/
Author: Аверкиев Ю.А. Аверкиев А.Ю.
Tags: организация производственного процесса производственное планирование управление качеством отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства металлургия металлы штамповка холодная штамповка технология машиностроения издательство машиностроение
ISBN: 5-217-00336-7
Year: 1989
Text
ъч.ы.
AM
ДЛЯ ВУЗОВ
Ю. А. А веркиев
А.Ю. Аверкиев
ТЕХНОЛОГИЯ
ХОЛОДНОЙ ШТАМПОВКИ
Допущено Государственным комитетом СССР
по народному образованию в качестве учебника
для студентов вузов, обучающихся по специальностям
Машины и технология обработки металлов давлением»
и «Обработка металлов давлением»
S* .
ФАБКОМА
I КамАЗ© ,
мт
МОСКВА
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»
1989
ББК 34.623я73
А19
УДК [[621.735.043.016.3 + 621.983.04][:658.52]](075.8)
Рецензенты: кафедра «Машины и автоматизация обработки давлением»
МВТУ им. Н. Э. Баумана и д-р техн, наук С. П. Яковлев
Аверкиев Ю. А., Аверкиев А. Ю.
А19 Технология холодной штамповки: Учебник для вузов
по специальностям «Машины и технология обработки ме-
таллов давлением» и «Обработка металлов давлением». —
М.: Машиностроение, 1989.— 304 с.: ил.
ISBN 5-217-00336-7
Изложены основы технологии листовой штамповки в условиях массо-
вого, крупно- и мелкосерийного производства. Рассмотрены характери-
стики применяемых материалов и современные методы испытаний на штам-
пуемость, приведен анализ напряженно-деформированного состояния,
возникающего в заготовке при выполнении операций листовой штамповки.
Показаны пути интенсификации выполнения различных технологических
операций. Даны элементы расчета и проектирования штампов.
л 2704030000—142
А 038 (01)—89 142~89
ББК 34.623я73
ISBN 5-217-00336-7 © Издательство «Машиностроение», 1989
ПРЕДИСЛОВИЕ
Одной из важнейших задач ускорения социально-
экономического развития страны является перестройка высшего
и среднего специального образования. Учебный процесс, его со-
держание, методическое и материально-техническое обеспечение
должны быть перестроены в соответствии с требованиями XXVII
съезда партии, постановления ЦК КПСС и Совета Министров СССР
по коренному совершенствованию деятельности высших учебных
заведений, февральского (1988 г.) Пленума ЦК КПСС, XIX Все-
союзной партийной конференции. Предлагаемый учебник должен
способствовать выполнению поставленной задачи.
Основная цель книги — научить студентов методике расчета
деформационных и энергосиловых характеристик операций листо-
вой штамповки и основам проектирования технологических про-
цессов, а также сосредоточить внимание студентов на практиче-
ском применении теории обработки металлов давлением. Умение
анализировать полученные на этой основе данные позволит бу-
дущим молодым специалистам целенаправленно управлять
технологическим процессом, изменяя внешние условия штам-
повки.
Многие теоретические исследования, связанные с расчетом
технологических процессов, выполнены лишь приближенно и
требуют уточнения, некоторые из них остаются проблемными.
Поэтому задачей учебника является также привлечение внимания
студентов к решению этих вопросов.
Книга написана на базе обобщения отечественной и иностран-
ной литературы по вопросам теории и практики технологии листо-
вой штамповки. Кроме того, авторами использован многолетний
опыт преподавания дисциплин «Листовая штамповка» и «Техноло-
гия холодной штамповки» в вузе.
Учебник состоит из четырех разделов, охватывающих круг
вопросов, необходимых для изучения технологии и штампов
листовой штамповки, а именно: технологическую характеристику
материалов для листовой штамповки и методы оценки штампуе-
мости, раскрой листового материала и его оптимизация, основные
* разделительные и формоизменяющие операции, способы интен-
сификации формоизменения заготовок, расчет и проектирование
штампов, элементы системы автоматического проектирования тех-
нологических процессов и штампов (САПР ТП и САПР Ш).
В рамках учебника, ограниченного определенным объемом,
невозможно детально рассмотреть все операции листовой штам-
повки, число которых достигает нескольких десятков. Не все они
в равной мере используются в различных отраслях машинострое-
ния. Например, штамповку с локальным нагревом, штамповку
резиной и жидкостью, гибку с растяжением и др. широко исполь-
зуют в авиационной промышленности и совсем мало в автомобиль-
ной промышленности и сельскохозяйственном машиностроении.
Поэтому в учебнике подробное освещение получили лишь опера-
ции, наиболее широко применяемые в большинстве отраслей ма-
шиностроения, такие, как отрезка, вырубка, пробивка, гибка
в штампах, отбортовка, обжим, раздача и др. Что касается дру-
гих операций (например, закатка, ротационная вытяжка и др.),
то авторы ограничились изложением их сущности, схем и области
применения, а также рекомендациями в части использования
учебных пособий и специальной литературы.
Содержание учебника, в основном, соответствует учебной про-
грамме дисциплины «Технология листовой штамповки», преду-
смотренной новым учебным планом (инд. Т-186) специальности
12.04 «Машины и технология обработки металлов давлением»,
а его название «Технология холодной штамповки» — существу-
ющему учебному плану специальности 0503 «Машины и технология
обработки металлов давлением». Новый учебный план должен
быть внедрен в процесс обучения студентов IV курса с 1991/1992
учебного года, однако это не исключает возможности более раннего
практического его использования.
Учебник адресован студентам специальности 12.04. Он может
быть использован студентами специальности «Обработка метал-
лов давлением», а также мастерами листоштамповочного про-
изводства, стремящимся повысить свою квалификацию.
Авторы благодарят д-ра техн, наук проф. Попова Е. А. и
канд. техн, наук доц. Ковалева В. Г. (МВТУ им. Н. Э. Баумана)
и д-ра техн, наук проф. Яковлева С. П. (Тульский политехни-
ческий институт) за просмотр рукописи и ценные замечания,
касающиеся ее содержания.
ОСНОВНЫЕ ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
as — напряжение текучести;
1|)р — равномерное сужение образца при растяжении;
6; (б) — относительная (логарифмическая) степень дефор-
мации;
/?*; (г*) — коэффициент нормальной (плоскостной) анизо-
тропии;
п — показатель интенсивности деформационного уп-
рочнения;
ар; tfei 0п — напряжения в радиальном, окружном и нор-
мальном (к поверхности заготовки) направле-
ниях;
со — коэффициент, учитывающий возможные откло-
нения размеров заготовки и характеристик ее
механических свойств от предусмотренных стан-
дартом, наличие дефектов металла и пр.:
р — коэффициент контактного трения;
s — толщина заготовки;
5Д — толщина стенки детали у ее кромки;
ср — угол наклона образующей конической матрицы
для вытяжки;
ап — угол между гранями пуансона для одноугловой
гибки;
а — угол между полками детали после одноугловой
гибки;
Да — угол пружинения;
гм; (гп) — радиус округления рабочей кромки матрицы
(пуансона);
£)0; (Яо)—диаметр (радиус) заготовки для вытяжки;
£)п; Ш — диаметр (радиус) пуансона;
DM (Ям) — диаметр (радиус) матрицы;
R — радиус фланца детали, полученной вытяжкой;
г — зазор между ножами при отрезке; односторон-
ний зазор между пуансоном и матрицей при
вытяжке, отбортовке и др.;
/>; (Q) — усилие деформирования (усилие прижима);
/Сп; К — коэффициент формоизменения предельный (до-
пустимый);
N — число операций (переходов); порядковый номер
операции (перехода);
d; (г) — диаметр (радиус) детали, полученной вытяжкой;
от — предел текучести материала заготовки;
ов — временное сопротивление разрыву материала за-
готовки.
ВВЕДЕНИЕ
В «Основш1$^раправлениях экономического и со-
циального развития СССР на 1986—1990 годы и на период до
2000 года» предусмотрено существенное увеличение выпуска про-
дукции машиностроения и металлообработки. В двенадцатой пя-
тилетке он увеличится не менее чем в 1,4-=-1,54 раза.
В этой связи ускорение научно-технического прогресса, ин-
тенсификация производства, дальнейшее развитие и внедрение
в производство прогрессивной, научно обоснованной технологии
обработки металлов приобретает первостепенное значение. Лишь
путем совершенствования технологических процессов, техноло-
гических машин и комплексной автоматизации производства
с использованием вычислительной техники возможно решить эту
задачу.
В общем комплексе технологии машиностроения все возраста-
ющее значение приобретает обработка металлов давлением, в том
числелйстовая штамповка. Это один из способов обработки,
при котором металл пластически деформируется в холодном со-
стоянии при помощи штампов.
Исходным материалом для листовой штамповки служит ме-
таллопрокат в виде листов, рулонов, лент, полосы. Листовая
штамповка применяется для изготовления самых разнообразных
деталей, в том числе автокузовных, деталей цельнометаллических
летательных аппаратов, электрических машин (пластины ротора,
статора), изделий народного потребления (металлическая по-
суда и пр.). Она применяется практически во всех отраслях
промышленности, связанных с металлообработкой — от микро-
электроники до ракетостроения и атомного энергомашиностроения.
Листовая штамповка представляет собой самостоятельный
вид технологии, обладающий рядом особенностей: высокой про-
изводительностью, возможностью получения самых разнообраз-
ных по форме и размерам полуфабрикатов и готовых деталей
(от десятых долей миллиметра до десятков метров), возможностью
механизации и автоматизации штамповки путем создания ком-
плексов оборудования, обеспечивающих выполнение всех опера-
ций производственного процесса в автоматическом режиме (в том
6
f r u? *
fc v *•
к '1 '
* *
' числе роторных и роторно-конвейерных линий), возможностью
получения взаимозаменяемых деталей с высокой точностью раз-
меров, без дальнейшей обработки резанием. _
Листовая штамповка наиболее широко применяется в массо-
вом и крупносерийном производстве, когда затраты на штампо-
вую оснастку особенно рентабельны. Наряду с этим, опыт многих
отечественных заводов показывает, что листовая штамповка мо-
жет с успехом применяться в мелкосерийном производстве. Однако
для этого необходимо использовать^ специальные средства и спо-
собы штамповки, обеспечивающие выпуск мелких партий изделий
с минимальными-затратами. К их числу относятся: штамповка
энергией взрывной волны, электрического разряда в жидкости,
магнитного поля высокой напряженности и др„.
Несмотря на отдельные достижения, холодноштамповочное
производство к моменту Великой Октябрьской социалистической
революции было, по существу, в зачаточном состоянии. Это объяс-
няется тем, что в царской России продукция, состоящая из боль-
шого числа холодноштампованных деталей (автомобили, трак-
торы, велосипеды, электрические и швейные машины, часы и пр.)
ввозилась из-за границы, а ставка российских промышленников
на зарубежный опыт приводила к утрате инициативы инженеров,
техников и рабочих.
Основное развитие холодноштамповочное производство полу-
чило после установления в России Советской власти, взявшей
курс на индустриализацию страны и развитие машиностроения,
который в новом качестве продолжается в настоящее время.
Во время пятилеток, в период Великой Отечественной войны и
особенно после нее кузнечно-штамповочное производство стало
одним из ведущих в машиностроении.
За годы пятилеток в Советском Союзе на автомобильных,
тракторных и других заводах построены крупные цехи холодной
листовой штамповки, оснащенные современным оборудованием,
технологической оснасткой и средствами механизации и автома-
тизации производства. Организованы центральные и отраслевые
научно-исследовательские институты и свыше 40 профилирующих
кафедр вузов, занимающихся исследованием и разработкой но-
вых, прогрессивных технологических процессов обработки ме-
таллов давлением. На счету этих организаций сотни ценных работ,
внедренных в отечественную промышленность. Одновременно про-
исходил рост высококвалифицированных кадров научных и ин-
женерно-технических работников, мастеров и наладчиков обору-
дования и автоматических линий.
Значение листовой штамповки, как одного из наиболее про-
грессивных способов обработки металлов давлением в машино-
. строении, непрерывно возрастает. Именно поэтому в решениях
^адЦгК-КПСС-большое внимание уделяется выпуску новых прогрес-
сивных типов кузнечно-прессового оборудования, комплексов
«машина—робот», гибких технологических систем листовой штам-
7
Рис. 0.1. Схемы штампо-
сборочных операций, вы-
полняемых:
а “ гибкой (фальцовкой);
б раздачей в — холодной
сваркой
повки, роторных и роторно-конвейерных линий, а также выпуску
листового и сортового проката повышенной прочности.
Операции листовой штамповки подразделяются на раздели-
тельные, формоизменяющие и штампосборочные. При выполне-
нии этих операций пластически деформируется не вся заготовка,
а лишь некоторая ее часть, которую называют зоной (очагом)
пластической деформации. Разделительные операции предназна-
чены для полного или частичного отделения одной части металла
от другой. Формоизменяющие операции в отличие от раздели-
тельных предназначены только для пластического формоизмене-
ния заготовок, до разрушения заготовки не доводятся.
Для соединения двух или нескольких деталей в одну сборочную
единицу применяют штампосборочные операции. Представителем
сборочной единицы, состоящей из двух штампованных деталей
(внешней и внутренней панелей), собранных штамповкой и свар-
кой, является дверь автомобиля.
Соединение деталей осуществляется холодной штамповкой;
гибкой, осадкой, обжимом, запрессовкой и пр., выполняемых
в штампах, установленных на прессах, или магнитно-импульсной
обработкой, которая характеризуется тем, что давление на соби-
раемый узел создается воздействием импульса магнитного поля.
Листовые детали из алюминия, меди, латуни после тщатель-
ной очистки контактной поверхности могут быть соединены хо-
лодной сваркой, основанной на молекулярно-кристаллическом
соединении (схватывании) металла при совместной пластической
деформации штамповкой соединяемых поверхностей.
Схемы разделительных и формоизменяющих операций и их
определение приведены в соответствующих разделах, а примеры
соединения деталей в сборочную единицу штамповкой — на
рис. 0.1. '
Применение сборки штамповкой взамен резьбовых соединений,
пайки и сварки существенно повышает производительность труда
при достаточно высоком качестве выпускаемой продукции. Однако
штамповкой можно получить только неразъемные соединения, и
это является недостатком данного способа сборки.
