — Ро) (¾ — Zfl)]* + [fe — *0) X 5 X(*a—г0)—(х^^)(2а—Zo))a+[(*»--*o)(P«—Ро)—(*з— (5.24) Здесь vS.1 и Гог —нормальные составляющие относитель- ных скоростей входа материала через плоскости ABD и BCD и его выхода через плоскость ACD; Sbcd, Sabd, SAcd — площади сечения граней ABD, ЛС.О, BCD пирамиды (см. рис. 5.7). Кинематику течения материала в пластической области опишем с помощью линейной функции координат Р Ахх -|- В\У ~г Схг -f Р| | у АдХ -f- ДдУ + С9г Ра АуХд -f- В1Уд -f C-jZg + /)j AgXg -f* Bgt/l “)" CgZl -)- Dq (5.25) где Vi — проекция скорости течения материала на оси координат; о<>< и vu — проекции скорости течения материала на входе и вы¬ ходе соответственно по осям координат; *о» Уо, zo и Х\, уи z\ —коор¬ динаты точек входа и выхода. Уравнения плоскостей входа и выхода материала Ахх + Bjy + Схг + Dt = 0 и А^х + В^у + C0z -f D0 = 0. (5.26) Линейные функции (5.25) для скоростей течения материала тождественно удовлетворяют условию несжимаемости [23] dvjdx -f dvjdy -f dvjdz = 0. (5.27) С помощью соотношений Коши и выражения (5.25)_ можно вы¬ числить компоненты скоростей деформаций в*, е„, вг и Вуг, вис, а также интенсивность скоростей деформаций сдвига П [10]. Найден¬ ные значения интенсивности скоростей деформаций сдвига позво¬ ляют перейти к. определению относительной мощности внутренних сил в пластической области Nm = (1/1>0Я*) f ndV. (5.28) Использование модели жесткопластического тела приводит к тому, что выбираемое кинематически возможное поле скоростей неизбежно содержит разрывы скоростей, по крайней мере, на по- 92
m-рхностях, разделяющих жесткие и пластические области дефор¬ мируемого тела. В рассматриваемом случае имеются четыре таких плоскости: две плоскости входа ABD и BCD, плоскость выхода ACD и плоскость раздела двух потоков BKD. Общая мощность, затрачиваемая при переходе плоскостей раз¬ рывов, *р = (1/»»^*) Г J 1¾] dS + J [t, ] ds -f I l»B] dS -f ► J [v9] dS |. | ABD BCD1 1 ACD BKD J (5.29) Используя правило вычитания векторов и проводя соответст¬ вующие преобразования, получим величину разрыва тангенци¬ альной составляющей скорости на плоскости ABD И - yf 1¾ ctg (a. + ["■?? " —^¢18(0,+ajГ 1 (5.30) L cosa, J Величина разрыва тангенциальной составляющей скорости на плоскости BCD fa -/1¾ ctg (а, + «Л ‘ + [ -^ +-—]2 - * —2¾ Ctg (a, + а«) «о cos (»1 + tt,)cos«« (5.31) 00S OCg Величина разрыва тангенциальной составляющей скорости на пло¬ скости ACD ¢.1 = /+ " — 2 tg atv" (ctg рй" —Yl—) cos Yi (5»32) \ sin p cos a* / Величина разрыва тангенциальной составляющей скорости на плоскости BKD tvp] = V1¾ ctg (аа + aj]2 •+ [0S2 ctg (0¾ + а4)] 2 — -С _ __ ' — 2voiVm ctg (а* + ctg (а, + а4) cosa^ . (5.33) В уравнениях (5.30 — (5.33) приняты следующие обозначения: и а® — нормальные составляющие скорости до перехода ллоскостёй ABD и BCD;, at — угол между проекцией вектора ско- 93
рости входа материала в пластическую область Vo на плоскость XOY и осью ОУ; аз— угол между осью OY и проекцией отрезка АВ на плоскость XOY\ аз— угол наклона плоскости разрыва ABD к оси OZ; 04 — угол между осью 0Y и проекцией вектора скорости материала в пластической области »о на плоскость XOY; as — угол между векторами тангенциальных составляющих скоростей мате¬ риала при переходе на плоскость разрыва ABD; ав, а? и ав — углы» заменяющие углы as, аг и аз соответственно при замене ooi и в выражении j5.31); ag— угол наклона плоскости разрыва A CD к оси 02\ аю — угол между векторами тангенциальных со¬ ставляющих скорости материала при переходе на плоскость разры¬ ва BKD; Yi — угол между вектором скорости vo и его проекцией на плоскость XOY; Уз — угол между вектором линейной составляющей скорости выхода v\n и его проекцией на плоскость XOY; v\n — нор¬ мальная составляющая скорости v\ на выходе из пластической об¬ ласти; р — угол подачи. Подставляя полученные величины разрывов скоростей (5.30) — (5.33) в выражение (5.29) и интегрируя по соответствующим пло¬ скостям, получим суммарную мощность пластической деформации на поверхностях разрыва. При определении мощности пластического формоизменения на4 поверхности контакта примем касательные напряжения Тк—рЛ, а значения р в пределах 0<р<1, где р— коэффициент трения. В случае р= 1 где ик— скорость перемещения материала относительно контакт¬ ной поверхности: Составляющие скорости ок представляем в виде уравнения (5.35), а выражение мощности на. поверхности контакта запишем следующим образом: Рассмотрим плоскость АВК. Заменяя интеграл по плоскости ин¬ тегралом вдоль отрезка ВК и полагая, что скорость во всех точках отрезка АРк (см. рис. 5.7) одинакова и имеет те же значения, что и в точке PK[i>=VpK(xK, Ун, zK) ], получим выражение относительной мощности, расходуемой на трение в плоскости В КС. В случае р= =0 второй член уравнения (5.18) равен 0. Определив составляю¬ щие уравнения (5.18) и решив его, приравняем полную мощность деформирования Nn к мощности внешней нагрузки ЛГВ» Тогда пол¬ ное усилие процесса, приходящееся на один давильный элемент» ЛГТ =(l/i»0//*) J vK(x, у, z) dS, (5.34) йк = ]/ ol + vl + vl (5.35) Р = ЛГд/ц,. 94 (5.37)
В общем виде усилие процесса можно представить в виде P — f(dш; Ahi vjfc Z)ggr). С целью получения более точной верхней оценки усилия была выполнена минимизация полной мощности деформирования. Мини¬ мизация сводилась к определению координат точки D на плоскости XOY, соответствующих минимальному значению На плоскость АВС была наложена координатная сетка с шагом 0,1/. Вычисление координат шаг за шагом выполнено на ЭВМ «Наири-2». Для каждых координат просчитывалось значение В результате получены координаты точки D, соответствующие минимальному значению NR: *а = *о + 1.32¾ Й = Л/1.66; — Z(f •— 1. (5.38> С целью получения удобных для практического использовании аналитических зависимостей для оценки усилия результаты расче¬ тов были аппроксимированы полиномом второй степени от входных переменных (технологических факторов). Полное относительное усилие, приходящееся на один давильный элемент: а) шероховатый (ц—1) Р = (1/о«) АГ% [0,653\dw — 0,02714¾ + 200,1996ДЛ — — 205,5509АЛа — 0,000542 (t>/A)a+ 0,0000004 (о/Д)» + 0,0509455«, + + 0,0015715^- 50,6972]; (5.39> б) гладкий (р“0)’ Р *= (1/0«) АГ*сп [0,5998¾ — 0,025224¾ + 184,3457ДЛ — — 188,4059АА“ — 0,0000004 (ц/Д)а + 0,047132/5,+ + 0,0014285^—47,1211], (5.40> где 002 — условный предел текучести; kn — показатель деформаци¬ онного упрочнения (коэффициенты А и кп определяют по методике» приведенной в работе [25]). Средняя интенсивность деформации сдвига' /•„^ЛсрДг + Ж’» (5.41> Здесь ЯСр — средняя интенсивность скорости деформации сдвига в пластической области; At— Vj(v0nF) — условное время, в течение которого объем очага деформации полностью обновляется; V — объем материала, находящийся в пластическом состоянии под дей¬ ствием одного давильного элемента; »оп — нормальная составляю¬ щая скорости входа материала в пластическую область;'‘i7 — пло- 95
щадь входного сечения; ГСр — интенсивность деформации сдвига на плоскостях разрыва; /р™!©]/©*, где v — скачок тангенциальной ■составляющей скорости на плоскости разрыва; ип — нормальная •составляющая скорости на плоскости разрыва. На рис. 5.9 и 5.10 приведены результаты теоретического и экс-
нориментального исследования силовых параметров процесса ро¬ тационной' вытяжки шариковыми устройствами. При сопоставле¬ нии этих результатов относительное экспериментальное усилие при¬ нималось Рш = PJ&о.Яа), (5.42) где Рэ— экспериментальное усилие, приходящееся на один да¬ вильный элемент. Методика определения Р9 изложена в п. 5.4. На рис. 5.9 и 5.10 видно хорошее совпадение теоретических зна¬ чений с экспериментальными. £.4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ Экспериментальное исследование силовых параметров ротаци¬ онной вытяжки проводили с помощью шарикового устройства, рас¬ положенного на универсальном токарно-винторезном станке 1К63. Определяли три составляющие усилия ротационной вытяжки: осе¬ вую Р{, радиальную Рт и тангенциальную Рт. Опыты проводили на заготовках из алюминиевого сплава Д1 и легированной стали 12Х18Н10Т диаметром 64 мм и толщиной стен¬ ки 3 мм. Опытные значения осевой составляющей усилия Pi были получены с помощью тензодатчиков, размещенных на чувствитель¬ ном элементе — втулке, установленной между опорным кольцом и торцовой поверхностью корпуса устройства (рис. 5.11). Для изме¬ рения радиальной составляющей усилия Рг аналогичные датчики размещали на торцовой поверхности опорных колец. При тарировке предполагалось, что нагрузка распределяется по всем шарикам: Р\ = Р/т; Рг = P/fatgoe,,), где ок — полуугол конуса при вершине тарировочной оправки; Р — усилие, приложенное к оправке при тарировке. Тангенциальную составляющую усилия Рт определяли через крутящий момент, снимаемый с вращающейся оправки с помощью специального приспособления, осна¬ щенного проволочными тензодат¬ чиками: Рт = Рт/т. Тангенциальную составляющую усилия, приходящуюся на один ша¬ рик, можно определить косвенным путем по расходу мощности, глав¬ ного привода станка Pi = til,95-lOWW^miD^—Ah)], где ц—0,85-=-0,95— КПД, характе¬ ризующий потери на трение в 7 Зек. 970 Рис. 5.11. Схема установки тен¬ зодатчиков:. , I — опорная . .втулка; 2 — микромет¬ рическая гайка; I/ 4 ^ опорные коль- 97