РАЗДЕЛ I
ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ,
ОЦЕНКА ШТАМПУЕМОСТИ
ГЛАВА 1. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ
1.1. ЛИСТОВОЙ И РУЛОННЫЙ ПРОКАТ
Листовой штамповкой изготовляют изделия из ме-
таллов (в виде листового и сортового проката) и неметаллических
материалов.
В машиностроении наиболее широко применяют стальной ли-
стовой и сортовой прокат и прокат из различного рода цветных
металлов: алюминия, меди, магния, титана и их сплавов. Менее
широко применяют слоистые и волокнистые пластики (текстолит,
гетинакс и др.) и пластмассы гомогенной структуры (оргстекло,
полистирол и др.). Однако в автомобилестроении и некоторых
других отраслях машиностроения объем выпуска штампованных
деталей из пластмасс непрерывно возрастает, что позволяет сни-
зить массу и металлоемкость выпускаемой продукции.
Характеристики листового проката регламентируются стан-
дартами на технические условия (ТУ), химический состав и сор-
тамент.
Листовой прокат выпускается в виде листов, ленты и рулонов.
В зависимости от способа производства он подразделяется на
горячекатаный и холоднокатаный. Холоднокатаный прокат (тол-
щина которого не превышает 4 мм) по сравнению с горячеката-
ным имеет меньшую шероховатость поверхности, разнотолщин-
ность и более высокие технологические свойства. Он широко при-
меняется для изготовления холодноштампованных деталей. Из
горячекатаного проката методами листовой штамповки изго-
товляют преимущественно различные неглубокие и плоские
детали.
В машиностроении основную массу холодноштампованных
деталей (в том числе автокузовные детали) изготовляют из тон-
колистовых углеродистых качественных и низколегированных
листовых сталей (табл. 1).
Кроме листового проката, указанного в табл. 1, в СССР освоен
выпуск низколегированных холоднокатаных сталей повышенной
прочности. К их числу относятся стали, легированные марганцем
(До 1,1 %) и кремнием (до 0,6 %) с микродобавками титана и ва-
надия. Стали этой группы (08ГСЮТ, 08ГСЮФ, 07ГСЮФ) имеют
предел текучести до 300 МПа, временное сопротивление до 410 МПа
и относительное удлинение до 30—34 %. Стали указанных
1. Основные виды листовой стали
Сталь (прокат) ГОСТ на: Марка стали
технические условия химический состав
Углеродистая обыкновенного каче- ства s — 0,5ч-4,0 мм 380—71 380—71 СтО—Стб
Листовая углеродистая качествен- ная и обыкновенного качества об- щего назначения s = 0,24-3,9 мм 16523—70 1050—74 380—71 05кп—50 СтО—Ст5
Прокат тонколистовой из кон- струкционной низколегированной стали s = 0,54-3,9 мм 17066—80 1928—79 14Г2, 09Г2, 12ГС, 16ГС, 15ГФ, 14ХГС и др.
Прокат тонколистовой холоднока- таный из малоуглеродистой каче- ственной стали для холодной штам- повки s — 0,54-3,0 мм 9045—80 9045—80 08Ю, 08пс, 08кп
Листовая легированная конструк- ционная общего назначения s = = 0,54-3,9 мм 1542—71 1050—74 4543—71 60Г, 20Х, 10Г2, 25 X ГС А и др.
Тонколистовая коррозионно-стой- кая, жаростойкая и жаропрочная s = 0,74-3,9 мм 5582—82 5632—72 08X13, 12X13, 12X17, 12Х18Н9Т и др.
марок выпускаются толщиной 0,7—2.5 мм, поставляются по
ТУ 14-1-3764—84, в основном их применяют в автомобилестрое-
нии и других отраслях машиностроения.
В СССР освоен выпуск холоднокатаной двухфазной стали
с ферритно-мартенситной структурой (ДФМС), содержащей до
20—25 % твердой фазы мартенсита в пластической ферритной
матрице. Повышенной прочности этих сталей добиваются легиро-
ванием марганца (до 1,6 %) и кремнием (до 0,7 %) в сочетании
с термической обработкой в специальных агрегатах непрерывного
отжига. У двухфазных сталей низкое отношение предела теку-
чести os к временному сопротивлению crB (crs/crB = 0,6-4-0,65),
высокий показатель деформационного упрочнения п и нормаль-
ной анизотропии R* (и = 0,214-0,25 и R* = 1,14-1,6), широкий
диапазон изменения временного сопротивления (ов = 4004-
550 МПа), что свидетельствует о пригодности их для изготовле-
ния холодноштампованных деталей сложной формы. Кроме того,
при штамповке этих сталей происходит повышение прочности.
Так, например, если у исходной двухфазной стали от — 280 МПа
и ов = 550 МПа, то после холодной пластической деформации на
25 % сгт 650 МПа и ов 800 МПа.
ДФМС поставляются по ТУ 14-1-3817—84 в виде листов, ру-
лонов и ленты толщиной 0,7—2,0 мм. В основном применяют двух-
фазные стали следующих марок: ОЗСПЮ, ОЗХГЮ, 06ХГСЮ,
06Г2СЮ и др.
10
Применение листового проката повышенной прочности и ДФМС
позволяет снизить массу ряда машин, в том числе грузовых и
легковых автомобилей, в среднем на 10—20 % вследствие умень-
шения толщины кузовных облицовочных и других деталей слож-
ной формы.
К числу преимуществ низколегированных сталей следует от-
нести также то, что они мало подвержены деформационному ста-
рению, что весьма важно при длительном их хранении на складе
или в цехе.
Легированные стали (хромистые и хромоникелевые коррози-
онно-стойкие) имеют вполне удовлетворительную штампуемость
в отожженном состоянии, так как характеризуются высоким отно-
сительным удлинением и благоприятным для штамповки отно-
шением от/ов (сталь 12Х18Н9Т — ов = 550 МПа, от = 200 МПа,
6 = 40 %).
Отличительная особенность коррозионно-стойких сталей по
сравнению с низкоуглеродистыми — высокое сопротивление де-
формированию и интенсивное упрочнение в процессе холодной
штамповки. Коррозионно-стойкие стали применяют в турбострое-
нии, химическом машиностроении, из них изготовляют предметы
народного потребления (стиральные машины, посуду) и др.
Для отдельных отраслей промышленности изготовляют сталь-
ной листовой прокат специального назначения. К этому виду
относят прокат из низкоуглеродистой отожженной и протравлен-
ной (декапированной) стали для производства эмалированной
посуды (ГОСТ 24244—80); прокат из тонкой отожженной угле-
родистой стали: жесть черная (ГОСТ 13345—85) для изготовления
цельноштампованной и сборной тары и многие другие.
Все более широкое применение находит двухслойный и трех-
слойный листовой прокат (биметалл) с основным слоем из угле-
родистой или низколегированной стали и плакирующего слоя из
меди, латуни, алюминия, цинка, олова, свинца или коррозионно-
стойких сталей и сплавов, никеля и монель-металла, составля-
ющего 10—25 % от общей толщины листа (ГОСТ 10885—85).
Двухслойный и трехслойный листовой прокат применяется в авто-
тракторной, электротехнической и радиоэлектронной промышлен-
ности и др.
К числу трехслойных металлов можно отнести прокат оцинко-
ванный для производства изделий народного потребления и по-
крытия крыш (ГОСТ 14918—80), прокат освинцованный для из-
готовления топливных баков (ТУ 14-1-3526—83), прокат, по-
крытый тонким слоем олова, — белую жесть горячего электроли-
тического лужения (ГОСТ 13345—85), применяемую в основном
Для изготовления тары консервного производства, антифон —
материал, состоящий из двух склеенных между собой тонких лис-
тов, применяемых для облицовки кабин, крышек капотов автомоби-
лей и тракторов и других машин в целях шумоизоляции, металло-
11
пласт — стальные листы и трубы, покрытые пластмассой, применяе-
мые как антикоррозионное покрытие и в декоративных целях.
В сельскохозяйственном машиностроении применяют трех-
слойный листовой коррозионно-стойкий прокат, плакированный
с двух сторон тонким слоем стали 12Х18Н10 (ТУ 14-1-3048—81)
толщиной 0,1—0,15 мм. Коррозионная стойкость трехслойного
металла в 4—5 раз выше углеродистой стали СтЗ и атмосферостой-
кой стали 10ХНДП. При этом срок службы сельскохозяйствен-
ных машин увеличивается до 10 лет.
Листовой прокат из цветных металлов и сплавов на их основе
обладает высокой коррозионной стойкостью, теплопроводностью,
малым электрическим сопротивлением (медь, латунь, алюминий),
малой плотностью (алюминий и его сплавы, титановые и магниевые
сплавы) и высокой удельной прочностью (титан). В связи с этим
область их применения чрезвычайно обширна.
Листовой прокат из алюминия и алюминиевых сплавов
(ГОСТ 21613—82) марок А2, АЗ, АМц, АМг2, АМгцб, Д1, Д16,
В95, ВАД23 и др.; меди (ГОСТ 495—77) марок Ml, М2, М3 и др.;
латуни (ГОСТ 931—78) марок Л68, Л63, ЛС59-1 и др.; никеля
и никелевых сплавов (ГОСТ 19241—80) марок НКО, НМг, НВЗ
и др.; магниевых сплавов (ГОСТ 22653—77) марок MAI, МА5,
МА8 и др.; титановых сплавов (ГОСТ 19807—74) марок ВТ1, ВТЗ-1,
ВТ6-С, ВТ8, ВТ9, ВТ10, ВТ14, ОТЧ-1 и др. широко применяется
в авиационной, приборостроительной, электротехнической, элек-
тронной и многих других отраслях промышленности, а также для
изготовления товаров народного потребления (посуды, часов, ра-
диоаппаратуры, стиральных машин и пр.).
Из дюралюмина и других алюминиевых сплавов изготовляют
детали наружных обшивок и каркасов летательных аппаратов,
что объясняется относительно небольшой плотностью алюминия
(2700 кг/м3) и высокой прочностью его сплавов.
Магниевые и титановые сплавы применяются, в основном,
в производстве летательных аппаратов. Однако можно ожидать,
что в ближайшем будущем, когда стоимость этих сплавов (осо-
бенно титановых) снизится, область применения их будет значи-
тельно расширена.
Сортамент стального листового проката. Размеры листового
проката (толщина, ширина, длина) и предельные отклонения этих
размеров регламентированы стандартами.
Листы из горячекатаной стали (ГОСТ 19903—74) изготовляют
толщиной 0,4—12 мм. Листы толщиной до 4 мм ймеют ширину
500—1600 мм, длину 710—6000 мм (всего 210 типоразмеров).
Ширина стальных листов толщиной до 3,9 мм, поставляемых в ру-
лонах, изменяется 500—1700 мм, при толщине листа до 10 мм—
500—2200 мм.
Предельные отклонения по толщине листа нормальной точ-
ности составляют: ±0,05-?±0,07 мм при толщине листа 0,4—
0,5 мм и ±0,2 4---0,8 мм при толщине листа 10—12 мм.
12
Листы из холоднокатаной стали (ГОСТ 19904—74) изготов-
ляют толщиной 0,35—5,0 мм. В зависимости от толщины листа
они имеют ширину 500—2300 мм и длину 1000—6000 мм (всего
ГОСТом предусмотрено 372 типоразмера). Ширина стальных
листов, поставляемых в рулонах, составляет 500—2300 мм. Пре-
дельные отклонения по толщине листов нормальной точности
составляют: ±0,4—±0,5 мм при толщине листа 0,35—0,4 мм
и от ±0,20 до ±0,30 мм при толщине листа 4,0—5,0 мм.
Кроме листов и рулонов сталь выпускают в виде горячеката-
ной и холоднокатаной ленты. Лента горячекатаная (ГОСТ 1530—78)
имеет толщину 2—8 мм, ширину 100—600 мм, изготовляется
из стали 08—60 по ГОСТ 1050—74, 08Ю по ГОСТ 9045—80 и др.
Лента холоднокатаная из низкоуглеродистой стали (ГОСТ 503—81)
имеет толщину 0,05—4,0 мм, ширину 4—450 мм, изготовляется
из стали 08кп, 08пс, 08, Юкп, 10 по ГОСТ 16523—70. Лента
холоднокатаная резаная из углеродистой стали для холодной
штамповки (ГОСТ 19851—74) имеет толщину 0,5—3,2 мм, ширину
100—200 мм, изготовляется из стали 08кп, 08пс, 08. Лента хо-
лоднокатаная из коррозионно-стойкой и жаростойкой стали
(ГОСТ 4986—79) имеет толщину 0,05—2,0 мм, ширину 6—410 мм,
изготовляется из хромоникелевых легированных сталей 20X13,
30X13 ... 12Х18Н9 и др. (всего 21 марка).
Применение стальных листов, поставляемых в рулонах (ши-
рокий рулон), и стальной ленты позволяет в массовом и крупно-
серийном производстве автоматизировать подачу металла в штамп,
повысить эффективность использования металла за счет умень-
шения концевых отходов и перемычек, получать на раскройных .
автоматических линиях требуемые, в конкретных производствен-
ных условиях, заготовки и ленты, отличающиеся по своим раз-
мерам от предусмотренных стандартом.
Многие отечественные промышленные предприятия, особенно
автомобильные заводы, используют листовой прокат, ввозимый
из капиталистических стран (Японии, Бельгии, ФРГ, Франции
и др.), характеристика листового проката, выпускаемого япон-
ской фирмой «Кавасаки стал», приведена в работе [1].
Сталь прокатная широкополосная универсальная
(ГОСТ 82—70) изготовляется толщиной 6—60 мм, шириной 200—
1050 мм, длиной 5—12 м. Предельные отклонения по толщине для
полос толщиной до 20 мм вкл. составляют ^’4 мм» по ширине
для полос шириной до 400 мм вкл. мм> по Длине для полос
толщиной до 12 мм вкл. ±15 мм. Местная ребровая кри-
визна на 1 м длины полосы не должна превышать 1 мм для
класса А, 2 мм для класса Б. Для продукции с государст-
венным Знаком качества предельные отклонения меньше указан-
ных (см. ГОСТ 82—70).