а) P’t,KH 1 rp=0J^ Ls = 1,0 I 0,1S 0,20 0,25 OJO (ft V 8) Рис. 5.12. Зависимость осевой (а), радиальной (б) и тангенциальной (в)' со* ставляющнх усилия ротационной вытяжки, приходящихся на один ролик, от* степени обжатия (алюминиевый сплав АМцМ; #/1>заг=0,03; 7i=0,066) станке; № — мощность, расходуемая на вращение шпинделя, кВт; N0c — частота вращения шпинделя станка, об/мин. Результаты экспериментального определения составляющих уси¬ лия ротационной вытяжки Р'т и Р'т позволяют аппроксимировать их зависимости: ^ />; = 0,8Р£; Рт = 0,4Я{. Составляющие результирующего усилия ротационной вытяжки роликами также устанавливали экспериментально по трем харак¬ терным направлениям. Осевую составляющую P't определяли ра¬ нее указанным способом с помощью тензодатчиков, наклеенных на чувствительный элемент — втулку, расположенную между корпу¬ сом и выходным бандажом. Для определения радиальной состав¬ ляющей Р'г использовали чувствительный элемент — кольцо с на¬ клеенными по его периметру датчиками. Тангенциальное усилие Р'г получили расчетным путем по результатам замера расходуемой: Мощности. На рис. 5.12 показаны зависимости составляющих уси¬ лия Р\, Р'г и Р'г, приходящихся на один ролик, от степени обжа¬ тия при различном относительном радиусе ролика Гр. Анализ зависимости, приведенной на рис. 5.12, показывает, чта наибольшей является радиальная составляющая Р'г. Из рисунка видно, что P't, Р'г и Р'т возрастают по мере увеличения степени об¬ жатия при работе с роликами, относительные радиусы которых со¬ ответственно равны 0,4 и 0,6. При работе с роликами, имеющими относительный радиус Гр=1, составляющие усилия P'i и Р'г умень¬ шаются с ростом степени обжатия. С уменьшением радиуса роли¬ ка происходит изменение соотношений между радиальной vr и составляющими скорости течения материала. При определенных значениях радиуса ролика Гр радиальная составляющая скорости vr изменяет свое направление и увеличивается, а осевая составляю¬ щая скорости pi уменьшается. Такое изменение характера течения материала обусловливается образованием наплыва впереди роли- 95
ка, так как при соответствующем радиусе ролика рост наплыва начи¬ нает преобладать над интенсив¬ ностью удлинения материала в осе¬ вом направлении. Интенсивность удлинения Лжнт = 1 — &№)• Зависимость т]инт от относитель¬ ного радиуса ролика гр при данном значении ]\ приведена на рис. 5.13. Для выбора токарного оборудо¬ вания, на котором устанавливается устройство для ротационной вытяж¬ ки, необходимо найти мощность привода шпинделя и мощность осевого перемещения устройства. С достаточной точностью крутящий момент Рис. 5.13. Зависимость интенсив¬ ности удлинения от относительно¬ го радиуса ролика (алюминиевый сплав АМцМ; 1)1=0,40; /i=0,0165) Л1цр — 0*РтАвд/2, где а3 — 1,2 — коэффициент запасе. На рис. 5.14, а показан график для определения крутящего мо. мента при ротационной вцтяжке шариками. Мощность привода шпинделя станка и частота вращения определяются по графику на рнс. 5.14, б. Мощность осевого перемещения устройства находится по из¬ вестной осевой составляющей усилия вытяжки. Мощность станка представляет собой сумму мощностей привода шпинделя и осе¬ вого перемещения устройства. Мцр,Нн 600 т 200 гш х—i V 1 WN 4¾ О 200 Ц00 800 п, об/тн г) Рис. 5.14. Графики для определения крутящего момента на шпинделе станка (а) и предельной частоты вращения заготовки (б) при ротационной вытяжке шари¬ ками 7* 99
5.5. ПОСТРОЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ЗАВИСИМОСТИ СОСТАВЛЯЮЩИХ УСИЛИЯ ОТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ Для построения математической модели зависимости состав¬ ляющих усилия от технологических факторов процесса ротацион¬ ной вытяжки была использована методика, изложенная в п. 4.6. Построение было выполнено в соответствии с уравнением регрес¬ сии (4.25), на основе плана Хартли второго порядка [11, 19] и табл. 4.3. В качестве исходных данных были использованы экс¬ периментальные значения составляющих усилия Ри Рт и Рт, полу¬ ченные в соответствии с методикой, изложенной в п. 5.4. Изучение относительных составляющих усилия: осевой Pi/a»H2, радиальной Рг1овН2 и тангенциальной PvjabH2 проводили на уста¬ новившейся стадии процесса. В соответствии с заданным уровнем факторов ротационной вы¬ тяжки было получено по 81 оболочке из стали и алюминиевого сплава. Результаты исследования позволили записать регрессион¬ ные зависимости для составляющих усилия ротационной вытяжки: а) при использовании стали 12Х18Н10Т; б) при использовании алюминиевого сплава Д1. ^ Для осевой составляющей усилия: а) у = 3,501 + 0,091¾ + 0,484¾ + 0,146¾ + 0,7¾ 4 0,548¾ — — 0,248*1 — 0,5434 4 0,1624 4 0',09б4—0,216¾¾ — — 0,253¾¾—0,141*2*8 — 0,184*з*4 — 0,101¾¾ 4 0,154х,х6; (5.43) б) у = 2,171 + 0,261¾ + 0,055¾ + 0,487¾ + 0,485¾—0,223*? — — 0,4814 4 0,1954 4 0,162*1 — 0,155¾¾—0,156¾¾ — — 0,174¾¾ — 0,109¾¾ + 0,074¾¾ + 0,156¾¾. (5*44) Для радиальной составляющей усилия: а) у ш* 0,748 — 0,205¾ + 0,075¾ 4 0,08¾ 4 0,173*1 4 0,178*1 — — 0,3114 4 0,194¾¾ - 0,096¾¾ 4 0,269¾¾ + 0,101¾¾ + 4 0,178¾¾ — 0,112*4*,; <5*46) б) р = 0,414 + 0,036¾ — 0,113*а 4 0,029¾ + 0,036*, 4 0,0994 4 + 0,094—0,1354 — 0,052*14- 0,101¾¾—0,042¾¾ 4 4 0,151¾¾ 4 0,065¾¾ 4 0,095¾¾ — 0,057¾¾. (5.46) Для тангенциальной составляющей усилия: а) £=* 0,878 — 0,091¾ 4 0,306¾ 4 0,349*, 4 0,311*! — 0,2484 — — 0,085*14 0,075¾¾—0,048¾¾ 4 0.253*,*,; (5.47) 100
Рис. 5.15. Зависимость Pi от техно¬ логических факторов: степени обжа¬ тия Ч>. отношения и//| и относитель¬ ного диаметра заготовки Z?s*r поя ротационной вытяжке оболочек (дН=* -0.2; »tf,-1805; Л„Р-22; ф=0,48): а — сталь I2X18H10T; 6 — алюминиевый сплав Д1; /—<1Ш«7,6; 7 — <*ш-в,3; 3 — <*„-5,0 Рис. 5.16. Зависимость Рг от техно¬ логических факторов: степени обжа¬ тия ф и относительного диаметра за¬ готовки Datr при_ ротационной вы¬ тяжке оболочек (6#=0,2; v/fi = 1905; Лашг—22; ф—0,48): в —сталь J2X18HI0T; б — алюминиевый сплав Д1; J — dm-7,6; 2 — dm~6.3; 3 — <*•„—5.0 б) и = 0.504 — 0,052хв + 0,151*« + 0,181*» + 0,212*? — 0,116*1 — — 0,097*3 — 0,013*4 — 0,25*1 + 0,015*^ + 0,029*t*e — —0,019*з*4 ~ 0,015*зХ5 4- 0,114*4*6. (5.48) Для получения математических моделей в уравнения (5.43)' —• (5.48) подставляют значения х<. По уравнениям (5.43) — (5.48)' построены зависимости составляющих усилия от технологических факторов^ На рис. 5.15 показано изменение относительной состав¬ ляющей Pi в зависимости от степени обжатия, скорости деформиро¬ вания и относительного диаметра заготовки при различном относи-* тельном диаметре давильного элемента. Из графиков видно, что Pi—f(ф) имеет хорошо выраженный1 максимум при ф=0,48 при вытяжке заготовок как из стали, так и из алюминиевого сплава Д1; Pi возрастает с увеличением скорости деформирования, диаметра давильного элемента и диаметра заго- 101
г п 22 32 Ззаг *) •) Рис. 5.17. Зависимость Р* от технологических фак¬ торов: отношения o//i и относительного диаметра за¬ готовки А)«г при ротационной вытяжке оболочек (вЯ*0,2; c/fj = 1805; D,„*=22% ф=0,48): ' а, в —сталь 12X18H10T; б, г <— алюмввневый сплав Д1; t — <*т-7Л; 2 — dm~6,3; 9 — dm—6,0 товки. Изменение относительной радиальной составляющей- в зави¬ симости от степени обжатия и диаметра заготовки при различных диаметрах давильного элемента показано на рис.. 5.16. Анализ графиков показывает, что зависимость Рг—/(ф) имеет минимум при ф=0,48 как для стали, так и для алюминиевого сплава Д1; Рт снижается с увеличением диаметра давильного элемента И уменьшением диаметра заготовки. На рис. 5.17 показано изменение относительной тангенциаль¬ ной составляющей усилия Рт в зависимости от скорости деформи¬ рования и диаметра заготовки при различных диаметрах шарика. Из приведенных графиков видно, что Рт возрастает с увеличением ylfi и Л3аг как для стали, так и для алюминиевого сплава и умень¬ шается с увеличением dm. Глава 6 ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ ШАРИКОВЫМИ УСТРОЙСТВАМИ ел. ВЫБОР И РАСЧЕТ ЗАГОТОВОК Вид заготовки для ротационной вытяжки шариковыми, уст¬ ройствами определяется формой и назначением оболочки. Боль¬ шинство оболочек изготовляют традиционными методами механи- 102
Рис. 6.1. Виды заготовок при ротационной вытяжке ческой обработки и обработки металлов давлением при низкрм коэффициенте использования материала. Проведенный анализ кон?- струкций оболочек позволил разделить их на четыре основные группы по форме и типоразмерам (табл. 6.1). Для оболочек / груп¬ пы рациональной заготовкой является труба, полученная волоче¬ нием или прессованием (рис. 6.1,а). Заготовка-труба может быть использована как при обратном, так и при прямом способе вытяж- кй. Однако в последнем случае один из ее открытых концов дол¬ жен быть завальцован (рис. 6.1, б) или в него вварено упорное кольцо (рис. 6.1, в). В случае прямого способа вытяжки могут быть испрльзованы трубы с внутренним уступом в торцевой части, полученным механической расточкой (рис. 6.1,г). Трубы могут быть широко использованы для получения оболочек-колец. Полу¬ ченная ротационной вытяжкой оболочка большой длины разреза¬ ется затем на кольца заданной ширины. Таким способом могут быть изготовлены оболочки III группы. Для изготовления оболочек I и IV групп рационально использо¬ вать колпаки, полученные обычной вытяжкой или выдавливанием. Желательно, чтобы колпак был получен за одну операцию вытяж¬ ки или выдавливания, так как его .разностенность при этом всегда будет меньше, чем разностенность полуфабриката, полученного за несколько проходов. Заготовки, полученные вытяжкой и прес¬ сованием, показаны на рис. 6.1, д, е. Для изготовления оболочек II группы (см. табл. 6.1) эффективт ны заготовки, полученные из плоского листа вальцовкой с после¬ дующей сваркой стыка (рис. 6.1, йё). При использовании для вы¬ тяжки сварных заготовок необходимо обеспечить высокое качест- 103
Таблица 6.1 Классификация оболочек типа тел вращения по форме и типоразмерам Толщина стенки, мм Наименование оболочек Конструкция 1 Механическая обработка, обработка давлением 1 Ротационная вытяжка шариковым устройством I. Группа. Оболочки с отношением Lf £)^=0,5-^-1,0 и Я/£>„ад=0,005-J-0,02 1—4 0,25-0,8 И. Группа. Оболочки с 'отношением £/Омзд=0,25+1,80 и Я/Ожад=0,002ч-0,010 Цилиндрические одно- и много¬ ступенчатые с закрытой конце¬ вой частью к But/ L V Цилиндрические гладкие с' за крытой концевой частью •—Г" * | 2—3 0,5—1 .5 104
Продолжение табл. 6.Г 9 Толщина стенкя, мм Наименование оболочек Цилиндрические гладкие с от¬ крытой концевой частью Конструкция Механическая обработка, обработка давлением Ротационная вытяжка шариковым устройством* 2—3 0,5-1 ,& III группа. Оболочки с отношением L!DMV=0,02ч-0,50 и Н/Рш,п—0.001 ч-б.5 3 Цилиндрические гладкие в виде и-4~ J Л 2-3 колец 1 Ди* - IV группа. Оболочки с отношением L/DMa=0,25-=-2,5 и Я/Р«1дс=0.002-г-0.010 во и размеры сварного шва. Использование сварных и штампо¬ сварных заготовок позволяет значительно сократить число опера¬ ций в технологическом процессе, снизить расход материала, иду¬ щего на деталь, и в целом себестоимость. Например, колпак, по¬ лученный за несколько операций вытяжки, требует применения специальной оснастки и дорогостоящего оборудования. Вместе с тем такой колпак может быть получен путем сварки корпуса обе¬ чайки с предварительно отформованным дном {рис. 6.1, з). Выбор толщины стенки исходной заготовки связан со способ¬ ностью материала заготовки к ротационной вытяжке и числом проходов. Способность материала заготовки к вытяжке в холодном 105
состоянии характеризует зависимость пре¬ дельной степени обжатия фпр от относи¬ тельного сужения ф шейки образца при ис¬ пытании на растяжение [6]: ^пр = W(1 +W100)- На рис. 6.2 приведена зависимость фпр от а в табл. 6.2 степень обжатия стенки оболочек, изготовляемых из различных ма¬ териалов [6]. В случае использования свар¬ ных заготовок принимается ф«50 %, и для получения готового изделия предусматри¬ вается только один проход. Толщину стенки заготовки можно опре¬ делить из выражения « = 0,(+-1) + /Ь2. (1- ^ - 4ft (* — 1) (D. + Л>/( 1—ф) 1(6.1) где — внутренний диаметр изделия, равный диаметру оправки.' При выборе толщины исходной заготовки необходимо учиты¬ вать разностенность, что особенно важно при изготовлении точных деталей. При наличии большой разностенности металл на утол¬ щённой стороне заготовки распределяется неравномерно, что при¬ водит к образованию скошенного торца и, таким образом, к не¬ обходимости увеличения припуска на обрезку. Установлено, что в * процессе ротационной вытяжки абсолютная разностенность умень¬ шается, и это снижение тем больше, чем толще исходная стенка заготовки. Но при большой толщине стенки заготовки и получе¬ нии из нее точного тонкостенного изделия необходимо большее число проходов с обязательной промежуточной термической обра¬ боткой, что снижает производительность и увеличивает себестои¬ мость изделия. С другой стороны, при малой толщине стенки заго¬ товки число проходов сокращается и деталь может быть получена без межоперационного отжига. Однако устранить имеющуюся раз¬ ностенность за малое число проходов не удается. На рис. 6.3, а показана зависимость получаемой абсолютной разностенности изделия от разностенности исходных заготовок из алюминиевого сплава Д1 с толщиной стенки 3 мм. Зависимость Таблица 6.2 Предельная степень обжатия стенки оболочек, полученных без промежуточной термической обработки Материал J ^пр» % | Материал *пр- % Высокопрочные стали Жаропрочные стали Коррозионно-стойкие стали 75 75 60—70 Молибден Вольфрам Алюминиевые сплавы 60 60 60—75 80 SO +0 20 / г / L Рис. 20 *0 60 6.2. Зависимость предельной степени .уто¬ нения от степени обжа¬ тия ф 106
Jcp 0,14 0,07 € 0,1 Of 0,3 0,4 SH «) Т V л м -и м 0 0,1 0,2 0} 0,4 OH 4 Рис. 6.3. Зависимость абсолютной разностенности (а),, среднего зазора (б) и аб¬ солютной овальной (а) от исходной разностенности заготовки; #—¢-0,66: 2— 1И0.75 имеет линейный характер. С уменьшением исходной разностенно¬ сти 6Я уменьшается разностенность готовой детали.bh, причем это снижение происходит более, интенсивно в случае вытяжки с боль¬ шими степенями обжатия стенки! На точность получаемого изделия оказывает также влияние внутренний зазор между заготовкой и оправкой.. Разностенность по длине заготовки и ее диаметру приводит к появлению неравно¬ мерного зазора между оправкой и. заготовкой. На рис. 6.3, б пока¬ зано изменение среднего разора в зависимости от исходной раз¬ ностенности алюминиевые труб, (сплав Д1), полученных прессова¬ нием, с толщиной стенки 2 мм. Из графиков следует, что меньшая исходная разностенность определяет меньший зазор, и обеспечивает большую точность готового изделия, а также то, что при более вы¬ соких степенях обжатия стенки заготовки точность готового изде¬ лия выше. Исходная разностенность заготовки оказывает влияние и на овальность- получаемых изделий, поскольку от толщины стенки за¬ висит изменение размеров. На рис. 6.3, в показано изменение абсо¬ лютной овальности AD труб из алюминиевого сплава Д-1 в зависи¬ мости от исходной разностенности б Я. Как видно из рисунка, овальность будет тем меньше,, 'чем- меньше исходная разностен¬ ность и больше степень обжатия,, принятая при обработке. Овальность можно определить по формуле AD =2 (ГУ-г D")l(jy -f D" — 2Я' — 2Я"). Здесь D' — наружный диаметр заготовки вдоль проката; D" на¬ ружный диаметр заготовки поперек проката; Я' и Я"-средние, толщины стенок соответственно вдоль и поперек проката; разность' {D' — D") берется по абсолютному значению. Таким образом, для обеспечения наиболее высокого качества и точности деталей, получаемых ротационной вытяжкой, необходима использовать заготовки с минимальной разностенностью. Наруж¬ ный диаметр заготовки IW определяется по известному внутрен¬ нему. диаметру готового изделия и .расчетному значению толщины стенки заготовки: Д*аг^Яв + 2Я. 107
Объем заготовки Уля. ~ ^дет 4" ^отр 4“ ^эвв» где! Удет — объем оболочки по чертежу, мм3; К0Тр — объем мате¬ риала, затачиваемого на технологические припуски, соответствую¬ щие 10—15% объема изделия; Узаи — объем материала, расходу¬ емого на завальцовку торца заготовки в случае прямого способа вытяжки и составляющего 10—20 % объема изделия. Длина заготовки определяется по отношению £заг= Узаг/^заг, где Faacr— площадь поперечного сечения заготовки, мм2 В производственных условиях выбрать параметры исходных заготовок для ротационной вытяжки можно с помощью номограм¬ мы (рис. 6.4). Задаваясь толщиной стенки оболочки А, оптимальной степенью обжатия ф и длиной готового изделия Ьюд, по номограм¬ ме определяют толщину стенки заготовки Я и ее длину L3Br. Для того чтобы учесть отход металла на обрезку технологических при¬ пусков в торцовой и завальцованных частях оболочки, при опреде¬ лении длины заготовки необходимо увеличить длину готового из¬ делия на 10—20 % в зависимости от способа вытяжки (20 % для прямого и 10 % для обратного способов). 6Л. МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ При разработке технологических процессов изготовления высо¬ коточных тонкостенных цилиндрических оболочке методом рота¬ ционной вытяжки шариковыми и роликовыми устройствами основ¬ ной задачей является получение требуемой шероховатости поверх- 108