1.2. ИЗМЕНЕНИЕ СВОЙСТВ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ
В ПРОЦЕССЕ ОБРАБОТКИ И С ТЕЧЕНИЕМ
ВРЕМЕНИ
Холодная штамповка вызывает изменение свойств
листовой стали. В результате холодной пластической деформации
резко увеличивается плотность дефектов кристаллического строе-
ния, металл упрочняется, изменяется форма зерен металла и
ориентирование кристаллографических осей, возникают остаточ-
ные напряжения, появляются полосы скольжения, активизи-
руется процесс старения металла.
Не ставя своей целью рассматривать все явления, сопровож-
дающие холодную пластическую деформацию металла, кратко
рассмотрим лишь некоторые из них, свойственные для штамповки
листовой стали.
Деформационное старение. Эффект старения металла заключа-
ется в снижении характеристик пластичности (например, отно-
сительного удлинения) и повышении характеристик прочности
(временное сопротивление, предел текучести, твердость). В ре-
зультате старения металл становится менее пластичным, хрупким.
Склонность к деформационному старению зависит от содержа-
ния в стали свободного азота и, отчасти, углерода, в твердом
растворе (феррите). В процессе старения атомы азота и углерода
диффундируют и скапливаются в деформированных участках
кристаллической решетки вокруг дислокаций, что тормозит пере-
мещение дислокаций и затрудняет процесс пластической деформа-
ции. Деформационное старение протекает неравномерно, в пер-
вую очередь повышается твердость металла в местах с более вы-
сокой концентрацией атомов азота и углерода и, главным обра-
зом, на плоскостях скольжения, где особенно много дислокаций.
Деформационное старение низкоуглеродистых сталей протекает
более интенсивно после холодной пластической деформации,
причем его интенсивность пропорциональна степени деформации,
температуре окружающей среды, времени. На основании этого
можно сделать практический вывод о том, что листовую холодно-
катаную сталь и штампованные из нее полуфабрикаты не следует
слишком длительно хранить на складе или в цехе, особенно при
повышенной температуре.
В Советском Союзе выпускают нестареющие стали. Эти стали
получают в результате раскисления алюминием или добавки
ванадия (сталь 08Ю, 08кп, 08СЮФ и др.). Указанные стабилиза-
торы стали связывают атомы азота в стойкие нитриды, в резуль-
тате чего старение после штамповки практически отсутствует.
Полосы скольжения. При высоких требованиях, предъяв-
ляемых к качеству поверхности штампованных деталей (например,
автокузовные детали), важное значение приобретает способность
металла сохранять гладкую поверхность в процессе штамповки,
без появления на ней полос скольжения, представляющих собой
14
физические следы локальной пластической деформации. Полосы
скольжения появляются на поверхности, главным образом, не-
глубоких деталей, получаемых штамповкой с малой степенью
деформации, менее 5—10 %. Появление полос скольжения свя-
1 зано с неравномерностью механических свойств заготовки, вы-
званной деформационным старением, в результате чего на ее
поверхности в процессе штамповки появляются выступы и
впадины в виде полос, получивших название «полос скольже-
ния».
Одним из наиболее широко применяемых способов предотвра-
щения возможности появления полос скольжения является не-
большое обжатие листовой стали по толщине перед штамповкой
в холодном состоянии на специальном стане. Оптимальное зна-
чение обжатия стали 08кп, в зависимости от ее толщины, состав-
ляет 0,8—1,2 %, а стали 08Ю — 1,0—2 %. Холодная прокатка
с малым обжатием носит название дрессировки. После дресси-
ровки для устранения коробоватости применяют правку на
специальной правильной машине, имеющей несколько пар пра-
вильных валков, центры которых смещены друг относительно
друга. В процессе правки лист многократно пластически изги-
бается, что, так же как и дрессировка, способствует предотвраще-
нию возможности появления полос скольжения. В результате
холодной правки прочностные характеристики металла повы-
шаются, а характеристики пластичности снижаются, что приводит
к ухудшению штампуемое™. При очень малых относительных
обжатиях, порядка 1,5—2 %, наблюдаются иные явления: проч-
ностные характеристики снижаются (за исключением твердости,
которая возрастает), а характеристика пластичности 6 — уве-
личивается. Кроме того, при испытании металла на растяжение
после дрессировки и записи диаграммы растяжения площадки
текучести не наблюдается, т. е. исчезает характерный признак
возможности появления полос скольжения.
В результате малых обжатий стального листа в холодном
состоянии дислокации отрываются от атомов азота и углерода,
а также происходит образование новых дислокаций. Это снижает
сопротивление деформированию кристаллитов по плоскостям
скольжения, приводит к более равномерному распределению
напряжений по толщине листа, в результате чего течение металла
начинается при меньших усилиях, чем это наблюдалось до дрес-
сировки. Действие дрессировки непродолжительно, поэтому дрес-
сировка и правка должны выполняться непосредственно перед
штамповкой. Дрессировочные станы устанавливают в поточной
линии в самом начале цепочки прессового оборудования. Необ-
ходимость выполнения штамповки сразу же после дрессировки
вызвана деформационным старением металла, которое происхо-
дит более интенсивно после дрессировки, в результате чего про-
падает не только ее эффект, но и происходит ухудшение перво-
начальной (до дрессировки) штампуемости стали.
15
Коррозионное растрескивание. В процессе холодной пласти-
ческой деформации происходит упрочнение металла, которое,
в числе других явлений, приводит к снижению сопротивления
металла коррозии. Примером может служить гвоздь, помещенный
во влажную среду, у которого вначале покрываются ржавчиной
пластически деформированные головка и острие, а потом уже
стержень.
Наряду с этим, в связи с неодинаковыми условиями формоиз-
менения смежных участков деформируемой заготовки, в ней,
после снятия нагрузки, возникают остаточные микро-напряжения
первого рода, которые при наличии ослабленных межкристал-
литной коррозией граничных связей зерен могут вызвать хруп-
кое самопроизвольное растрескивание металлических изделий
(полуфабрикатов).
Коррозионное растрескивание латунных деталей, содержащих
более 20 % цинка, полученных вытяжкой в холодном состоянии
с высокой степенью деформации (например, патронные и снаряд-
ные гильзы), наблюдается наиболее часто весной и осенью, когда
повышено содержание стимуляторов межкристаллитной корро-
зии — влаги и паров аммиака в воздухе. Указанное явление
называют «сезонное растрескивание» или «сезонная болезнь».
Поэтому хранение полуфабрикатов до окончательной термической
обработки после штамповки весной и осенью должно быть по
возможности кратковременным.
Эффективный метод борьбы с коррозионным растрескива-
нием — уменьшение растягивающих напряжений путем нагрева
латунных штампованных деталей (например, гильз), до темпе-
ратуры 300—500 °C с последующим медленным охлаждением.
1.3. НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИЕ МАТЕРИАЛЫ
По своей структуре, физическим и механическим
свойствам неметаллические материалы весьма существенно отли-
чаются от металлов и их сплавов. Большинство неметаллических
материалов имеют слоистую или волокнистую структуру и обла-
дают меньшими, чем у металлов, плотностью, твердостью и более
низкими характеристиками прочности. Однако их удельные проч-
ностные характеристики (отнесенные к плотности) не ниже,
а иногда и выше, чем у металлов. Например, удельная прочность
текстолита — 8, а углеродистой качественной стали марки Юкп —
только 4—5.
В настоящее время выпускается свыше 100 марок слоистых
и волокнистых пластмасс с различным сочетанием механических,
электроизоляционных и других свойств, регламентированных
соответствующими стандартами [11].
Неметаллические листовые материалы, обрабатываемые штам-
повкой, можно разделить на IV основные группы:
I. Пластические массы, слоистые и волокнистые пластики и
термопластики гомогенной (однородной) структуры.
16
II. Материалы на основе бумаги и резины.
III. Материалы минерального происхождения.
IV. Комбинированные материалы сложной композиции (ме-
талл—пластмасса, металл—асбест—резина и др.).
Материалы первой группы слоистой и волокнистой структуры
представляют собой композицию из искусственных смол и на-
полнителей органического или минерального происхождения.
Слоистые и волокнистые пластмассы изготовляют прессованием
волокнистых материалов, пропитанных связующими веществами —
смолами.
К слоистым листовым пластикам относят гетинакс, текстолит,
стеклотекстолиты, асботекстолиты и др. К листовым материалам
однородной или гомогенной структуры (термопластики) относят:
органическое стекло различного назначения, полистирол, вини-
пласт, винипроз, целлулоид и др.
К материалам второй группы относят резину, картон, эбонит
и фибру. К этой же группе материалов можно отнести натураль-
ную и искусственную кожу, войлок, фетр, лакоткани и др.
К материалам третьей группы относят асбест, слюду и мате-
риалы на их основе: параниты, миканиты и др.
К материалам четвертой группы относят многочисленные
комбинированные изоляционные материалы: различного рода
фольгированные слоистые пластики, служащие для изготовления
печатных плат, ретинаксы, асбостальные листы, стеклотекстолит,
армированный металлической проволочной сеткой, различного
рода листовые металлы, покрытые слоем полихлорвиниловой
смолы (металлопласты), и многие др.
Кроме того, к материалам четвертой группы относят и ком-
позиционные материалы (композиты), применяемые для изготов-
ления ряда деталей машин и транспортных средств, автокузовные
детали, детали самолетов, планеров и др. Это весьма перспектив-
ные материалы, состоящие из полимеров, армированных высоко-
прочным углеродным волокном (например, карбидом кремния)
в виде тонких нитей. Приготовляют композит и одновременно
формируют деталь необходимой конфигурации. Его относитель-
ная жесткость в 5—9 раз больше, чем у низкоуглеродистой стали
при весьма высокой коррозионной стойкости.
ГЛАВА 2. ОЦЕНКА ШТАМПУЕМОСТИ ЛИСТОВОГО
ПРОКАТА
Для изготовления различных деталей требуется ме-
талл с высокими пластическими свойствами. Основной показа-
тель пригодности металла, предназначенного для изготовления
холодноштампованных деталей, — его технологическая деформи-
' ? км дз
ЗАВКОМА шш-тш;че.
руемость, характеризующая способность металла изменять свою
форму при обработке давлением без нарушения сплошности.
Технологическая деформируемость включает понятия «штам-
пуемость» и «допустимое формоизменение». Штампуемость —
сравнительная обобщенная характеристика, отражающая воз-
можность пластической обработки металла до требуемой степени
деформации. Штампуемость зависит от качества и физического
состояния металла, а именно: химического состава, характеристик
прочности, пластичности, анизотропии, размеров зерна и струк-
турного состояния, объема неметаллических включений, склон-
ности металла к деформационному старению, микрогеометрии по-
верхности листового проката, наличия внешних и внутренних
дефектов и пр.
Допустимое формоизменение зависит не только от штампуе-
мое™, но и от условий штамповки, относительных размеров и
формы детали, ее технологичности, содержания технологического
процесса, сил контактного трения, конструкции штампов и их
технического состояния, зазоров между рабочим инструментом,
применяемого оборудования и пр. Допустимое формоизменение
зависит также от вида напряженно-деформированного состояния
зоны пластической деформации штампуемой детали. Чем больше
сжимающие напряжения в зоне деформации, тем больше пре-
дельно возможное формоизменение металла. Технологическая
деформируемость — понятие собирательное, определяемое систе-
мой: металл—конструкция детали—технология штамповки—
штампы—оборудование.
При хорошей технологической деформируемости производ-
ственный процесс протекает стабильно, отсутствует брак, качество
деталей высокое.
Существующие методы оценки штампуемости металла под-
разделяются на физико-химические, механические и технологиче-
ские испытания (пробы), статистические и экспериментально-рас-
четные. Все перечисленные методы служат, в основном, для
установления соответствия качества металла требованиям стан-
дартов по химическому составу, механическим свойствам, его
структуре и пр.
Оценке штампуемости металлопроката предшествует наруж-
ный осмотр и контроль его размеров в соответствии с требованиями
стандартов. Для проверки качества проката от партии отбирают
два листа или один рулон. Листовой прокат должен быть обрезан
со всех сторон, для рулонного проката допускается катаная
кромка. На обрезных кромках не должно быть расслоений и тор-
цовых трещин. Дефекты глубиной, превышающей половину пре-
дельного отклонения по ширине листа, недопустимы. Прокат
в рулонах не должен иметь кромок, изогнутых под углом 90°
и более, а также скрученных и смятых концов. Длина конца
рулона неполной ширины не должна превышать ширины рулона.
Поверхность проката должна быть без плен, пузырей-вздутий,
**«*•¥*
%
1
v
прятанных металлических частиц, раскатанных загрязнений и
надрывов. Расслоение металла недопустимо. Листы и рулоны
должны быть смазаны тонким слоем нейтрального смазочного
вещества. Номинальные размеры и предельные отклонения по
длине, ширине и толщине проката должны удовлетворять тре-
бованиям ГОСТ 19903—74 и ГОСТ 19904—74.
2.1. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Физико-химические испытания металла включают
тимический анализ и металлографические исследования.
С помощью химического анализа устанавливают соответствие
тимического состава металла требованиям стандартов. Кроме
того, химический анализ в сочетании с данными других видов
испытаний помогает выяснить причины брака при штамповке.
Допустимая массовая доля основных химических элементов и их
влияние на штампуемость листовой стали указаны в табл. 2.
С помощью металлографических исследований определяют
размер зерна феррита, объем неметаллических включений и
структурное состояние металла. Оптимальный размер зерна за-
висит от формы штампуемой детали, толщины заготовки, степени
деформации и ряда других факторов. При чрезмерно большом
зерне штампуемость металла снижается. Коме того, крупное
зерно вызывает после штамповки появление шероховатой поверх-
ности (апельсиновой корки) на деформированных участках де-
тали, которая портит внешний вид. Увеличенное зерно приводит
к разрывам детали при глубокой вытяжке.
С уменьшением размеров зерен по сравнению с оптимальными
возрастает сопротивление деформированию, увеличиваются упру-
2. Допускаемая массовая доля основных химических элементов
листовых углеродистых качественных сталей 08—20,
их влияние на штампуемость (по ГОСТ 1050—74)
Характер влияния на штампуемость стали
Химический
элемент
Допускаемая
массовая
доля, %
Углерод 0,05—0,24
Кремний 0,03—0,37
Марганец 0,25—0,65
Хром Никель 0,10—0,25 До 0,25
Сера До 0,04
Фосфор До 0,035
Увеличивает прочностные характеристики при
одновременном уменьшении пластичности
Повышает прочность, твердость и упругость (пру-
жинение) стали
Упрочняет сталь, связывает серу в сульфиды мар-
ганца и этим предупреждает образование сульфида
железа, ухудшающего штампуемость
Способствует повышению прочности при почти не-
изменной пластичности; при повышенном содер-
жании — пластичность стали снижается
Вызывает хрупкость, способствует образованию
трещин при вырубке, гибке, отбортовке и пр.
Вызывает интенсивное упрочнение в процессе
штамповки, повышает склонность к старению
19
гие деформации, существенно влияющие на точность размеров
штампованных деталей, повышается износ рабочих поверхностей
пуансонов и матриц.
Для относительной оценки размеров зерен существует спе-
циальная методика, регламентированная ГОСТ 5639—82, согласно
которой размеры зерен определяются под микроскопом при уве-
личении в 100 раз. Зерна, видимые под микроскопом, сравнивают
с эталонными изображениями, имеющимися в стандарте. Размеры
зерен определяют по баллам. Крупнозернистая структура стали
соответствует 1—3 баллам, мелкозернистая 8—10 баллам. Если
в структуре металла явно преобладают два основных размера
зерен, то их обозначают двумя номерами, например № 3—8.
Большое влияние на штампуемость металла оказывает нерав-
номерность размеров зерен (так называемая разнозернистость).
Допустимая степень деформации при вытяжке деталей из металла
с неравномерным зерном снижается. Это происходит вследствие
того, что в крупных зернах металла торможение движения дисло-
каций и упрочнение за счет влияния границ незначительно, по-
этому возможна большая степень деформации, в то время как
мелкие зерна деформируются значительно меньше. В результате
неравномерной деформации зерен металла при штамповке могут
появляться трещины и разрывы. В связи с этим применение ли-
стовой стали со смешанным (пестрым) зерном для выполнения
формоизменяющих операций листовой штамповки нецелесооб-
разно.
В сталях, предназначенных для холодной штамповки, неравно-
мерность размеров зерен допускается в пределах двух-трех смеж-
ных номеров зерен феррита (ГОСТ 16523—70). При штамповке
деталей сложной формы зерно феррита должно соответствовать
№ 6—9, при холодной штамповке объемных деталей — № 6—8.
Неметаллические включения образуются вследствие проникно-
вения в металл серы из топлива и руды (FeS и MnS), избытка кис-
лорода в металле в виде FeO и А12О3 и взаимодействия оксида
кремния SiO2 и оксида железа (II) — FeO.
Неметаллические включения располагаются по границам зе-
рен металла и этим существенно снижают его штампуемость,
в связи с чем массовая доля неметаллических включений регла-
ментирована ГОСТ 16523—70, а методы их определения
ГОСТ 1778—70. Чем меньше массовая доля неметаллических вклю-
чений, тем штампуемость металла выше.
Структурное состояние. Штампуемость листового металла су-
щественно зависит не только от содержания углерода, но и от его
структурного состояния, включений цементита и строения пер-
лита.
Основное влияние на штампуемость стали оказывает цементит
(Fe3C). Включения структурно-свободного цементита вызывают
разрывы листовой стали при холодной штамповке. Частицы чрез-
вычайно твердого и хрупкого цементита, разламываясь на более
20
г * ъХ
I \ "<
^мелкие, образуют трещины, распространяющиеся далее в феррите.
В сталях марок 08кп и Юкп присутствие цементита в виде круп-
ных включений по границам зерен феррита оказывает отрицатель-
ное влияние и может привести к браку по разрывам. Мелкие
включения цементита, входящие в состав перлита, значительно
снижают отрицательное его влияние.
Содержание включений структурно-свободного цементита
в стали оценивают шестибалльной (0—5) шкалой согласно
ГОСТ 5640—68 в зависимости от числа, протяженности, формы и
расположения его частиц.
Допустимое содержание структурно-свободного цементита в ста-
лях для холодной штамповки зависит от марки стали и категории
сложности штампуемых деталей. Например, при штамповке авто-
кузовных деталей, сложной формы из листовой стали 08Ю катего-
рии ОСВ содержание структурно-свободного цементита должно
быть не выше, чем 2-го балла.
При изготовлении деталей из листовой стали хорошая штам-
пуемость наблюдается, если металл имеет структуру мелкозер-
нистого феррита и феррита с перлитом, располагающегося в сты-
ках зерен. При изготовлении деталей из сортового проката хоро-
шей штампуемостью характеризуются стали, имеющие структуру
зернистого перлита (или сфероидального цементита). Для сталей
с содержанием углерода более 0,25 % оптимальной структурой
считается сорбитообразный перлит.
Существенное влияние на штампуемость металла оказывает
полосчатость микроструктуры, которая характеризуется опре-
деленной ориентировкой вытянутых в результате пластической
деформации зерен феррита. Полосчатость ферритоперлитной струк-
туры оценивается по шестибалльной шкале (0—5) по
ГОСТ 5640—68, построенной по принципу возрастания числа
ферритных полос с учетом степени их сплошности и вытянутости
зерен (Х100).
При изготовлении штампованных деталей сложной формы не-
обходимо использовать листовую сталь, полосчатость которой не
превышает 3-го балла. Если полосчатость оценивается более вы-
соким баллом (4, 5), это указывает на упрочнение и анизотропию
свойств стали, возникающих вследствие предшествующей холод-
ной пластической деформации (например, холодной прокатки).
Для устранения полосчатости высокого балла применяют рекри-
сталлизационный отжиг.
2.2. МЕХАНИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ
Испытания на растяжение. Методика проведения
испытаний на растяжение черных и цветных металлов — листов
и лент толщиной до 3 мм регламентирована ГОСТ 11701—84,
толщиной свыше 3 мм — ГОСТ 1497—84, сортового проката —
ГОСТ 1467-77.
21
При испытаниях на растяжение устанавливают соответствие
характеристик механических свойств металла требованиям стан-
дартов на технические условия поставки. Наличие площадки
текучести на диаграмме растяжения указывает на склонность
металла к старению и образованию полос скольжения.
Для оценки штампуемости листового металла, применяемого
для штамповки сложных по форме и глубоких деталей, кроме
характеристик механических свойств, предусмотренных техниче-
скими условиями (ов, от, 6 и пр.), по ГОСТ 11701—84 допускается
определение коэффициента нормальной пластической анизотро-
пии 7?*, показателя деформационного упрочнения п, относитель-
ного равномерного удлинения 6Р [1].
Под анизотропией понимают различие механических свойств
листового металла в различных направлениях прокатки, которое
имеет текстурную и кристаллографическую природу.
Коэффициент нормальной анизотропии R* определяют по
результатам испытаний на растяжение. Он представляет собой
отношение логарифмической деформации по ширине 8В к дефор-
мации по толщине образца 83 на участке равномерной деформа-
ции (6р 15-4-20 %) в выбранном направлении прокатки:
R* = 8B/8S = 1П (&д/£)/1П (Sp/S).
При равенстве деформаций по ширине и толщине 7?* — 1
металл изотропен. Различают нормальную анизотропию, при ко-
торой коэффициент анизотропии практически одинаков в раз-
личных направлениях относительно направления прокатки листа,
ио отличен от единицы, и плоскостную анизотропию, при кото-
рой коэффициент анизотропии изменяется в плоскости листа
в различных направлениях прокатки.
Для оценки анизотропии используют коэффициент Пуассона
для пластической области пли коэффициента поперечной дефор-
мации г*, представляющей собой отношение логарифмической
деформации сжатия по ширине образца 8В к деформации растя-
жения 8Z в направлении приложенной силы: г* = —8в/8г. Связь
между R- и г* установлена в результате использования условия
несжимаемости '
= ^*/(1 + %*).
Коэффициент нормальной анизотропии R* для большинства
металлов R* = 0,2 4-2,7. значения коэффициента плоскостной
анизотропии г* — 0,167-4-0,73 (при R “ 1, г* = 0,5). Изменение
коэффициента нормальной анизотропии /?* в различных направ-
лениях относительно направления прокатки листа показано на
рис. 2.1.
При оценке влияния анизотропии на штампуемость металла
часто пользуются средним коэффициентом анизотропии 7?*, опре-
деляемым из значений коэффициентов анизотропии, полученных
при испытании образцов на растяжение, вырезанных из листа,
22
г Ч .#'
'в различных направлениях — вдоль прокатки, поперек и под
углами 45 и 135°, например:
7Г = 0,25 (7?5 + 27?4*5 + Я5о) - 0,25 (7?0* + #45 + #5о + #*з5).
Показатель деформационного упрочнения п определяют по
результатам испытаний на растяжение, он равен
/2 6р 1П (Zp//0)
или, учитывая, что
Zp = z0 (1 + бр);
п - In (1 + бр). (2.1)
Численно п равен тангенсу угла наклона кривой упрочнения,
аппроксимированной прямой линией в логарифмических коорди-
натах, его физический смысл — логарифмическая степень де-
формации при растяжении в момент потери]устойчивости. Мето-
дика определения R* и п регламентирована ГОСТ 11701—84.
Штампуемость металла зависит от 7?* и п. Если в зоне пла-
стической деформации возникает деформированное состояние,
характеризуемое сжато-растянутой схемой (например, при вы-
тяжке см. табл. 5), штампуемость металла больше зависит от R*.
При 7?* > 1 листовой металл хорошо сопротивляется уточнению
в опасной зоне и это позволяет вести вытяжку с высокой степенью
деформации. Вместе с тем с увеличением R* нарушается осевая
симметрия деформирования, возникает окружная разнотолщин-
ность стенок вытягиваемой детали и волнистость ее кромки, что
вызывает необходимость увеличения припуска на обрезку неров-
ного* края и, следовательно, увеличивает расход металла.
Если в зоне пластической деформации превалируют деформа-
ции одноосного или двухосного растяжения (например, при фор-
мовке, см. табл. 5), штампуемость металла больше зависит от п,
так как интенсивность деформационного упрочнения металла мо-
жет превалировать над интенсивностью его утонения. Хорошая
штампуемость листовой
стали наблюдается при
7?* > 1,24-1,7 и 0,2.
На штампуемость лис-
тового проката влияет
прочность, хар актер изуе-
мая значением ов, и плас-
тичность, характеризуе-
мая значением от. Чем
Рис. /2.1у Кривая изменения
коэффициента нормальной анизо-
тропии в различных направле-
ниях относительно направления
прокатки
23
V -
& < 4
выше ов, тем больше усилие деформирования и выше контакт-
ные напряжения. В связи с этим может происходить выдавливание
смазочного материала, возможно схватывание (налипание) ме-
талла, задиры. При этом стойкость штампов уменьшается. Ука-
занные явления наблюдаются при вытяжке деталей из листо-
вого проката, имеющего ав 500 МПа.
При гибке (см. табл. 5) на значение упругих деформаций
(пружинение) существенно влияет отношение в^Е, чем меньше
это отношение, тем упругие деформации меньше. При неизменном
модуле упругости Е упругие деформации уменьшаются с умень-
шением ат.
Изменение механических свойств металла при пластической
деформации отражают диаграммы истинных напряжений (кри-
вые упрочнения) и диаграммы пластичности. Параметры кривых
упрочнения — критерии оценки штампуемости металлаД Для
определения этих параметров используют различные аппрокси-
мации диаграмм истинных напряжений, предложенные рядом
исследователей: Кербером oL = А + X. Свифтом =
= С (е0 + 8/)п1; А. Надаи П. Людвиком = ат +
+ С2еГ и др. В приведенных уравнениях о^; sz — интенсивность
напряжений и деформаций; А; В; С; Сг; С2\ е0; п\ пг\ т— кон-
станты, определяемые по результатам механических испытаний
металла. Формулы для определения интенсивности напряжений
и деформаций при линейном растяжении с учетом нормальной
анизотропии металла имеют вид:
где аь ех — напряжение и логарифмическая степень деформации
при линейном растяжении.
Диаграммы пластичности отражают критические деформации
при различных схемах напряженного состояния. Их строят
в координатах: критическая степень деформации сдвига Хр —
показатель напряженного состояния К, равный отношению сред-
него гидростатического напряжения а0 к интенсивности каса-
тельных напряжений Т, (К = а0/Т). Диаграммы пластичности
в осях «Хр — К» используют преимущественно при расчете крити-
ческих ^формаций, возникающих при холодной объемной штам-
повке. Диаграммы пластичности, построенные в компонентах
главных критических деформаций ej и 82 (их называют диаграм-
мами предельных деформаций или диаграммами предельной
штампуемости), более широко используют при определении кри-
тических деформаций, возникающих при холодной листовой
штамповке.
Испытания на твердость служат для ориентировочной оценки
степени упрочнения металла, они основаны на предположении,
что между твердостью деформированного металла и интенсив-
24
1
костью напряжений и деформаций существует однозначная за-
висимость. Это предположение было подтверждено исследова-
ниями П. Бриджмена, Я. Б. Фридмана, Г. А. Смирнова-АляеваД
р да Деля, В. А. Огородникова и др. По результатам испытаний
на одноосное растяжение, сжатие, растяжение с кручением и пр.
строят тарировочные диаграммы в осях- of — HV — (HV —
число твердости по Виккерсу). Располагая результатами измере-
ний твердости в различных точках пластически деформированной
детали и используя тарировочные диаграммы, можно определить
интенсивность напряжений и деформаций в зоне измерений) твер-
дости и, таким образом, установить поле напряжений и дефор-
маций. Испытания на твердость относятся к неразрушающим
методам контроля, в этом их преимущество по сравнению с дру-
гими методами — разрушающими.