пости и обеспечение необходимой размерной точности изделий. Это предъявляет определенные требования не только к конструкции раскатных устройств и оборудованию, но и к режимам процесса вытяжки. Как указывалось ранее, успешное проведение процесса в зна¬ чительной мере зависит от целого ряда сопутствующих ему явле¬ ний. Образование в процессе вытяжки наплыва металла и уве¬ личение диаметра заготовки перед фронтом давильных элементов, шелушение и надрыв материала являются главными дефектами. В связи с этим особое значение приобретает установление харак¬ тера происходящих явлений и возможности управления ими. Ре¬ шение этого вопроса позволяет правильно подойти к разработке технологического процесса, определению области значений техно¬ логических режимов и оснастки, обеспечивающих получение обо¬ лочек высокого качества. Проведенные исследования процесса рота-, ционной вытяжки дают возможность сформулировать основные рекомендации, использование которых при разработке технологи¬ ческих процессов обеспечивает получение качественных изделий. В зависимости от вида заготовки и технических условий на получаемую оболочку ротационная вытяжка может быть приме¬ нена для решения следующих основных задач: получение заданной размерной точности и шероховатости по¬ верхности на заключительном этапе; формоизменение заготовки на первых проходах и получение размерной точности и заданной шероховатости на заключительном этапе; зачистка сварного шва на сварных и штампосварных оболоч¬ ках; формоизменение сварных и штампосварных заготовок на пер¬ вых проходах, зачистка шва, получение размерной точности и за¬ данной шероховатости поверхности на заключительном этапе. После выбора метода изготовления заготовки необходимо опре¬ делить толщину ее стенки в зависимости от допустимой суммарной степени обжатия фх и толщины стенки изделия А.. Вместе с этим в зависимости от получекного исходного размера стенки решается вопрос о необходимости проведения термической обработки. В дальнейшем в соответствии с выбранными значениями степе¬ ни. обжатия выбирается диаметр давильного элемента, который должен согласовываться с толщиной стенки заготовки: 0,1 < HJdm < 0,2. На рис. 6.5 приведена номограмма, с помощью которой можно выбрать оптимальный диаметр давильного элемента dm в зависи¬ мости от толщины стенки Н. Использование давильных элементов с отношением Hfdm<0,l приводит к значительному увеличению внутреннего зазора между изделием и оправкой. При отношении Hfdm>0,2 происходит интен¬ сивный рост наплыва материала перед фронтом давильных элемен- 109
Рис. 6.5.: Номограмма для выбора диаметра шарика Рис. 6.6. Зависимость числа проходов ротационной вытяжки от диаметра шарика при различной величине об¬ жатия: 1 — 0.6 мм; 2 — 1,0 мм; 3 —2,0 мм; 4 — 3,0 мм тов, что приводит к заклиниванию системы. Число давильных элементов в обойме определяется по выражениям (2.21) и (2.23). Число проходов ротационной вытяжки зависит от суммарной степени обжатия стенки заготовки и диаметра применяемого ша¬ рика и может быть приближенно определено по формуле йпр == ^x/(0»045dul). Для выбора числа проходов могут быть рекомендованы графи¬ ки, приведенные на рис. 6.6. Выбор степени обжатия по проходам вытяжки возможен по трем задаваемым схемам: I. >Ч>Л; И- $*<4?a<i|>a< <ФП; III. ф1=фа = ф8= = %- Назначение степени обжатия по схеме I.позволяет осуществ¬ лять эффективное формоизменение; однако точность получаемых изделий находится в пределах 3>го класса и ниже. Работа по схе¬ ме II приводит к значительному росту внутреннего зазора между изделием и оправкой, волнистости поверхности, потере устойчиво¬ сти стенки. Выбор частных значений ф* по схеме III в диапазоне 0,204-0,30 позволяет получать изделия 2-го класса точности и реализовать суммарную степень обжатия без промежуточной тер¬ мической обработки. Одним из главных факторов, определяющих качественное веде¬ ние процесса вытяжки, является осевая подача, выбор которой за¬ висит от свойств материала, степени обжатия и наплыва металла ПО
перед фронтом давильных элементов. По¬ дача может быть определена по формуле где д — константа, определяющая свой¬ ства обрабатываемого материала. На рис. 6.7 приведен график зависи¬ мости константы д от временного сопро¬ тивления материала <тв [6]. Подача ока¬ зывает большое влияние на качество поверхности обрабатываемого изделия. Для оценки влияния по¬ дачи f на шероховатость поверхности можно пользоваться номо¬ граммой,, приведенной на рис. 3.26. Рис. 6.7. Зависимость кон¬ станты д от ав 6.3. ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ИНСТРУМЕНТА для ротационной вытяжки Проектирование технологических процессов ротационной вы¬ тяжки тесно связано с вопросами стойкости рабочего инструмента- Практика использования шариковых устройств показала, что наи¬ меньшую стойкость при работе имеют опорные кольца, испытываю¬ щие в процессе вытяжки значительное давление на контактных, площадках. В этой связи представляет интерес изучение характера влияния нормальной нагрузки на сопротивление усталости. Сог¬ ласно теории расчета долговечности подшипников качения [24]- при воздействии нормальной и касательной нагрузки на поверх¬ ность контактной площади изменяется распределение напряжений, как внутри рабочего контура, так и вблизи него, а также по глуби¬ не. Распределение напряжений связано с изменением характера усталостных процессов на поверхностях,, участвующих в качении. Зависимость между нормальными нагрузками и сопротивлением усталости при качении можно определить экспериментально по- числу циклов нагружения до появления первой усталостной трещи¬ ны. Экспериментальная оценка показателя сопротивления устало¬ сти по числу циклов нагружения была выполнена по методике и на установке, предназначенной для испытания шарикоподшипников- Испытанию было подвергнуто 48 образцов из стали 111X15, име¬ ющих форму опорных колец раскатного устройства. Нормальное усилие на площадку контакта определяли по формуле Р = Pr/s in 45°. Оценка долговечности была выполнена по выражению [24] Я.= —Ins (6.2> где з — вероятность безотказной работы; Ь — ширина полоски об¬ разца, равная половине наибольшей оси контактного эллипса; Zo — глубина залегания наибольших касательных напряжений т0с; ill
-->Р,КН Рис. 6.8. Зависимость нормальной нагрузки от числа циклов нагруже¬ ния Яс: — расчетный график; . — экспериментальные значения /к — длина дорожки качения; и — число циклов нагружения за один оборот. Коэффициенты с, h, I определяются по рекоменда¬ циям, приведенным в работе [24]. На рис. 6.8 показана зависимость нормальной нагрузки Р от числа циклов нагружения Яс, получен¬ ная по уравнению (6.2), а также экспериментально. Как видно из рисунка, увеличение нормальной нагрузки приводит к уменьшению долговечности. 6.4. ВЫБОР ОБОРУДОВАНИЯ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРИЕМЫ РАБОТЫ НА ШАРИКОВЫХ УСТРОЙСТВАХ Для выбора универсального токарно-винторезного оборудова¬ ния, на котором должно быть установлено устройство для рота¬ ционной вытяжки, определяется мощность привода и мощность осе¬ вого перемещения устройства по величине крутящего момента (см. П; 5.4). Окружная скорость заготовки зависит от частоты враще¬ ния шпинделя, которая должна выбираться по мощности двигате¬ ля, размерам и массе оправки и необходимой подаче. Если частота вращения шпинделя выбрана неудачно, то может возникнуть виб¬ рация системы станок — деталь — инструмент. Для установки и настройки устройства для ротационной вытяж¬ ки с токарного станка снимают патрон и суппорт резцедержателя. В шпинделе станка устанавливают оправку и проверяют ее биение, -которое не должно быть более 0,01 мм. Проверка биения осуществ¬ ляется индикатором. На направляющие суппорта резцедержателя устанавливают устройство, фиксируемое клином и стопорными болтами, после чего устройство предварительно закрепляют на станине. Затем суп¬ порт станка с установленным устройством вручную подводят к оп¬ равке и проверяют положение его корпуса относительно оси оп¬ равки с точностью до 1 мм. Регулировка в горизонтальной плоско¬ сти осуществляется винтом поперечной подачи станка, а в верти¬ кальной плоскости — регулировочной планкой. Точная настрой¬ ка оси корпуса относительно оси оправки производится с помощью индикатора, закрепленного хомутиком на оправке. Несоосность корпуса к оси оправки не должна быть более 0,05 мм. Установлен¬ ное по параметрам настройки устройство жестко крепится к стан¬ ку. В корпус закрепленного на станке устройства помещают комп¬ лект рабочего инструмента, фиксация которого производится мик- 112
рометричеСкой гайкой с лимбом. После установки рабочего инст¬ румента устройство подводится к оправке так, чтобы плоскость вращения давильных элементов находилось примерно посередине оправки. Затем вращением микрометрической гайки по часовой стрелке приводят давильные элементы в соприкосновение с наруж¬ ной поверхностью оправки, фиксируя при этом на лимбе микро¬ метрической гайкой соответствующее показание. Вращая микрометрическую гайку в обратном направлении, ос¬ танавливают ее на делении лимба, отвечающем заданной степени обжатия. Число делений, соответствующее степени обжатия, опре¬ деляется выражением D = 2h/tu, где ш — цена деления на лимбе микрометрической гайки, мм. После установки давильных элементов в рабочее положение устройство отводится в исходное положение. В задней бабке токар¬ ного станка крепится штанга с прижимом. Затем устанавливается частота вращения и осевая подача станка. На оправке помещается заготовка, поджимаемая пинолью задней бабки. Для устранения биения заготовки включают вращение шпинделя, устраняют бие¬ ние центра относительно оправки и окончательно прижимают к ней заготовку. Включая подачу эмульсии и продольную подачу, осуществляют ротационную вытяжку. В случае, когда ротационная вытяжка выполняется за несколь¬ ко проходов, т. е. при использовании толстостенной заготовки, по¬ ложение давильных элементов определяется аналогично описан¬ ному. При этом утонение стенки от прохода к проходу устанавли¬ вается расчетом числа делений лимба на микрометрической гайке jDf+i = 2 (ht —hi+i)/uit где Di+1 — число делений на лимбе, на которое необходимо повер¬ нуть микрометрическую гайку по часовой стрелке на последующем проходе; hi — толщина стенки полуфабриката на предыдущем проходе, мм; Ы+\ — толщина стенки полуфабриката на последую¬ щем проходе, мм. «.5. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ ШАРИКОВЫМИ УСТРОЙСТВАМИ Ротационная вытяжка шариковыми устройствами, установлен¬ ными на универсальном токарно-винторезном оборудовании, поз¬ воляет изготовлять тонкрстенные цилиндрические оболочки без использования сложного и дорогостоящего специализированного оборудования. Вместе с тем целесообразность применения рота¬ ционной вытяжки определяется объемом производства, а также экономичностью и производительностью процесса в сравнении с другими способами получения оболочек. Экономичность и произ¬ водительность процесса и его технико-экономические показатели в целом существенно зависят от вида исходной заготовки и спосо- 8 Зак. 970 113
6а ее получения. В качестве примера рассмотрим экономическую эффективность получения заготовок по различным вариантам для> ротационной вытяжки оболочки размерами £.изд=500 мм; =65 мм; Л=0,5 мм. Вариант I. Течение заготовки (£заг=200 мм): а) из тонкостенной трубы с толщиной стенки Я=2 мм до тол¬ щины Я=1 мм; ротационная вытяжка заготовки за один проход Ь коэффициентом вытяжки 2,0; б) из толстостенной трубы с толщиной стенки Я=5 мм до тол¬ щины Я=3 мм; ротационная вытяжка заготовки за два прохода с коэффициентами вытяжки по проходам 1,35 и 1,57; в) из круглого проката диаметром 110 мм путем наружной и внутренней обработки до толщины стенки Я= 1 мм и Я=3 мм; ротационная вытяжка за один проход и за два прохода с коэффи¬ циентами вытяжки соответственно 2,0 и 1,36 и 1,57. Вариант II. Штамповка заготовки (1яаг=200 мм): а) из плоского листа толщиной 1 мм за четыре операции вы¬ тяжки без утонения стенки; ротационная вытяжка заготовки за один проход с коэффициентом вытяжки 2,0; б) из плоского листа толщиной 1 мм три операции вытяжки- без утонения стенки; ротационная вытяжка заготовки за один- про¬ ход с коэффициентом вытяжки 2,0; в) из плоского листа толщиной 3 мм за одну операцию вытяжки без утонения стенки; ротационная вытяжка заготовки за два про¬ хода с коэффициентами вытяжки 1,33 и 1,57. Вариант III. Вальцовка обечайки из плоского листа толщиной 1 мм с последующей сваркой и зачисткой шва; ротационная вы¬ тяжка заготовки за один проход с коэффициентом вытяжки 2,0. Вариант IV. Получение заготовки на токарно-давильном спе¬ циализированном станке из плоского листа толщиной 3 мм с уто¬ нением стенки заготовки на семи проходах до Н= 1 мм; ротацион¬ ная вытяжка заготовки за один проход с коэффициентом вытяж¬ ки 2,0. В табл. 6.3 приведены капитальные и текущие затраты на по¬ лучение условной партии заготовок 100 тыс. шт. по каждому ва¬ рианту. Выполненный по методике [18] расчет позволяет выбрать экономически выгодный вид заготовки. В данном случае это заго¬ товка в виде стакана с толщиной стенки Я—3 мм, полученная штамповкой. Поскольку стакан выполнен за одну операцию вы¬ тяжки, его разностенность минимальна, что в дальнейшем обеспе¬ чивает получение размерной точности оболочки. Целесообразность применения ротационной вытяжки взамен резания должна быть экономически обоснована расчетом опти¬ мальной производственной партии, а также капитальных и теку¬ щих затрат. Для расчета может быть использовано выражение [6]' 4.. - Ой— где До* — затраты на оснастку ротационной вытяжке; До5 — за¬ траты на оснастку при изготовлении детали резанием; Дт* — тех- 114
Таблица 6.3 Капитальные и текущие затраты на изготовление заготовок дм ротационной вытяжки по различным вариантам Варианты Затраты, тыс- руб. 1 II а б В б В III IV Балансовая стоимость обо- 28617 43306 314807 20973 16805 9472 36980 76901 рудования Основная заработная плата 128900 206100 399560 177200 134000 47700 67920 121660 Дополнительная заработ¬ 10312 16488 31965 14176 10720 3816 5434 9733 ная плата Отчисления на социальное 10699 17106 33164 14708 11122 3959 5637 10098 страхование Амортизационные отчис¬ 2508 3307 36506 2738 2260 1178 4696 17667 ления Текущий ремонт и содер¬ 1552 2008 22027 700 597 553 1896 14221 жание оборудования Электроэнергия 3545 4768 50855 10213 7982 3297 6326 26278 Итого 186093 293083 888884 240708 183486 69975 142959 376558 нологическая стоимость изготовления детали ротационной* вытяж¬ кой из предварительно отштампованной заготовки. М. А. Гредитор указывает, что при производственной партии 800—1000 шт.. стоимость цилиндрических оболочек, получаемых- обычной вытяжкой, меньше, чем стоимость оболочек при ротацион¬ ной вытяжке. Увеличение числа оболочек в партии снижает их технологическую себестоимость при использовании ротационной вытяжки. При этом следует иметь в виду, что сроки подготовки производства при использовании ротационной вытяжки значитель¬ но сокращаются. Комплекс операций обработки металлов давле¬ нием — штамповка заготовок и их ротационная вытяжка — замет¬ но улучшает технико-экономические показатели процесса. В ряде случаев, руководствуясь необходимостью получения за¬ данной размерной точности, тонкостенные цилиндрические оболоч¬ ки изготовляют из толстостенных труб с помощью механической обработки, что приводит к большим потерям материала в стружку и значительной трудоемкости. Как показывает практика, изготов¬ ление тонкостенных оболочек ротационной вытяжкой из толсто¬ стенных заготовок позволяет сократить расход материала, снизить трудоемкость и обеспечить заданные размеры и шероховатость по¬ верхности, что исключает дальнейшую механическую обработку оболочки: Следует обратить внимание на возможность изготовле¬ ния коротких тонкостенных оболочек (типа колец) из длинной обо¬ лочки, предварительно полученной ротационной вытяжкой, путем разрезки последней на заданный размер. В табл. 6.4 в качестве примера приведены капитальные и текущие затраты на изготовле- 115
Таблица 6.4 Капитальные и текущие затраты иа изготовление, тонкостенных оболочек Затраты, тыс. руб. Механическая обработка Ротационная вытяжка « Балансовая стоимость Оборудования Основная заработная плата Дополнительная заработная плата Отчисления на социальное страхование Стоимость материала Амортизационные отчисления Электроэнергия 50.0 125,0 10.0 10,0 297,0** 2,0 484,5 70,0* 10,0 0,75 0,80 65,25*** 2.25 121,0 Итого • В том числе пресс для получения заготовок стоимость] м Сталь 12X16ШОТ, труба размером 102x6x7000 мм. + ** Сталь 12Х18Н10Т, лист размером 3,0X1000x2000 i 973,5 к> 20 тыс. руб. мм. 289,75 ние тонкостенной оболочки (1^=130 мм; 1>иэд= 100 мм; А=0,5 мм) механической обработкой н ротационной вытяжкой из штампован¬ ной заготовки. Расчеты выполнены, исходя из условной" партии оболочек объемом 100 тыс. шт. (18].. В рассмотренном случае время, затраченное на получение го¬ товой оболочки механической обработкой, составляет 100 мин. Время, необходимое для изготовления оболочки ротационной вы¬ тяжкой за два прохода и с учетом подрезки штампованной за¬ готовки и готовой детали, составляет 8 мин. Производительность ротационной вытяжки выше производительности механической об¬ работки в 12,5 раза. Глава 7 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ОБОЛОЧЕК 7.1. ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ ОБОЛОЧЕК С ДНОМ ИЗ ЛИСТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ На рис. 7.1 показана деталь холодильных установок (экрани¬ рующий корпус), представляющая собой тонкостенный (толщина стенки 0,275 мм) цилиндрический сосуд из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т, располагающийся в зазоре, равном 0,3 мм, между ротором и статором электродвигателя и работающий в маг¬ нитном поле под давлением. Помимо требований к точности геометрических размеров (2-й класс, разностенность не более 0,025 мм, биение не более 0,02) и шероховатости поверхности (Ra=1,25^-0,63), к детали предъяв¬ ляют требования высокой прочности и жесткости. Технологический процесс изготовления таких деталей должен 116