2.3. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ (ПРОБЫ)
Технологические испытания (пробы) применяются
для определения предельной степени деформации металла в усло-
виях, моделирующих различные операции холодной штамповки:
Вырубку, гибку, вытяжку, раздачу, формовку, осадку и др^ Если
Показатели технологических испытаний регламентированы стан-
дартами (например, глубина лунки в момент потери устойчивости),
то с помощью технологических проб устанавливают соответствие
этих показателей требованиям стандарта.
Почти все виды технологических испытаний проводятся до
момента локализации или появления трещин или разрыва, после
чего фиксируется критическая степень деформации — критерий
штампуемости металла.
Испытания на вырубку-пробиеку. Их проводят с целью опре-
деления условного напряжения среза, представляющего собой
отношение максимального усилия вырубки-пробивки к площади
поверхности разделения (аср = Ртах/Е0). Кроме того, определяют
глубину внедрения пуансона в металл к моменту появления
скалывающей трещины в зоне разрушения (высоту блестящего
пояска h). Испытания выполняют в специальном штампе для
вырубки круга диаметром ~32 мм, оснащенном силоизмерительным
устройством, при оптимальном зазоре между пуансоном и ма-
трицей. Чем больше высота Л, тем металл более пластичен, чем
больше прочность металла, тем fccp больше, а стойкость инстру-
мента ниже.
Испытание на перегиб и изгиб. Металл в виде листа или ленты
испытывают на перегиб (ГОСТ 13813—68). Для этого полоску
металла определенной ширины закрепляют в специальном при-
способлении и проводят многократный двойной перегиб на
180° до момента разрушения. Число двойных перегибов до
появления трещины является характеристикой этого вида ис-
пытаний.
25
Листовой металл также ис-
пытывают на изгиб до опреде-
ленного угла вплотную или до
соприкосновения сторон образ-
ца, т. е. до параллельности его
сторон. Вид изгиба зависит от
качества металла и его толщи-
ны. Если после испытания на
изгиб на образце не обнаружено
трещин, считается, что образец
испытание выдержал (ГОСТ
14019—80).
Испытание на глубину фор-
мовки лунки. Оно было предло-
жено шведским инженером
А. Эриксеном. Этот вид техно-
логических испытаний пока еще
"___ж______.
Рис. 2.2. Схема испытаний по Эрик-
сену
наиболее распространен при оценке штампуемости листового про-
ката толщиной от 0,2 до 2,0 мм. Испытание заключается в фор-
мовке сферическим пуансоном лунки в образце, прочно зажа-
том между матрицей и прижимным кольцом (рис. 2.2).
^Испытание по Эриксену проводится на машине-приборе мод.
Ml Л-ЮГ, 2068 МТВ-10, регистрирующей усилие формовки лунки
и усилие прижима заготовки. Условия его проведения регламен-
тированы ГОСТ 10510—80, в соответствии с которым усилие при-
жима составляет 10 кН, заготовка в виде полосы должна иметь
ширину 90 мм, диаметр пуансона 10 и 20 мм. Деформация металла
происходит из-за уменьшения толщины заготовки, мерой испы-
тания, в процессе которого в очаге деформации возникает двух-
осное растяжение (рис. 2.2), является глубина лунки IE в мил-
лиметрах в момент уменьшения (спада) деформирующего усилия.
Испытания по Эриксену наиболее эффективны в тех случаях,
когда металл предназначен для получения сложных простран-
ственных выпуклых деталей сферической и параболической формы
(типа отражателей автомобильных фар), при вытяжке которых
в очаге деформации возникает двухосное растяжение, при других
формоизменяющих операциях способ малоэффективен.
Характер разрушения и качество поверхности лунки позволяет
судить о штампуемости металла: разрыв лунки по дуге окруж-
ности указывает на изотропность металла, прямолинейный разрыв
свидетельствует об анизотропии металла, полосчатости структуры
или о наличии дефектов прокатки. Чистая гладкая поверхность
лунки характеризует мелкозернистую структуру, шероховатая —
свидетельствует о крупнозернистой структуре металла.
Испытание на глубину формовки лунки проводят с целью
установления категории листовой стали по ГОСТ 9045—80 (Г —
глубокая; ВГ — весьма глубокая; СВ — сложная вытяжка; ОСВ—
особо сложная вытяжка; ВОСВ — весьма особо сложная вытяжка).
26
„ ' ’ 4-'
» ' V I .
V, *. ч"?
Чем больше высота лунки, тем выше категория стали. У листовой
" стали 08 и 10 в зависимости от ее толщины и категории глубина
лунки IE должна быть не менее 9—12 мм.
Нами рассмотрены испытания на штампуемость листового
проката, только предусмотренные стандартами. В СССР и ряде
зарубежных стран применяют многие другие технологические
пробы для той же цели, к числу которых относится испытание на
вытяжку цилиндрического колпачка по Свифту (Англия), на вы-
тяжку цилиндрического колпачка с последующим отрывом дна
по Энгельгардту (ГДР), на вытяжку конического колпачка по
Фукуи (Япония) и многие др.
•"Наиболее полный обзор различных видов технологических
испытаний (проб) приведен в работе [1].
В СССР и за рубежом ведутся исследования по определению
критериев оценки штампуемости металла на основе теории пла-
стичности, а также по результатам статистического анализа экспе-
риментальных данных. Одно из наиболее перспективных направ-
лений этих исследований — определение ресурса пластичности
на базе теории пластического течения металла в сочетании с ре-
зультатами измерения ячеек деформированной сетки, предвари-
тельно нанесенной на заготовку. Это направление создано и раз-
вивается трудами А. Д. Томленова, В. Л. Колмогорова,
И, П. Ренне и других ученых (СССР), С. II. Келером и Г. М. Гуд-
виным (США), 3. Марчиняком (ПНР).
Для оценки штампуемости листовых сталей используют тео-
рии разрушения от потери устойчивости в виде локального уто-
нения или появления складок. В качестве характеристики ло-
кального деформирования А. Д. Томленов предложил коэффи-
циент запаса пластичности:
Т| — (кр)] 1»
где 8f, (Кр) — накопленная и критическая интенсивность де-
формации.
Накопленные деформации определяют по результатам измере-
ния делительных сеток, предварительно нанесенных на заготовку,
критические деформации рассчитывают:
при плоском напряженном состоянии одного знака
et- (кр) = 2п /1 — т + пг /(2 — т);
при разноименном плоском напряженном состоянии
et- (кр) =•= 2п — т + m2 /(1 -f- т),
где т — o2Mi — (2г2 “Н f1)/(2f1 + е2) < 1 — показатель* напря-
женно-деформированного состояния, определяемый без учета ани-
зотропии. Чем ближе rj к единице, тем больше вероятность потери
устойчивости или разрушения детали после локализации в про-
цессе штамповки и, следовательно, штампуемость металла хуже.
27
Рис. 2.3. Диаграмма предельных деформаций
В нашей стране и за рубежом для оценки штампуемости ис-
пользуют диаграммы предельных деформаций, устанавливающие
связь между компонентами главных деформаций ех и е2 в момент
потери устойчивости от разрушения. Такого рода диаграммы
(рис. 2.3) были предложены в 60-х годах С. П. Келером и Г. М. Гуд-
виным (США), с их помощью устанавливают границы предельных
деформаций, действующих в плоскости листа. Зона критических
деформаций разделяет диаграмму на две области, ниже этой
зоны находится область безопасных условий штамповки и выше —
область разрушения. По оси ординат диаграммы отложена наи-
большая главная деформация в плоскости заготовки £ь а по оси
абсцисс — наименьшая главная деформация е2. Зона положи-
тельных значений е2 соответствует двухосному растяжению, при
е2 = 0 наблюдается плоское деформированное состояние, в зоне
отрицательных значений е2 — сжатие с растяжением [27].
Диаграммы предельных деформаций строят экспериментально
для каждой марки и толщины металла по различным методикам
[1]. Испытания по схемам 1 и 7 (табл. 3) предназначены для по-
строения левой части диаграммы, по схеме 6 — правой, испытания
по остальным схемам служат для построения как левой, так и
правой части диаграммы. Образцы с предварительно нанесенной
сеткой в виде окружностей диаметром 2—4 мм подвергаются растя-
жению на испытательной машине или в штампе-приборе, на
котором проводят также формовку и вытяжку до момента разру-
шения или потери устойчивости.
Для уменьшения контактного трения при формовке между
пуансоном и образцом-заготовкой устанавливают тонкие поли-
уретановые прокладки. Сравнивая поле накопленных в компо-
нентах деформаций с критическими, определяют запас пластич-
ности в каждом сечении детали.
28
Форма и размеры образцов и схемы их испытаний
построения диаграмм предельных деформаций
Вид испытаний
Схема испытаний
Эскиз образца,
его размеры, мм
Растяжение образцов
с вырезами (1)
г = 10-7-30
Формовка полос различ-
ной ширины полусфери-
ческим пуансоном (2)
а = 40-7-140
Формовка круглых об-
разцов с боковыми выре-
зами (3)
0/Л7
г = 20-7-50
Формовка полос различ-
ной ширины плоским пу-
ансоном (4)
Формовка круглых образ-
цов с боковыми вырезами
плоским пуансоном (5)
b = 40-7-200
Г = 0-7-70
Продолжение табл. 3
Вид испытаний
Схема испытаний
Эскиз образца,
его размеры, мм
Формовка квадратных об-
разцов полусферическим
пуансоном (6)
Растяжение полос, выре-
занных вдоль и поперек
образующей стакана, по-
лученного вытяжкой (7)
Представляет интерес критерий оценки штампуемости листового металла
в виде удельной энергии равномерной деформации, затрачиваемой при растяже-
нии плоского образца, полученный А. Ю. Аверкиевым с учетом анизотропии
проката: __
П = 1,2247 УП<п+1», МПа. (2.2)
Критерий П связан с предельным коэффициентом вытяжки kT> = D/d и отбор-
товки &от = D/do (табл. 5) зависимостями, полученными на основе обработки
большого массива экспериментальных данных, где dQ — диаметр технологиче-
ского отверстия, полученного пробивкой в заготовке для отбортовки; D — диа-
метр горловины [1]. Например, 1/& = 0,8169Л—0,0994 при (s/Z)0) 100= 0,064-
0,20; 1/&от = 0,3796 + 20,2304/77 при относительной толщине заготовки
(s/dQ) 100 = 3,0.
На основе формулы (2.2) построена номограмма для определения предель-
ных коэффициентов вытяжки и отбортовки (рис. 2.4). Правая ее часть характе-
ризует механические свойства стали (а , л, Л*), в левой части расположены кри-
вые изменения предельных коэффициентов вытяжки и отбортовки при различ-
ной относительной толщине заготовки.
Кроме предельных коэффициентов формоизменения по номограмме можно
определить удельную энергию равномерной деформации и, следовательно, ра-
боту деформации, характеризуемую значением критерия П (точка а на рис. 2.4).
Ключ к номограмме указан пунктирными линиями со стрелками. Согласно номо-
грамме предельные коэффициенты 1/&в и 1//гот увеличиваются с увеличением
относительной толщины металла, уменьшением ов и увеличением ли/?*»
30
Рис. 2.4. Номограмма для определения предельных коэффициентов формоизменения
co
РАЗДЕЛ II
РАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ ОПЕРАЦИИ
ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ
Разделительные операции широко применяются в хо-
лодноштамповочном производстве (табл. 4). С их помощью осу-
ществляется отрезка рулонного и листового проката на ленты и
полосы, разрезка сортового проката на заготовки, вырубка раз-
личного рода плоских деталей, вырубка заготовок для штамповки
пространственных пустотелых деталей и пр.
Рассмотрим основные, наиболее часто применяемые в маши-
ностроении, разделительные операции холодной штамповки
с целью установления области их применения и определим энер„
госиловые параметры^ необходимые для технологических расчетов-
ГЛАВА 3, ОТРЕЗКА ЛИСТОВОГО ПРОКАТА И ТРУБ
3.1. МЕХАНИЗМ ДЕФОРМИРОВАНИЯ,
ОПТИМАЛЬНЫЙ ЗАЗОР
Механизм деформирования при выполнении разде-
лительных операций рассмотрим на примере отрезки и разрезки.
Эти операции выполняют с помощью специальных ножниц или
штампов. Рабочие органы — ножи, внедряясь в металл, пласти-
чески деформируют его до полного отделения одной части от дру-
гой. Ножи устанавливают с некоторым зазором г. При отрезке
возникает изгибающий момент Л4, равный произведению силы,
приложенной к ножу, на плечо, несколько большее, чем зазор г
между ножами!
М = аР1,
где а > 1.
Изгибающий момент вызывает поворот отрезаемой заготовки,
что в свою очередь вызывает возникновение распирающих реак-
ций N на боковых поверхностях ножей (рис. 3.1). Для устранения
возможности поворота листа (или прутка) в процессе отрезки
предусмотрено прижимное устройство, создающее силу при-
32
л
4 Схемы основных разделительных операций и их определение
ю ГОСТ 18970—84
Термин и его определение
Схема операции
Отрезка — полное отделение части заготовки по
незамкнутому контуру путем сдвига
1
Разрезка — разделение заготовки на части по не-
замкнутому контуру путем сдвига (с отходом и без
отхода)
Вырубка полное отделение заготовки или изде-
лия ОТ исходной заготовки по замкнутому контуру
путем сдвига (отделенная часть — изделие)
F
Л
Надреэка — неполное отделение части заготовки
j путем сдвига
Проколка — образование в заготовке отверстия
** без удаления металла в отход
Пробивка — образование отверстия или паза пу-
тем сдвига с удалением отделенной части металла
’ в ОТХОД
Обрезка — удаление излишков металла (припу-
ске»» облоя) путем сдвига
и
? АжеРкиев
** > 4 <
* f ч э V
I
Продолжение табл. 4
Термин и его определение
Схема операции
Зачистка — удаление технологических припусков
с помощью штампа с образованием стружки для
повышения точности размеров и уменьшения ше-
роховатости штамповочной заготовки
Высечка — полное отделение заготовки или изде-
лия по замкнутому контуру путем внедрения ин-
струмента в материал исходной заготовки
Просечка в штампе — образование отверстия в за-
готовке путем внедрения в нее инструмента с уда-
лением части материала в отход
жима Q. Значения боковых распирающих реакций N составляют:
при отрезке без прижима листа N = 0,184-0,35, при отрезке
с прижимом N = 0,14-0,2 деформирующего усилия Р. Под дей-
ствием реакций N зазор между ножами z увеличивается, что
ухудшает качество поверхности среза, снижает точность разме-
ров детали. Установка противо-
отжима в штампе для отрезки
устраняет указанные недостатки.