Рис. 7.1, корпус Экра ниру ющнй сочетать обычную вытяжку с ротацион¬ ной. Последняя может быть использо¬ вана в качестве финишной операции в целях обеспечения точных размеров ци¬ линдрической части детали или проме¬ жуточной для утонения стенки и полу¬ чения соответствующей длины детали. В последнем случае роль обычной вы¬ тяжки сводится к получению заданной формы донной части заготовки. Исходя из экономической целесооб¬ разности и условий технологичности, в качестве исходной заготовки принимают штампованный из полосового материала (сталь 12X18II10T) колпак. Толщина полосы определяется толщиной дна готовой оболочки и подтверждается данными расчета по формуле (6.1) и номограммы (см. рис. 6.4). У колпака, получаемого штамповкой, должны контро¬ лироваться расчетная высота и разностениость. Поскольку с уве¬ личением числа операций вытяжки разностениость полуфабриката возрастает, в качестве исходной заготовки для ротационной вы¬ тяжки следует использовать колпак после первой вытяжки. Для получения ротационной вытяжкой оболочки с толщиной стенки 0,3— 0,5 мм необходимо осуществить обжатие стенки заготовки пример¬ но на 91 %. Очевидно реализовать такое обжатие за один проход без термической обработки трудно. В связи с этим принимаем следующую схему технологического процесса: одна операция штам-. ловки — одновременная вырубка кружка и вытяжка колпака на штампе совмещенного действия и два прохода ротационной вы¬ тяжки, вначале роликовым, а затем-шариковым устройством. Меж¬ ду проходами ротационной вытяжки предусмотрена термическая обработка (нагрев до 1050 °С, охлаждение) и последующее трав¬ ление. Проверим правильность выбора числа проходов. Вначале, ис¬ пользуя номограмму (см. рис. 6.5), находим, исходя из заданных; толщин заготовки и изделия, диаметры давильных элементов. На первом проходе гр=*/„,/2= 15/2=7,5 мм (или по формуле гр—■ —2,5 #=2,5ХЗ=7,5 мм), на втором проходе dm=15 мм. По най¬ денным значениям определяем число проходов (см. рис. 6.6). На первом проходе примем утонение стенки ~2 мм. Оно может быть реализовано роликом с rp=dm{2—7,5 мм за один проход. Утонение на втором проходе примем 0,5 мм; оно реализуется за один проход шариком с ^111=15 мм. Полное число давильных элементов в рабо¬ чей обойме на каждом проходе определяется их диаметром. Диа¬ метр ролика находим по формулам (2.26), (2.27) и (2.29), а также по графику, приведенному на рис. 2.9. Принимаем dp=30 мм. По выражению (2.23) определяем полное число роликов тр=15 мм и' полное число шариков тт=25. 117
Рис» 7.2. Детали, изготовление которых переведено с механической обработки, на ротационную вытяжку: 'а, в — цилнкдр массы; 6, д — цилиндр дозирующего механизма; в, в — щвток поршня насоса Распределение степени обжатия стенки по проходам принимаем, исходя из технологических возможностей шариковых и роликовых устройств. В целях получения 2-го класса точности на втором про¬ ходе устанавливаем степень обжатия 25 %, что соответствует реко¬ мендациям, приведенным в п. 6.2. На первом проходе степень об¬ жатия роликами составляет 66 %. Установим значения продольных подач по проходам. Используя выражение (3.10), получаем на первом проходе fi=0,26 мм/об, на втором —0,30 мм/об. В целях обеспечения плотного прилегания заготовки к оправке и интенсификации процесса (см. рис. 4.3) кор¬ ректируем значение продольной подачи на первом проходе, прини¬ мая fi*=0,73 мм/об. Частоту вращения шпинделя на обоих прохо¬ дах принимаем равной 315 об/мин. С помощью графиков (см. рис. 5.17) и выражения для определения тангенциальной состав¬ ляющей усилия Рт (см. п. 5.4) определим потребную мощность электродвигателя станка: W=b кВт. В соответствии с диаметром получаемой оболочки и мощностью электродвигателя выбираем для работы токарный станок мод. 163. Определение основных технологических параметров процессов ротационной вытяжки, в-приведенных примерах, выполнено по из¬ ложенной методике. На рис. 7.2, а — в показаны детали, производство которых осу¬ ществлялось механической обработкой, что влекло за собой зна¬ чительный расход материала, низкую производительность и недо¬ статочно высокое качество внутренней поверхности. Введение неко¬ торых конструктивных изменений, не влияющих на эксплуатацион¬ ные характеристики деталей (рис. 7.2, г — е), позволило приме¬ нить для их изготовления ротационную вытяжку. Конструктивные 118
а > ! 1 ’ : з,Ф,б) : V • TT-rrh (72,2)5 Рис. 7.3. Типовой технологический процесс изготовления тонкостенных оболочек из заготовок с различной толщиной стенки (£таль 12Х18Н10Т) изменения способствовали уменьшению массы деталей, а использо¬ вание ротационной обработки дало возможность получить более высокие их механические свойства в результате деформационного упрочнения. В качестве заготовок для ротационной вытяжки1 дета¬ лей использовали колпаки, полученные из листа вырубкой кружка и его вытяжкой. В целях повышения производительности обработ¬ ку заготовок вели при повышенной частоте вращения шпинделя (от 450 до 800 об/мин), что не отразилось на качестве оболочек. Колпак-заготовку для цилиндра насоса (см. рис. 7.2, г) обра¬ батывали за два прохода роликовым устройством при следующих режимах: первый проход — осевая подача /=0,34-=-0,43 мм/об, частота вращения шпинделя 450 об/мин, коэффициент вытяжки 1,76, число давильных элементов — роликов 8 (радиус при вер¬ шине ролика 5 мм); второй проход — осевая подача 0,27 мм/об, частота вращения шпинделя 450 об/мин, коэффициент вытяжки 2,0, число роликов 8. Деталь — цилиндр дозирующего механизма (см. рис. 7.2, д) — получается из заготовки — отхода, вырубаемого в дне цилиндра насоса. Заготовка диаметром 68 мм формирова¬ лась в цилиндрический колпак с помощью вытяжки. Изготовление цилиндра дозирующего механизма производилось'шариковым уст¬ ройством за два прохода со следующими режимами: первый про¬ ход— осевая подача 0,63 мм/об, частота вращения шпинделя 800 об/мин, число шариков 6 (диаметр шарика 22 мм), коэффи¬ циент вытяжки 1,2; второй проход — осевая подача 0,35 мм/об, частота вращения шпинделя 500 об/мин, число шариков 6 (диаметр шарика 22 мм), коэффициент вытяжки 1,2. Ротационное выдавливание заготовки-колпака из латуни Л63 для детали шток поршня насоса (см. рис. 7.2, а) также осуществ¬ лялось за два прохода, выполняемых шариковым устройством, ос¬ нащенным пятью шариками диаметром 22 мм. Продольная подача на первом проходе 0,53 мм/об, на втором 0,25 мм/об при частоте вращения шпинделя 630 об/мин. Коэффициент вытяжки составлял на первом проходе 2,0, на втором 1,2. На рис. 7.3 показан типовой технологический процесс изготов¬ ления оболочек, полученных из заготовок-колпаков с исходной 119
Рис. 7.4. Исходные заготовки '(&) для получения труб-заготовок (б) под сильфоны размерами 28X10X0,2 мм и 55X24X0,17 мм толщиной стенки 3 и 3,6 мм. Колпаки подвергали ротацион¬ ной вытяжке роликовым уст¬ ройством. Технологией предус¬ матривалось два прохода без промежуточной термической обработки со следующими ре¬ жимами на первом и втором проходах: /=1,0 мм/об, час¬ тота вращения шпинделя 500 об/мин, число роликов в обойме 7 (радиус при вершине ролика 7,5 мм), коэффициент вытяжки по проходам соот¬ ветственно: для первого про¬ хода 1,5 и 1,8, для второго 2,0 для обеих деталей. Способ ротационной вытяжки был использован в производстве длинноходовых сильфонов, применяемых в качестве гиб¬ ких вакуум-плотных раздели¬ телей сред в специальных электровакуумных приборах, регуляторах температуры и других устройствах. Для изготовления сильфонов применяли ленту тол¬ щиной 1,2 мм из сплава 36НХТЮ по ГОСТ 10994—74. С помощью штампа совмещенного действия вырубки и вытяжки и штампа вы¬ тяжки изготовляли заготовки-колпаки под ротационную вытяжку. Процесс, ротационной вытяжки производился с помощью двухряд¬ ного устройства, где в качестве давильных элементов использова¬ лись шарики. На рис. 7.4 показаны исходные заготовки, полученные обычной вытяжкой, и заготовки в виде труб для двух типоразмеров силь¬ фонов, изготовленные с помощью устройства для ротационной вы¬ тяжки. Технологическим процессом предусматривалось три и четыре прохода ротационной вытяжкой с промежуточной термической об¬ работкой соответственно для каждого вида сильфонов. Принятые режимы обработки и параметры инструмента приведены ниже. Первый проход. Продольная подача /=0,28 мм/об, частота вра¬ щения шпинделя 1200 об/мин, коэффициенты вытяжки на первом и втором проходах 1,25 и 1,4, суммарный коэффициент вытяжки 1,6, диаметр шариков 18 мм, длина получаемой трубки-заготовки для 120
сильфона 100—140 мм, толщина стенки 0,85, допускаемая разно- стенность не более ±0,05 мм. Второй проход. Продольная подача 0,28 мм/об, частота враще¬ ния шпинделя 1200 об/мин, коэффициент вытяжки на входной час¬ ти устройства 1,2, на выходной обойме 1,4, суммарный коэффи¬ циент вытяжки 1,68, диаметр шариков 15 мм, длина заготовки после ротационной вытяжки 170—230 мм, толщина стенки 0,5 ми, допускаемая разностенность не более ±0,017 мм. Третий проход. Продольная подача 0,17 ммУоб, частота враще¬ ния шпинделя 800 об/мин, коэффициент вытяжки на первом и вто¬ ром рядах давильных элементов 1,42 и 1,34, его суммарное значе¬ ние 1,88, диаметр давильных элементов 10 мм, длина трубки-заго¬ товки под сильфон 300—450 мм; толщина стенки трубки 0,26 мм, допускаемая разностенность ±0,017 мм. Четвертый проход. Продольная подача /=0,17 мм/об, частота вращения шпинделя 800 об/мин, коэффициент вытяжки на первом и втором рядах устройства 1,23, его суммарное значение 1,5 диа¬ метр давильных элементов 6 мм, длина получаемой трубки от 480 до 630 мм, толщина стенки 0,17 мм. Особенностью технологии изготовления сильфонов ротационной вытяжкой является большая частота вращения шпинделя. Частота вращения шпинделя в пределах 800—1200 об/мин характерна при производстве тонкостенных, небольших по размерам оболочек. Полуфабрикаты, полученные после каждого прохода ротацион¬ ной вытяжки, подвергали закалке при температуре 900—950 °С н отпуску. После отрезки донной части и края заготовки на задан¬ ный размер полученные трубки использовали для производства сильфонов размерами, мм: 28X10X0,2 и 55x24x0,17. Характерным примером возможной экономии материала при использовании ротационной вытяжки является изготовление кор¬ пуса счетчика расхода жидкости в установках автозаправочной техники (рис. 7.5). Корпус счетчика получали механической обра- Рис. 7.5. Гильза для расходомера жидкости: а — точеная; б — полученная ротационной вытяжкой 121
боткой путем обточки толстостенной трубы из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т. Коэффициент использования материала состав¬ лял 32 %. Анализ конструкции и условий работы корпуса счетчика В собранном узле показал, что возможны конструктивные измене¬ ния детали, не влекущие за собой последствий в эксплуатации и не снижающие ее работоспособности за счет изменения конструк¬ тивных размеров. Одним из способов получения такой детали, обеспечивающим довольно высокие требования по точности, явля¬ ется ротационная вытяжка. Применение холодноштампованной заготовки-колпака позволи¬ ло уменьшить расход металла, повысить производительность и улучшить качество изделия. Корпус счетчика изготовляли из кол¬ пака за два прохода. Режимы обработки на первом проходе: часто¬ та вращения шпинделя 400 об/мин, продольная осевая подача f= =0,43 мм/об, коэффициент вытяжки 1,3, диаметр шариков 10 мм, число шариков 11 на втором проходе, продольная осевая подача /=0,26 мм/об, коэффициент вытяжки 1,3, диаметр и число шариков те же, что и на первом проходе. Себестоимость корпуса счетчика в результате применения новой технологии снижается на 40 %, коэффициент использования материала составляет 85 %, а эконо¬ мия по трудозатратам на одну деталь 7,7 коп. 7.2. ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ ТОНКОСТЕННЫХ ОБОЛОЧЕК ИЗ СВАРНЫХ ОБЕЧАЕК На рис. 7.6 показаны заготовка и готовая оболочка одного из типоразмеров защитного кожуха для электропривода технологиче¬ ских установок химического производства. Типоразмеры оболочек приведены в табл. 7.1. При выборе варианта технологии изготовления оболочек мето¬ дом ротационной вытяжки учитывалось, что промышленностью трубы требуемых размеров и точности не выпускаются, а изготовление изделий из стандартных труб механиче¬ ской обработкой экономиче¬ ски нецелесообразно. Показанные на рис. 7.6 гильзы из коррозионно-стой¬ кой стали 12Х18Н10Т. изго¬ товлены ротационной вы¬ тяжкой на заводах химиче-' ского машиностроения по технологии, разработанной Тульским политехническим институтом совместно с ВНИИПТхиммашем (г. Пен¬ за). В качестве исходной заготовки использовали ци- 122 Рис. 7.6. Заготовка (о) я готовая деталь (б) гильзы защитного кожуха
Типоразмеры оболочек и заготовок, мм Таблица 7.1 Готовая оболочка Заготовка L h 6h Масса, кг D L И О 800 0,5 0,04 1,56 168,4 216,0 1,90 161,4 2,00 209.7 122,0 3,35 204,0 2,30 239,7 122,2 3,35 234,0 1200 0,5 0,04 3,10 171,3 170,0 3,55 165,6 1200 1.0 6,70 213,4 178,0 3,40 208,6 1800 1.1 10,6 245.5 356,0 5,05 237,6 линдрическую обечайку, полученную из листа толщиной 2 мм вальцовкой и сваркой. При этом коэффициент использования материала составил 90—95 %. К полученным вальцовкой и сваркой обейкам производили приварку прерывистым швом технологиче¬ ских колец. Процесс ротационной вытяжки сварных заготовок осуществля¬ ли на оправке с помощью шариковой головки, установленной на токарном станке мод. 165, за три прохода без промежуточной тер¬ мической обработки. Обработку проводили при частоте вращения шпинделя 250 об/мин и продольной подаче на первом и втором про¬ ходах, равной 1,0 мм/об, и на третьем проходе 0,66 мм/об. Пере¬ ход на меньшую' продольную подачу на заключительной стадии процесса осуществлялся с целью получения более высокого каче¬ ства поверхности. В качестве давильных элементов использовали шарики различных диаметров: на первом проходе—15 мм, а на втором и третьем —10 мм. На проходах было принято следующее распределение деформаций: на первом проходе толщина стенки уменьшалась вдвое, а на. втором в 1,4 раза. В результате получе¬ ны изделия со стабильными размерами и разностенностью, не пре¬ вышающей 10 % толщины стенки готовой детали. Испытания гото¬ вых гильз из сварных заготовок на герметичность гелиевым тече- испускателем показали, что их качество полностью удовлетворяет высоким требованиям технических условий. 7.$. ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ ТОНКОСТЕННЫХ ОБОЛОЧЕК ИЗ ТРУБ В ряде отраслей промышленности широко используют высо¬ коточные тонкостенные оболочки разного назначения из различных материалов и сплавов. Относительно небольшие диаметры таких оболочек и значительная длина вынуждают изыскивать наиболее рациональные формы заготовок и варианты технологических про¬ цессов изготовления, обеспечивающих заданную точность получае¬ мых изделий в соответствии с техническими условиями. Одним из 123
а) О Рис. 7.7. Готовая обо¬ лочка (а) и заготовки для ее получения меха¬ нической обработкой (б) и ротационной вытяжкой (в) вариантов получения тонкостенных изделий является механиче¬ ская обточка стандартной трубы по внутреннему и наружному ди¬ аметру до заданной толщины стенки. Однако такой прием связан со значительными отходами материала в стружку и низкой про¬ изводительностью. Применение способа ротационной вытяжки позволяет использо¬ вать рациональную форму заготовки, обеспечивающую значитель¬ ную экономию материала. На рис. 7.7, а показана труба из алю¬ миниевого сплава Д1 диаметром 64 мм и толщиной стенки 1,25— 1,5 мм. По техническим условиям разностенность трубы должна быть не более 0,25 мм, овальность не более 0,4 мм. Труба должна быть прямолинейна по всей длине. На рис. 7.7 показаны заготовки в случае получения трубы механической обработкой и при исполь¬ зовании способа ротационной вытяжки. Во втором случае при оди¬ наковой толщине стенки, равной 3 мм, и равных диаметрах заго¬ товка для ротационной вытяжки значительно меньше. Заготовку» показанную на рис. 7.7, в,подвергали ротационной вытяжке шари¬ ковым устройством за два прохода без промежуточной термиче¬ ской обработки при следующих режимах. Первый проход. Продольная подача /=0,53 мм/об, частота вра¬ щения шпинделя 500 об/мин, коэффициент вытяжки 1,36, диаметр шарика 19 мм, длина обработанного полуфабриката ~350 мм» толщина стенки 2,20—2,25 мм. Рис. 7.8. Оболочка, полученная прямым способом ротационной вытяжки 124
Второй проход. Продольная подача f=0,33 мм/об, частота вра¬ щения шпинделя 500 об/мин, диаметр давильных элементов 10 мм, длина полуфабриката ~550 мм, толщина стенки 1,35—1,45 мм, коэффициент вытяжки 1,57. На рис. 7.8 показана оболочка, полу¬ ченная по описанной выше технологии. Процесс ротационной вытяжки обеспечивает стабильность раз¬ меров и их точность, а также позволяет получать в тонкостенных оболочках разностенность 0,10—0,15 мм, а овальность в пределах 0,10—0,20 мм, что значительно ниже значений, заложенных в технических условиях. 7.4. ТЕХНОЛОГИЯ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКИ ТОНКОСТЕННЫХ ШТАМПОСВАРНЫХ ОБОЛОЧЕК Некоторые отрасли машиностроения при производстве различ¬ ных машин и аппаратов используют в их конструкциях штампо¬ сварные оболочки, что позволяет снизить себестоимость продукции благодаря экономии материала и расходов на специальную штам- повую оснастку. Относительно невысокая стоимость оснастки и оборудования, используемых при производстве штампосварных изделий, позволяет сократить сроки подготовки производства. Вместе с тем главным недостатком в изготовлении штампосвар¬ ных оболочек является большая трудоемкость операций, связанных с зачисткой сварного соединения и полировкой поверхности. Практика показала, что для снижения трудоемкости и повыше¬ ния производительности труда операции зачистки сварного шва и последующей полировки поверхности могут быть с успехом заме¬ нены ротационной вытяжкой. Процесс ротационной вытяжки роликовым устройством осуще¬ ствляли с целью установления: а) возможности использования способа для зачистки сварных соединений по периметру оболочки; б) возможности использования способа как формоизменяющей операции для получения тонкостенных оболочек из штампосварных заготовок. Зачистку сварного шва на штампосварных колпаках произво¬ дили на токарно-винторезном станке мод. 163 с помощью роликов, установленных в обойме роликового устройства (продольная по- Рис. 7.9. Штампосварная обо¬ лочка после зачистки сварно¬ го шва высотой 0,6 мм (сле¬ ва) и 1 мм (справа) ротаци¬ онной вытяжкой !25