Процесс отделения одной части
металла от другой можно рас-
членить на отдельные стадии
(рис. 3.2). В начале первой стадии
отрезки пластическая деформация
сосредоточена у рабочих кромок
ножей. По мере смыкания ножей
очаги пластической деформации
увеличиваются и в конце концов
смыкаются (рис. 3.2, а).
i
Рис, 3.1. Схема действия сил при отрезке
34
Вторая стадия начинается при необратимом смещении одной
части листа относительно другой (рис. 3.2, б). В этот момент
образуется гладкая блестящая поверхность, сглаженная силами
трения, направленными вдоль боковой поверхности ножей.
v По мере смыкания ножей степень деформации увеличивается
и когда ресурс пластичности будет исчерпан, начинается третья
стадия отрезки — появление трещин скалывания и разрушение
_ металла, завершающееся отделением одной части листа от другой
(рис. 3.2, в). Разрушение металла (скалывание) опережает вне-*
дрение рабочих кромок ножа в лист, поэтому трещины называют
опережающими трещинами скалывания.
Скалывание начинается в тот момент, когда нож внедрится
в лист на определенную глубину h, зависящую от физико-механи-
ческих свойств металла и его толщины. Глубина h установлена
экспериментально и изменяется в пределах от 0,2 до 0,8 толщины
’ металла s, чем мягче металл, тем h больше.
Рассмотренные стадии отрезки характеризуются видом боко-
вой поверхности отделенной части металла (рис. 3.3). Зона I
представляет собой скругленную часть листа. Необратимое скруг-
ление произошло в результате того, что слои металла, гранича-
щие с поверхностью разделения (шириной порядка его толщины),
охвачены пластической деформацией, которая изменяется от ну-
левого значения на внешней границе слоя до максимума у поверх-
ности разделения, причем интенсивность этого изменения проис-
ходит по степенному закону. Зона II — это блестящая поверх-
ность, сглаженная силами трения. Зона III представляет собой
поверхность скола, образующуюся в результате возникновения
и развития трещин скалывания. Трещины скалывания направ-
лены под определенным углом 0 к плоскости листа, называемым
< естественным углом скола, значение которого зависит от физико-
механических свойств металла. Этот угол составляет 4—6°.
В зависимости от зазора между ножами z и глубины проник-
новения ножа в толщу металла h к моменту начала разрушения
трещины скалывания, идущие от рабочих кромок верхнего и
нижнего ножей, могут пройти параллельно (рис. 3.4, а) или
навстречу друг другу (рис. 3.4, б). В последнем случае зазор
между ножами будет оптимальным, так как при этом поверхность
скола получается наиболее гладкой.
Рис. 3.2. Стадии процесса отрезки
Рис. 3.3. Боковая поверх-
ность отделенной части
металла
2*
35
Рис. 3.4. Схема-располо-
жения трещин скалывания
Оптимальный зазор может быть определен^ если известны
значения h и 0:
гот = (s — h) tg 8. (3.1)
Анализ формулы (3.1) показывает, что zonT увеличивается с уве-
личением s и уменьшением h (чем мягче металл, тем zonT меньше).
Относительная высота блестящего пояска h/s зависит от рода
материала заготовки и скорости деформирования. Значение отно-
шения h/s может быть определено по эмпирическим зависимостям,
одна из которых для стали 08кп (при ав = 300 МПа) имеет вид
[18]: h/s = 0,76 — 0,035s — 0,0014п, где п — число ходов пресса
в 1 мин.
Практически оптимальный зазор zonT определяют по данным,
полученным на оснований экспериментов и опыта работы передо-
вых заводов. Для мягкой стали оптимальный зазор изменяется
в зависимости от толщины металла, от 0,02 (при толщине металла
0,25 мм) до 0,82 мм (при толщине металла 12,5 мм). Ориентиро-
вочно можно считать, что при толщине металла s < 4 мм гопт =
= (0,03-4-0,06) мм.
По данным фирмы ERFURT (ГДР), при отрезке на кривошип-
ных листовых ножницах с наклонным ножом оптимальный зазор
равен 1/30 толщины отрезаемого листа.
3.2. ОТРЕЗКА НА НОЖНИЦАХ С ВОЗВРАТНО-
ПОСТУПАТЕЛЬНЫМ ДВИЖЕНИЕМ НОЖЕЙ
По характеру движения рабочих органов ножницы
для отрезки металла подразделяются на ножницы с возвратно-
поступательным и вращательным движением ножей.
К первой группе ножниц относятся: ножницы кривошипные
с наклонным ножом (гильотинные, вибрационные, аллигаторные),
ножницы сортовые, высечные и с параллельными ножами.
Ко второй группе относятся дисковые ножницы с одной или
несколькими парами дисков-ножей. Рассмотрим технологию от-
резки на ножницах и установим область их применения.
36
v пг ’’Ножницы g возвратно-поступательным движением ножей вы-
пускаются с механическим и гидравлическим приводом. В заго-
товительных отделениях прессовых цехов для отрезки листового
металлопроката толщиной до 10—12 мм наиболее широко приме-
няют ножницы с механическим приводом (кривошипные с наклон-
ным ножом), для отрезки толстолистового проката толщиной до
40 мм — с гидравлическим приводом и наклонными ножами
различной формы (рис. 3.5).
При наклонном расположении верхнего ножа отрезка проис-
' ходит постепенно, на отдельном участке листа, поэтому одномо-
ментное усилие отрезки существенно меньше, чем при параллель-
ном расположении ножей. Кроме того, статическое приложение
нагрузки к рабочим кромкам ножей способствует повышению их
1 ётойкости.
Угол наклона верхнего ножа у должен быть самотормозящим,
fjTt е. таким, при котором исключается возможность перемещения
листа в горизонтальной плоскости в процессе отрезки. В зависи-
мости от толщины листа его принимают равным 2—6° (чем толще
еЛист, тем угол у больше). Для предупреждения опрокидывания
sлиста при отрезке в конструкции ножниц предусмотрена при-
жимная балка (ползун) с приводом от главного вала.
. Л* Главные параметры ножниц: наибольшая длина и толщина
г отрезаемого материала. Согласно ГОСТ 6282—76 наибольшая
'длина материала, отрезаемого на ножницах с наклонным распо-
ложением ножей, может достигать 4000 мм при наибольшей тол-
щине — 40 мм, при условии^ что его временное сопротивление
500 МПа. В том случае, когда ов *> 500 МПа, наибольшую
’"толщину отрезаемого листа (мм) можно определить используя
^условие неизменности затрачиваемого усилия отрезки, мм:
sx = s у/ 500/ов. ’ (3.2)
Усилие отрезки на ножницах с наклонным расположением
ножей, МН:
Рт = s2ocp7(2 tg Т), (3.3)
которая получена из условия, что в каждый момент отрезки сре-
зается площадь F = &/2, приближенно принятая равной площади
Рис. 3.5. Кривошипные ножницы с наклонным
ножом (а) и форма поперечного сечения ножей (б)
Рис. 3.6. Схема к определе-
нию усилия отрезки на нож-
ницах с наклонным ножом
треугольника abc (рис. 3.6). Так как I — s/tg у, срезаемая пло-
щадь листа F = tf/2 tg у. Если считать, что усилие отрезки равно
произведению площади F на сопротивление срезу оср, то после
использования полученных зависимостей получим формулу (3.3).
С учетом притупления рабочих кромок ножей и коэффициента со
усилие отрезки будет равно
Р = а)Рт (3.4)
где со = 1,14-1,3, а Рт определяется по формуле (3.3).
На сопротивление срезу оср (а следовательно, и на усилие
отрезки) оказывают влияние физико-механические характери-
стики отрезаемого материала, значение зазора между ножами,
скорость деформирования, условия трения и др. С увеличением
прочности и с уменьшением пластичности материала, а также
с увеличением скорости деформирования оср возрастает, с уве-
личением зазора между ножами — уменьшается.
Сопротивление срезу определяется на основании обобщения
экспериментальных данных по специальным таблицам, состав-
ленным для различных листовых металлов в нагартованном и
отожженном состоянии, а также для различного рода неметалли-
ческих материалов (слоистые и волокнистые пластики, кожа,
картон и пр.) [11, 18]. Сопротивление срезу оср приближенно
может быть определено как функция временного сопротивле-
ния ов. Например, для листов из углеродистых сталей оср =
= (0,74-0,8) ов.
При отрезке на ножницах с наклонным ножом может происхо-
дить изгиб (закручивание) полосы вокруг своей оси. Чем больше
угол наклона верхнего ножа и меньше ширина полосы, тем изгиб
больше. В связи с этим узкие полосы, ширина которых меньше
50—60 мм, отрезать на ножницах с наклонным ножом нецелесооб-
разно. Если требуется получить узкую полосу, отрезку выпол-
няют на ножницах с параллельным расположением ножей (у — 0).
Для этого случая усилие отрезки
Р = (oBsocp. (3.5)
При разрезке на ножницах с наклонным ножом поперечная
сила Р на1 установившейся стадии процесса изменяется незна-
чительно (рис. 3.7, кривая а). На этом основании формулу для
определения работы деформирования А при разрезке можно пред-
ставить в следующем виде (кДж):
А = РД/1000. (3.6)
Учитывая, что согласно рис. 3.5, а И = L tg у, формула (3.6)
примет вид:
(3-6а>
38
При разрезке на ножницах с параллельными ножами усилие' Р
интенсивно возрастает и достигает максимума, после чего умень-
шается (см. рис. 3.7, кривая б).
При разрезке одинаковых листов работа деформирования,
характеризуемая площадью диаграмм а и б (кривыми рабочей
нагрузки), приблизительно одинакова, однако в случае а усилие
разрезки меньше, чем в случае б. В связи с этим мощность привода
ножниц с наклонным ножом меньше, чем ножниц с параллель-
ными ножами. Практически установлено, что в связи с изгибом
листов при отрезке на ножницах с наклонным ножом затрачивае-
мая работа деформирования на 10—15 % больше, чем при раз-
резке на ножницах с параллельными ножами.
При отрезке на ножницах с наклонным ножом ширину полос
и штучных заготовок, а также параллельность их сторон обеспе-
чивают упорами, установленными на станине ножниц и регули-
руемыми специальным устройством.
Работа деформирования может быть также вычислена, если
известна площадь, ограниченная кривой рабочей нагрузки, опре-
деляемая планиметрированием, или известен коэффициент за-
полнения кривой рабочей нагрузки X = PCp/Pmsx, где Рср —
отношение площади кривой рабочей нагрузки к ходу ножа (тол-
щине заготовки). В данном случае работа деформирования равна
А
КР
maxS.
(3.66)
Согласно экспериментальным данным при s ►> 2 мм % = 0,75ч-
0,55; при s = 2 ч-4 мм % = 0,55—0,45 и при s ►> 4 мм % = 0,46ч-
0,30. Большее значение X назначают для наиболее тонких и
мягких, меньшее — для твердых и более толстых металлов [10].
Поперечные сечения четырехсторонних ножей ножниц пока-
заны на рис. 3.5, б. Нож с передним углом а = 4° применяется
для отрезки листового металла толщиной менее 4 мм, с углом
а ~ 0° — для отрезки толстолистового металла. При длине но-
жей более 600 мм их делают д д
составными для облегчения —н ---
термической обработки и воз-
можности замены отдельных
секций ножа.
Рис. 3.8. Вибрационные ножницы
Рис. 3.7. Изменение рабочей на-
грузки при отрезке на ножницах:
а — с наклонным ножом; б — с парал-
лельными ножами
39
Если один вид ножниц с наклонным ножом — вибрационные
ножницы. У этих ножниц нижний нож закреплен на станине
неподвижно, а верхний — совершает возвратно-поступательное
(вибрирующее) движение, передаваемое ему от специального ку-
лачкового механизма, совершающего 1200—2500 ходов в минуту
(рис. 3.8). Вибрационные ножницы применяют, главным обра-
зом, для вырезки криволинейных контуров (внешних и внутрен-
них) с радиусами скругления на менее 12—15 мм. Толщина вы-
резаемого металла обычно не превышает 3 мм, точность размеров
вырезанных заготовок (или деталей) соответствует 16-му квали-
тету. Угол створа ножей вибрационных ножниц составляет 24—
30° (больше самотормозящего), вследствие чего лист подается
к ножам принудительно. Ход ножниц изменяется в пределах
2—4 мм.
Особенность настройки вибрационных ножниц заключается
в том, что перекрытие ножей отсутствует, а зазор между ножами
больше оптимального (0,2—0,25 толщины металла). Это обеспе-
чивает возможность поворота заготовки относительно рабочих
кромок ножей в процессе вырезки криволинейных контуров.
К числу недостатков вибрационных ножниц по сравнению
с гильотинными нужно отнести быстрое изнашивание ножей,
а также образование заусенцев и зарубов по контуру вырезанной
заготовки. Обычно заготовки после вырезки набирают в пачки
и дополнительно фрезеруют по контуру. Вибрационные ножницы
применяются только в мелкосерийном производстве вследствие
низкой производительности.
Ножи рассмотренных ножниц для отрезки низкоуглеродистого
проката рекомендуется изготовлять из инструментальной стали
У8А и У10А, для отрезки проката повышенной прочности — из
сталей Х12М или ее заменителей. Твердость ножей после терми-
ческой обработки должна быть HRC — 584-60.
3.3. ОТРЕЗКА НА НОЖНИЦАХ С ВРАЩАТЕЛЬНЫМ
ДВИЖЕНИЕМ НОЖЕЙ
Отрезку на ножницах с вращательным движением
ножей или дисковых ножницах осуществляют двумя ножами
равного диаметра, вращающимися в разных направлениях с оди-
наковой окружной скоростью. Ножи устанавливают с перекры-
тием рабочих кромок на величину d — (0,2—0,4) s (рис. 3.9, а).