дача 0,3 мм/об, частота вращения шпинделя 315 об/мин, радиус при вершине ролика 7,5. мм, обжатие за один проход 20--25 %). На рис. 7.9 показаны штампосварные колпаки с* зачищенным швом. Существенное влияние на качество получаемых оболочек и Рис. 7.10. Микрошлиф, полученный в месте свар¬ ного соединения после его зачистки ротацион¬ ной вытяжкой условия работы устройства оказывает высота сварного шва. Уста¬ новлено, что оптимальная высота сварного шва над основанием. материала не должна превышать 0,6 мм. Лучшее качество поверх¬ ности и проработка материала в зоне стыка обеспечиваются у штампосварных оболочек, предварительно подвергнутых термиче¬ ской обработке, причем стенки оболочек после отжига должны быть проварены равномерным швом на всю толщину, что лучше всего обеспечивается автоматической сваркой. Полученные микрошлифы заготовок, в которых донная и ци¬ линдрическая части проварены на всю толщину стенки, и прошед¬ шие операции зачистки сварного шва и формоизменение раскатным устройством, свидетельствуют о качественном характере соедине¬ ния (рис. 7.10).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Баркая В. Ф. Теоретическое -исследование силовых параметров процесса ротационного выдавливания. — В кн.: Труды Грузинского политехнического ин¬ ститута, 1971, № 8, с. 1365-143. 2. Баркая В. Ф. К теории расчета силовых параметров процесса ротационно¬ го выдавливания тонкостенных оболочек. — В кн.: Труды Грузииского политех¬ нического института, 1971, As 3, с. 158—177. 3. Биргер И. А. Остаточные напряжения. М.: Машгиз, 1963. 232 с. 4. Бордэыка А. М„ Гецов Л. Б. Релаксация напряжений в металлах и спла¬ вах. М.; Металлургия, 1972. 256 с. 5. Вальтер А.И., Байков В. А., Юдин Л. Г. О поверхности контакта npw ротационной вытяжке раскатными шариковыми устройствами. — В кн.: Ис¬ следования в области пластичности и обработки металлов давлением. Тула: ТПИ. 1977, с. 73-78. 6. Гредитор М. А. Давильные работы и ротационное выдавливание. М.:. Машиносгроение, 1971. 239 с. 7. Дель Г. А., Огородников В. А., Нахайчук В. Г. Критерии деформируемо¬ сти металлов при обработке давлением. — Известия вузов. Машиностроение,. 1975, АГ» 4, с. 135—139. 8. Казакевич И. И. Анализ процесса холодной поперечиой прокатки (рота¬ ционного выдавливания). — Кузнечно-штамповочное производство, 1973, Л% 7,. с. 14—17. 9. Казакевич И. И. К расчету внеконтактной деформации при полеречно¬ винтовой прокатке. — Известия вузов. Машиностроение. 1976, № 12. с. 131—136. 10. Качалов Л. Н. Основы теории пластичности. М.: Наука, 1969. 420 с. 11. Кацев П. Г. Статистические методы исследовании режущего инструмен¬ та. М.: Машиностроение, 1974. 231 с. 12. Колпакчиоглу- С. Максимальное утонение стенок при раскатке труб. — Труды американского общества инженеров-механиков. М.: НИ НИТИ, № 1,. 1964, с. 56—62. 13. Колпакчиоглу С. О механизме силовой выдавки. — Труды американского’ общества инженеров-механиков. М.: ВИНИТИ, 1961, серия И, т. 83, с. 73—76. 14. Колмогоров В. Л. Направления, деформации, разрушение. М.: Металлур¬ гия, 1970. 229 с. 15. Королев В. П. Изготовление тонкостенных деталей малого диаметра из пластичных и малопластичных металлов. — Кузнсчпо-штамповочнпс производ¬ ство, 1966, № 5, с. 20—23. 16. Корсуиов В. П., Соколов В. П. Изготовление трубок заготовок малой толщины из стали 4X13. — Кузнечно-штамповочное производство, 1967, № 8, с. 24—25. 17. Маленичев А. С., Маснева С. И., Дербячев В. И. Они г разработки тех¬ нологического процесса ротационной вытяжки высокоточных юикостенных обо¬ лочек на базе планирования многофакторного эксперимента. -В кн.: Исследо¬ вания- в области пластичности и обработки металлов давленном. Тула: ТПИГ 1980, с. 132—137. 18. Методика (основные положения) определения экономической эффектив¬ ности использования в народном хозяйстве поной техники, изобретений и ра¬ ционализаторских предложений. М.: Экономика, 1977, 45 с. 19. Налимов В. В., Чернова И. А. Статистические методы планирования. М.: Наука, 1965. 236 с. 20. Огородников В. А. Оценка деформируемости металлов при обработке давлением. — Кузнечно-штамповочное производство. 1977, № 3, с. 20—23. 21. Лаптев Д. Д. Упрочнение деталей обработкой шариками. М.: Машино¬ строение, 1968. 132 с. • 127
22. Папшев Д. Д. Образование ыикропрофнля при обкатывании. — Станки, я инструмент, 1965, Ns 1, с. 15—16. 23. Нечаев В. Ф., Тачкова И. С. Определение силовых параметров ротациоя-. мого выдавливания трубчатых изделий с нагревом. — В кн.: Технология легких сплавов. М.: ВИЛС, т 6, 1973, с. 43—48. 24. Пинегин С. Ф. Контактная прочность н сопротивление качению. М.: Ма¬ шиностроение, 1969, 195 с. 25. Попов Е. А. Основы теории листовой штамповки. М.: Машиностроение, 1977. 278 с. 26. Рейнберг Е. С. Аналитическое определение площади контакта глубины пластического деформирования при упрочняющем накатывании. — Сб. трудов ЛКИ, 1969, вып. 65. с. 52—54. 27. Ренне И. П., Смирнов В. В., Юдин Л. Г. Об определении оптимальных размеров инструмента при ротационном выдавливании. — Кузнечно-штамповоч¬ ное производство. 1970, Ns 1, с. 13—14. 28. Ренне И. П., Теоретические основы экспериментальных методов исследо¬ вания деформаций методом сеток в процессах обработки металлов давлением. Тула: ТПИ, 1979. 96 с. 29. Расчет роликовых раскатных головок/А. С. Маленичев, В. В. Смирнов, Л. Г. Юдин, В. Г. Литвинов. — В кн.: Труды преподавателей и слушателей УНТЗ. Обработка металлов давлением. Тула: ТПИ, 1973, вып. 20, с. 45—51. 30. Ротационное выдавливание роликовыми раскатными головками/И. П. Рен¬ не, В. В. Смирнов, Л. Г. Юдин, А. С. Маленичев. — Кузнечно-штамповочное производство, 1975, № 8, с. 34—36. 31. Ровинский Б. М., Воротников Г. С. Температурная зависимость парамет¬ ров релаксации напряжений в металлах и сплавах. — В кн.: Механизмы релак¬ сационных явлений в твердых телах. М.: Наука, 1972, с. 110—113. 32. Руднев Ю. М. Штамповка с помощью электромагнитных^ блоков. М.: .Машгиз, 1960. 162 с. 33. Снротинский М. С. Циклическая сдвиговая деформация в процессах об¬ работки металлов давлением. — В кн.: Процессы обработки легких и жаропроч¬ ных сплавов. М.: Наука, 1981, с. 65—69. 34. Томсен Э., Янг Ч., Кобаяши Ш. Механика пластических деформаций при обработке металлов. М.: Машиностроение, 1969. 504 с. 35. Теоретическое и экспериментальное изучение силовых параметров рота¬ ционного выдавливания шариковыми раскатными головками/В. В. Смирнов, И. П. Ренне, Л. Г. Юдин, А. С. Маленичев. — В кн.: Технология легких спла¬ вов. М.: ВИЛС, 1973, с. 19—22. 36. Уик Ч. Обработка металлов без снятия стружки. М.: Мир, 1966. 326 с. 37. Хилл Р. Математическая теория пластичности. М.: ГИТТЛ, 1956. 407 с. 38. Чижиков Ю. М. Теория подобия и моделирования процессов обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1970. 295 с. 39. Юдин Л. Г., Смирнов В. В., Маленичев А. С. Кинематический анализ раскатных головок для ротационного выдавливания. — В кн.: Технология маши- «остроення. Тула: ТПИ, вып. 38, с. 71—78.
ОГЛАВЛЕНИЕ Условные обозначения 3 Введение 4 Глава 1. Конструкции устройств для ротационной вытяжки . 6 1.1. Однорядные шариковые устройства 6 1.2. Многорядные шариковые устройства 15 1.3. Роликовые устройства 16 1.4. Приспособления для фиксации заготовок и съема оболочек 19 1.5. Кинематический анализ шариковых устройств ... 21 Глава 2. Конструкции и расчет рабочего инструмента устройств для рота¬ ционной вытяжки 25 2.1. Расчет рабочего инструмента шариковых устройств 25 2.2. Расчет рабочего инструмента роликовых устройств 31 2.3. Конструкции рабочих элементов устройств ЗБ Глава* 3. Экспериментальное исследование формоизменения материала при ротационной вытяжке .... 43 3.1. Характер образования наплыва 43 3.2. Особенности деформации материала а пластической области 47 3.3 Предельная степень формоизменения 54 3.4. Шероховатость поверхности 58 Глава 4. Анализ качества оболочек 62 4.1. Изменение зазора при ротационной вытяжке ... 62 4.2. Изменение раэностенности заготовок в процессе ротациои вытяжки 65 4.3. Овальность оболочек после ротационной вытяжки . 67 4.4 Анизотропия механических свойств материала 69 4.5. Остаточные напряжения 71 4.6. Исследование качества оболочек методом многофакторного эксперимента 74 Глава 5. Исследование силовых параметров процесса ротационной вытяжки 82 5.1. Площадь контактной поверхности ... 82 5.2. Исследование силовых параметров методом главных напря¬ жений ... 86 5.3. Исследование силовых параметров методом «верхних оценок» $9 5.4. Экспериментальное исследование силовых параметров 97 5.5. Построение математической модели зависимости составляю¬ щих усилия от технологических факторов .... 100 Глава 6. Проектирование технологических процессов ротационной вытяж¬ ки шариковыми устройствами 102 6.1. Выбор и расчет заготовок 102 6.2. Методика проектирования технологических процессов 108 6.3. Долговечность инструмента для ротационной вытяжки Ш 6.4. Выбор оборудования и технологические приемы работы иа шариковых устройствах 112 6.5. Экономическая эффективность ротационной вытяжки шари¬ ковыми устройствами ИЗ Глава 7. Технологические процессы изготовления оболочек . ... П6 7.1. Технология получения оболочек с дном из листовых мате¬ риалов ...... 116 7.2. Технология получения тонкостенпых оболочек иа сварных обечаек 122 7.3. Технология получения тонкостенных оболочек из труб . 123 7.4. Технология ротационной вытяжки тонкостенных штампосвар- яых оболочек 125 Список литературы 127