Особенность условий отрезки на дисковых ножницах заклю-
чается в том, что при определенном диаметре ножа ножницы не
только отрезают металл, но захватывают и тянут его. Та-
ким образом, длина отрезаемых полос в принципе не ограни-
чена.
Главный параметр, характеризующий дисковые ножницы, —
наибольшая толщина отрезаемого листа, она достигает 25 мм при
условие что ав 500 МПа.
40
Рис. 3.9. Схема действия сил при отрезке на дисковых ножницах (а) и очаг
пластической деформации (б)
к
Рассмотрим условие захвата листа дисковыми ножницами.
В точках контакта с ножами на лист действуют сила нормального
давления N и сила трения Т (см. рис. 3.9, а). Ножи захватывают
лист в том случае, если удовлетворяется неравенство:
2Т cos а >> 2N cos р.
Приняв во внимание, что согласно рис. 3.9 р = 90° — а и в со-
ответствии с законом Кулона Т ~ pN (р — коэффициент контакт-
ного трения), получим
2p2V cos а >> 2N sin а,
откуда
И > tg а. (3.7)
Таким образом, для захвата листа ножами в начальной ста-
дии отрезки необходимо, чтобы тангенс угла наклона касательной
к контуру ножа в точке контакта его с листом был равен или
меньше коэффициента трения (при р = 0,2 а = 12°). Условие
захвата на установившейся стадии отрезки может быть записано
в виде р tg аср, где аср = (а + ах)/2 (см. рис. 3.9, а), тогда
p>tg [(«! + а2)/2]. (3.8)
В связи с малыми значениями углов а и ах без большой погреш-
ности можно принять
tg 1(а + ах)/2] tg (а/2) + tg (ах/2) ж sin (а/2) + sin (ах/2).
f
При этом условие захвата (3.8) примет вид:
р sin (а/2) + sin (ах/2). (3.8a)
41
Используя геометрические зависимости, получим
7? (1 — cos а) — d/2 + s/2; R (1 — cos ах) = d]2
и, сделав тригонометрические преобразования, можем записать
2R sin2 (а/2) = (d + s)/2; 2R sin2 (aJ2) = d[2,
откуда
sin (a/2) = У s-^-dl (2 R)i sin (ax/2) = d /(2 V~R}.
Подставив значения sin a/2 и sin ax/2 в формулу (3.8а), полу-
чим условие захвата для установившейся стадии отрезки в функ-
ции параметров s, d, R:
p>[l/(2/^)](/d+^ + /d). (3.9)
Из формулы (3.9) можно определить минимальный диаметр
ножа, обеспечивающего захват листа при отрезке:
2R = Dmln [d + / (d -f- s)d + 0,5s]/p.2- (3.10)
Он будет тем больше, чем больше толщина разрезаемого листа s
и перекрытие ножей d и чем меньше силы трения на контактной
поверхности ножей и листа. Если значение перекрытия ножей d
изменяется в пределах (0,24-0,4) s, то согласно формуле (3.10)
диаметр ножа, обеспечивающий захват:
D (1,04-1,2) (s/p2). (3.10а)
Расчеты по формуле (3.10а) показывают, что при коэффициенте
трения р = 0,15 захват листа будет происходить при D (454-
55) $, а при р = 0,20 — при D (254-30) s.
Практически установлено, что диаметр ножей, обеспечивающий
захват, должен быть не менее (35—50) s при отрезке толстолисто-
вой стали (толщиной более 4 мм) и не менее (25—30) s при отрезке
тонколистовой стали, при этом угол захвата а не должен пре-
вышать 14°.
Силовые характеристики процесса отрезки. При отрезке на
дисковых ножницах очаг пластической деформации представляет
собой криволинейный треугольник abc (рис. 3.9, б). Поскольку
толщина листа мала по сравнению с радиусом ножа R, с известным
приближением можно считать, что треугольник abc — прямо-
линейный.
Вертикальная составляющая усилия Р, действующая парал-
лельно линии, соединяющей центры ножей, равна произведению
площади очага деформации F на сопротивление срезу аср, МН:
Рт = F ^ср«
Из геометрических соотношений следует, что F = bcl/2, где I =
= bc/2tg у, а 2? — угол при вершине треугольника abc. Если
принять у = acp = (ах + а2)/2, то, имея в виду, что точка при-
42
* I
» *
t л
v *
ложения силы P совпадает с центром тяжести треугольника abct
\ окончательно получаем
Используя условия (3.8) и (3.9), формулу (3.11) можно представить
в функции параметров s, d, R*
рт = cos2acp/[2 (j/T+d + /d)]. (3.12)
Из формулы (3.12) следует, что усилие отрезки увеличивается
с увеличением s, аСр и R и уменьшается с увеличением d.
Момент, необходимый для отрезки, равен произведению каса-
тельной силы Т на радиус R или произведению усилия отрезки Рт
на расстояние между прямой, совпадающей с направлением век-
тора силы Рт, и линией, соединяющей центры вращения ножей
(см. рис. 3.9, б).
Принимая во внимание, что L « (Р/2) sin а, находим
Мкр = (PD/2) sin а. (3.13)
Подставив в формулу (3.13) значение силы Рт согласно фор-
муле (3.11), получим
Мкр = 0,125s2tfCp£ cos а. (3.14)
Косинус угла а определяем из треугольников Ofe и cfg (см.
рис. 3.9, б):
cos а = Oe!(R + cf) — (R — d/2)/[R + (s/2) cos a],
или после преобразований
cos a = (2R—d — s)/(2P) == (D — d — s)/D.
Подставив полученное значение cos a в формулу (3.14), окон-
чательно найдем
Мкр = 0,125s2acp (D — d — s), (3.15)
или с учетом коэффициента ш — 1,3
Мкр = 0,16s2ocp (D — d — s). (3.15а)
Если аср, МПа, D, d и s, м, то Мкр, МН-м.
Анализ формулы (3.15а) показывает, что момент Мкр, необ-
ходимый для вращения дисковых ножей, увеличивается с увели-
чением s, оср, D и уменьшается с увеличением d. Зная значение
Мкр, можно определить мощность электродвигателя N, необхо-
димую для привода дисковых ножниц, по формуле
N = Мкрсо/ц = МКрЛл/(30т]), (3.16)
где о — угловая скорость вращения ножа, 1/с; п — частота вра-
щения ножей, об/мин; Мкр — момент вращения; т] — 0,74-0,8 —
коэффициент полезного действия дисковых ножниц. Если Мкр,
МН-м, п, об/мин, то N, МВт.
43
В зависимости от формы рабочих кромок ножей и их взаим-
ного расположения на дисковых ножницах можно отрезать по-
лосы с прямолинейными кромками неограниченной длины, а также
вырезать круги и различные контуры по разметке или шаблону.
Ножницы с параллельным горизонтальным расположением
осей дисковых ножей выполняются с одной или несколькими
парами рабочего инструмента. Основное назначение этих нож-
ниц — разрезка листового металла на полосы.
Конструктивное исполнение ножей дисковых ножниц может
быть двух вариантов: с углом резания 6 меньше 90° и равным 90°
(рис. 3.10). >
Дисковые ножницы с ножами, выполненными по первому
варианту, применяются в основном для разрезки тонколистового
металла и имеют только одну пару ножей (однопарные). Угол
резания ножей 6 обычно составляет 85°, перекрытие ножей d =
= (0,24-0,6) s и зазор между ножами г — (0,064-0,07) s.
Дисковые ножницы с ножами, выполненными по второму
варианту, могут быть как двухдисковые, так и многодисковыми
(или многопарными). На многодисковых ножницах одновременно
можно разрезать лист на несколько полос или лент одинаковой
или разной ширины (рис. 3.11). Многодисковые ножницы при-
меняют в массовом и крупносерийном производстве для разрезки
листов и рулонов шириной до 1600 мм и толщиной до 3 мм. Общая
суммарная ширина отрезаемых полос должна быть на 5—6 %
меньше ширины листа. Это необходимо для удаления неровной
кромки листа. Для обеспечения точности размеров отрезаемых
полос по ширине между ножами устанавливают распорные втулки
/, а для устранения возможности изгиба отрезанных полос на
втулки надевают резиновые кольца 2 (см. рис. 3.11).
В Советском Союзе выпускают различные модели дисковых
ножниц, в том числе мод. Н4110 для одновременной отрезки
Рис. 3.10. Конструктивное исполнение ножей дисковых ножниц
44
Xf pw 3.11. Схема отрезки
л ^многодисковых ножни-
Х-цаЗ
*
-Г
12 полос толщиной до 1 мм с автоматической загрузкой листов
И укладкой нарезанных полос. Эти ножницы обслуживает один
.рабочий, производительность ножниц до 300 листов в час, окруж-
' н$я скорость вращения ножей до 30 м/мин.
Продольная отрезка широкорулонного проката на дисковых
* ножницах позволяет расширить область применения средств
./механизации и автоматизации в листоштамповочном производ-
стве. Кроме того, применение широкорулонного проката сокра-
щает потери металла на концевые отходы, отходы по некратности
и технологические перемычки до 5 %, снижает трудоемкость
.. заготовительных работ на 35—40 % и освобождает большое число
' прессового оборудования. В производстве легковых автомобилей
объем потребления широкорулонной стали превышает 30 % от
общего объема расхода листового проката.
Разрезку широкорулонного проката на ленты проводят на
специализированных автоматических линиях (рис. 3.12), применя-
' ющихся на многих предприятиях машиностроения.
Для вырезки кругов и криволинейных контуров по разметке
* или шаблону применяют однопарные дисковые ножницы с на-
клонно расположенными ножами. Ножницы с одним наклонным
Рис. 3.12. Автоматическая линия для продольной отрезки:
1 цепной конвейер; 2 — разматывающее устройство; 3 — правйльно-подающее уст-
ройство; 4 — правильный механизм; 5 — дисковые ножницы; 6 — кромкокрошитель;
7 бункер; 8 — наматывающее устройство
45
ножом применяют для вырезки заготовок с относительно большим
радиусом скругления контура и малой толщиной листа. Угол
наклона нижнего ножа ср = 304-40°, а угол резания 6 = 854-87°
(рис. 3.13, а). Дисковые ножницы с двумя наклонными ножами
применяют для вырезки контуров, ограниченных кривыми линиями,
с относительно небольшим радиусом скругления (рис. 3.13, б).
Особенность настройки дисковых ножниц с наклонно располо-
женными ножами заключается в том, что перекрытие ножей
отсутствует, расстояние между кромками ножей по вертикали
d = 0,25s и зазор между ножами больше оптимального z = (0,24-
& 0,25) s. Это позволяет легко поворачивать лист относительно
рабочих кромок ножей в процессе отрезки.
При угле наклона ножа <р = 45° минимальный радиус скруг-
ления контура 7?щщ = 0,7D (D — диаметр ножа). Значение мини-
мального радиуса скругления контура заготовки Rmln зависит
не только от диаметра ножа D и угла его наклона (р. Практически
установлено, что Rmln зависит еще от толщины заготовки, при
уменьшении которой значение 7?т1п уменьшается.
В зависимости от толщины разрезаемой заготовки дисковые
ножи имеют диаметр 50—300 мм и толщину 20—90 мм. Дисковые
ножи изготовляют из инструментальной стали марки У8А или
ее заменителей. Твердость ножей после термической обработки
должна быть HRC — 484-52. Рабочие плоскости ножей шлифуют,
минимально допускаемая непараллельность этих плоскостей не
должна превышать 0,02 мм на 300 мм диаметра ножа.
На дисковых ножницах обрезают неровный (волокнистый)
край деталей или полуфабрикатов, полученных вытяжкой из
плоской заготовки, обладающей анизотропией механических
свойств. При толщине металла 0,3—0,7 мм и сравнительно неболь-
ших диаметрах деталей (до 300—400 мм) неровный край-фланец
обрезается дисковыми ножницами, установленными на специаль-
ном обрезном станке. Схемы расположения ножей при обрезке
полуфабрикатов различной формы показаны на рис. 3.14. Опти-
мальный зазор между ножами составляет 0,25—0,5 толщины
металла, диаметр ножей — 120—70 мм, а частота вращения шпин-
деля станка достигает 500 в минуту.
а)
Рис. 3.13. Схема установ-
ки дисковых ножей
46
Рис. 3.14. Схемы наладок для обрезки дисковыми ножами пустотелых деталей,
полученных вытяжкой:
а — с плоским фланцем; б — с конусным фланцем; в без фланца
В массовом производстве (например, производство металли-
ческой посуды) применяют специализированные автоматы и полу-
автоматы для обрезки дисковыми ножами и закатки роликами
краевой части (борта) полуфабрикатов.
3.4. РАЗРЕЗКА ТРУБ В ШТАМПАХ
В штампах выполняют разрезку труб диаметром
до 60—80 мм с толщиной стенки до 4—5 мм. При диаметре трубы
более 60—80 мм и толщине стенки более 4—5 мм разрезка труб
на заготовки в щтампе нецелесообразна вследствие быстрого
£ притупления рабочих кромок ножа и частых его поломок. Раз-
резку труб большого диаметра проводят пилами, алмазно-абразив-
’ ными кругами, клиновыми дисковыми ножами и др. Схема штампа
для разрезки труб показана на рис. 3.15, а.
Разрезку проводят одновременно по двум плоскостям, т. е.
с отходом. Трубу подают в штамп сквозь отверстие в полуматрицах
диаметром D до упора 1. При опускании верхней части блока
штампа вначале зажимают заготовки при помощи клина 4 между
подвижной 5 и неподвижной 2 полуматрицами вплоть до незначи-
тельной пластической деформации трубы (чтобы уменьшить воз-
можность смятия ее при разрезке), после чего разрезают трубы
плоским копьевидным ножом. При соприкосновении ножа 3
с трубой он своей вершиной прокалывает ее, после чего процесс
разрезки идет более плавно. Труба разрезается режущими кром-
ками полуматриц 2 и 5, охватывающими трубу, и кромками
ножа 3. Толщину ножа 3 принимают равной толщине стенки
разрезаемой трубы, а угол при вершине ножа — равным 60°.
Основной недостаток рассмотренного штампа — низкая стой-
кость ножа и качество поверхности среза, искажение формы
поперечного сечения разрезаемой трубы. При опускании копье-
видного ножа вначале происходит местный упругий, а затем
пластический изгиб стенки трубы в связи с потерей устойчивости
и только после этого — проколка. Следствием этого является
вмятина на участке трубы, непосредственно примыкающем к зоне
47
> •
г)
Рис. 3.15. Штамп для разрезки трубы
(а), стадии разрезки трубы копьевид-
ным ножом без предварительной над-
резки (б), после предварительной над-
резки (в) и форма ножей сортовых нож-
ниц (г)
отрезки, и сворачивание отхода внутрь трубы вплоть до сопри-
косновения его со стенкой недеформированной ее части
(рис. 3.17, б), после чего трубу отрезают уже не ножом, а отходом,
передающим давление ножа. На заключительном этапе отрезки „
усилие возрастает, поверхность раздела становится «рваной»,
появляются заусенцы.
Существуют штампы для отрезки труб, в которых совмещены
два перехода, выполняемые последовательно: надрезка стенки
трубы на глубину, равную удвоенной ее толщине, зубчатым (пило-
образным) тонким пуансоном, перемещающимся перпендикулярно
образующей трубы, а затем отрезка трубы копьевидным ножом
в месте сделанного надреза. Предварительный надрез стенки
трубы позволяет отходу металла сворачиваться не внутрь трубы,
а наружу (рис. 3.17, в). В связи с этим не происходит искажение
формы поперечного сечения трубы, поверхность среза становится
значительно чище, а стойкость инструмента выше.
Для отрезки сортового металлопроката (уголок, швеллер,
тавр и др.) используют штампы и специальные сортовые ножницы,
рабочие органы — ножи с отверстиями, форма и размеры которых
соответствуют поперечным сечениям отрезаемых заготовок. Один
из ножей закреплен на станине ножниц, а второй вместе с ползуном
совершает возвратно-поступательное движение. Для снижения ,
усилия отрезки и уменьшения искажений формы поперечного
сечения ножи располагаются в штампах и сортовых ножницах
таким образом, чтобы угол между полкой отрезаемой заготовки
48
I
и направлением движения ножа составлял 45° (см. рис. 3.15, г).
г: 1 При меньших углах вследствие увеличения горизонтальной со-
ставляющей усилия отрезки происходит смятие полки отреза-
емой заготовки.
i
ГЛАВА 4. ВЫРУБКА И ПРОБИВКА
4.1. ВЛИЯНИЕ ЗАЗОРА НА ЗНАЧЕНИЕ
И ЗНАК УПРУГИХ ДЕФОРМАЦИЙ
Вырубкой и пробивкой получают плоские детали
из листа, а также заготовки, используемые для изготовления про-
странственных деталей гибкой, вытяжкой, отбортовкой и пр.
Вырубку и пробивку выполняют в штампах, рабочие органы
которых (пуансон 1 и матрица 3) установлены с определенным
/ зазором z (рис. 4.1). Лист или полосу устанавливают на матрицу 3,
имеющую острые кромки. Пуансон /, опускаясь вместе с верхней
частью штампа, надавливает на лист. При этом, как при отрезке
и разрезке, происходит относительное смещение металла в ма-
трицу, заканчивающееся разрушением, т. е. вырубкой или про-
бивкой. Отделенная часть металла проваливается в отверстие
в матрице, а отход при ходе пуансона вверх снимается с него
съемником 2.
При вырубке и пробивке очаг пластической деформации охва-
тывает всю толщу листа, примыкает к рабочим кромкам пуансона
и матрицы, его контур показан пунктирными линиями на рис. 4.2.
Напряжения, возникающие при вырубке и пробивке, распре-
делены по очагу деформации неравномерно, что, в свою очередь,
вызывает неравномерное распределе-
.ние деформаций в слоях металла,
параллельных плоскости заготовки,
и по ее толщине. Напряженное и
Деформированное состояние при
рубке и пробивке — объемное.
Рис. 4.1. Штамп для вырубки и про-
бивки
вы-
Рис. 4.2. Эпюры напряжений и де-
формаций по очагу деформации при
вырубке и пробивке
49
Наибольшая деформация ер в радиальном направлении возни-
кает вблизи рабочих кромок пуансона и матрицы, а наимень-
шая — примерно посередине расстояния между этими кромками.
Эпюра распределения радиальных деформаций по толщине за-
готовки показана на рис. 4.2.
Неравномерность распределения деформаций и напряжений
объясняется действием изгибающих моментов, возникающих при
вырубке и пробивке вследствие имеющегося зазора между пуан-
соном и матрицей. Значение этих моментов равно произведению
равнодействующих элементарных сил, приложенных к контакт-
ной поверхности заготовки с пуансоном и матрицей, на плечо,
несколько большее, чем зазор между ними. При определенном
изгибающем моменте отделяемая часть металла слегка изгибается
и приобретает выпуклую форму. Изгиб заготовки, поворот ее
сечений в пространстве вызывает отклонение центральной ее
части от торца пуансона, что, в свою очередь, приводит к неравно-
мерному распределению нормальных напряжений oz на контакт-
ной поверхности (см. рис. 4.2).
Неравномерное распределение нормальных напряжений az
вызывает неравномерное распределение радиальных напряже-
ний ар по толщине заготовки и в слоях металла, параллельных
ее плоскости. Для уменьшения искажения формы заготовки при
вырубке уменьшают изгибающий момент, уменьшая зазор между
пуансоном и матрицей.
Наибольшая деформация в радиальном направлении возни-
кает у рабочих кромок пуансона и матрицы, поэтому именно там .
зарождаются микро-, а затем макротрещины, быстро растущие
в глубь металла. При слиянии трещин процесс разделения металла
заканчивается. Слияние (совпадение) трещин скалывания проис-
ходит, как и при отрезке, при оптимальном зазоре г0Пт
(рис. 4.3, а), определяемом по формуле (3.2).
При зазоре z > zonT скалывающие трещины соединяются в сре-
динных слоях листа. С увеличением зазора увеличивается изгиба-
ющий момент, вызывающий увеличение растягивающих напря-
жений в зоне деформации, в связи с чем трещины скалывания
выходят на свободные поверхности листа на некотором удалении
от режущих кромок инструмента и образуют заусенец.
При зазоре z < zonT скалывающие трещины не совпадают,
при этом образуется два или несколько блестящих поясков, раз-
деленных между собой зонами скалывания (рис 4.3, б).
Оптимальный зазор при вырубке и пробивке зависит от тол-
щины заготовки и ее механических свойств, он определяется по
специальным таблицам, составленным на основании обобщения
практических данных. При толщине металла 0,3—20,0 мм опти-
мальный зазор изменяется от 5 до 12 % от толщины листа s (меньшие
значения относятся к меньшей толщине, большие — к большей).
Существует более дифференцированный подход к определению
значения zonT с учетом требуемой шероховатости поверхности
50
Рис. 4.3. Расположение трещин скалывания в зависимости от зазора при вы-
рубке и пробивке
5)
разделения, технологического усилия и стойкости инстру-
мента [11].
При штамповке особо тонкого металла толщиной менее 0,3 мм
применяют штампы без специально предусмотренного зазора
между пуансоном и матрицей. В данном случае контур сырого
(незакаленного) пуансона получают путем протягивания через
термически обработанную матрицу, изготовленную по специаль-
ному шаблону.
В условиях высокоскоростной вырубки-пробивки (при числе
двойных ходов пресса более 120 в 1 мин) из-за расширения инстру-
мента вследствие нагрева назначают зазоры между пуансоном
и матрицей, увеличенные в 1,5—2 раза по сравнению с обычными
< (оптимальными).
Как показал Ф. П. Михайленко, при увеличении зазора при
вырубке и пробивке до 15—20 % по сравнению с оптимальным
стойкость инструмента существенно увеличивается, однако при
этом качество боковой поверхности отделяемой детали становится
хуже. Зазор между пуансоном и матрицей оказывает влияние на
знак и значение упругих деформаций вырубленной детали (или
пробитого отверстия). С увеличением зазора возрастает изгиба-
ющий момент, в связи с чем увеличиваются растягивающие напря-
жения, а следовательно, и растягивающие деформации в радиаль-
ном направлении.
После разгрузки в зонах скругления вырубленной детали
и отхода возникают сжимающие упругие деформации 8р, в ре-
зультате чего диаметр детали становится меньше диаметра ма-
трицы, а диаметр отверстия — больше диаметра пуансона. При
51
этом деталь свободно проваливается сквозь матрицу, а отход
легко снимается с пуансона.
С уменьшением зазора (по сравнению с оптимальным) изгиба-
ющий момент уменьшается и становится настолько незначитель-
ным, что растягивающие напряжения, действующие в радиальном
направлении, почти не оказывают влияния на упругие деформа-
ции. Однако при этом растет шаровой тензор сжатия, в результате
чего после вырубки возникают обратные по знаку растягивающие
упругие деформации, приводящие к увеличению диаметра вы-
рубленной детали и к уменьшению диаметра пробитого отверстия.
При этом деталь остается в матрице, а отход плотно охватывает
пуансон. Кроме того, с уменьшением зазора возрастает кон-
центрация нормальных напряжений oz у рабочих кромок пуансона
и матрицы и это вызывает быстрое их притупление и, следова-
тельно, снижение стойкости.
Вместе с тем при малом зазоре отделяемая деталь имеет более
точные размеры и остается плоской без дополнительной правки.
4.2. РАБОЧИЕ (ИСПОЛНИТЕЛЬНЫЕ) РАЗМЕРЫ
ПУАНСОНОВ И МАТРИЦ
Размеры изделия, получаемого вырубкой, соответ-
ствуют размерам рабочего отверстия матрицы. Изнашивание
матрицы приводит к увеличению ее рабочего отверстия. Поэтому
исполнительные размеры рабочего отверстия матрицы для вы-
рубки должны быть наименьшими предельными.
Если штампуемое изделие имеет форму круга и допуски на
его диаметр назначены в системе отверстия, то исполнительный
диаметр рабочего отверстия матрицы определяется как разность
между номинальным диаметром изделия и допуском на этот диаметр:
РМ = (РН-Д)+Ч (4.1)
где DH — номинальный диаметр штампуемого изделия; А — до-
пуск на диаметр изделия; 6М — допуск на размер матрицы.
Рабочий (исполнительный) диаметр пуансона для, вырубки
в данном случае будет меньше диаметра матрицы на значение
зазора между ними: Dn = DM — г, или, учитывая (4.1):
Dn = фн - Д - г)-сп, (4.2)
где 6П — допуск на размер пуансона.
Диаметр отверстия, получаемого пробивкой, соответствует
диаметру пуансона. Изнашивание пуансона приводит к умень-
шению его диаметра. Поэтому исполнительный диаметр пуансона
должен быть наибольшим предельным.
Если допуски на штампуемое изделие назначены в системе
отверстия, то диаметр пуансона определяется как сумма номи-
нального диаметра отверстия и допуска на этот диаметр:
Dn = (DH + АЬп. (4.3)
52
^Рабочий (исполнительный) "диаметр матрицы для пробивки
будет больше диаметра пуансона на значение зазора между ними:
Du *== Du + z, или, учитывая (4.3):
' ; DM = (DH + Д + z)+eM. (4.4)
Приведенные формулы (4.1)—(4.4) для определения исполни-
тельных размеров пуансонов и матриц применимы в том случае,
когда толщина штампуемого металла сравнительно невелика
(до 1—2 мм), так как при этом условии боковая поверхность от-
делейной части металла может считаться приблизительно перпен-
дикулярной плоскости листа.
При штамповке более толстого металла (свыше 2 мм) необ-
ходимо принимать во внимание конусность боковой поверхности
отделенной части металла, которая образуется вследствие того,
что скалывающие трещины направлены под определенным углом
к образующей.
Поэтому для устранения возможности выхода размеров штам-
пуемой детали за предельные поле допуска на диаметр детали
искусственно уменьшается. Уменьшенный допуск Д' прини-
мается равным 0,6—0,8 номинального допуска Д. В этом случае
формулы для определения исполнительных размеров пуансонов
и матриц имеют вид:
для вырубки
DM = [DB - (0,6 4- 0,8) Д]+вм; (4.5)
Da = [Da - (0,6 4- 0,8)Д - zbB; (4.6)
для пробивки
Da = [DH + (0,6 4- 0,8) Д]_вд; (4.7)
DM = [DB + (0,6 4- 0,8) + z]+eM. (4.8)
Допуск на рабочие размеры пуансонов и матриц 6М и 6П при-
нимают равным 25—35 % от допуска на соответствующий размер
штампуемой детали. Допуски на размеры инструмента назначают
по определенным классам точности: при толщине штампуемого
металла до 3 мм — по 8-му квалитету и при толщине металла
свыше 3 мм — по 10-му квалитету по СТ СЭВ 145—75 (ЕСДП СЭВ).
Пример^ Определение исполнительных (рабочих) размеров
пуансонов и матриц при вырубке и пробивке. Требуется опреде-
лить исполнительные размеры пуансонов и матриц для штамповки
шайбы с наружным диаметром 4О_о,34 мм, внутренним диаметром
20+0’2^ мм в условиях массового производства. Материал шайбы —
листовая сталь Ст2 толщиной 2,5 мм (ГОСТ 380—71).
Определяем допуски на размеры пуансонов и матриц в зави-
симости от номинальных размеров шайбы и ее толщины:
6*° = +0,027 мм; 6п° = —0,017 мм; 62м° = +0,023 мм; 6£° =
= —0,014 мм.
53
Контур патрицы
Деталь
Рис. 4.4. Направления изнашивания инструмента при вырубке (а), размеры
детали и соответствующие размеры матрицы (б)
По таблицам определяем минимальный зазор между пуансоном
и матрицей, zmln = 0,21 мм [18]. Применяя расчетные формулы
(4.5)—(4.8), находим исполнительные размеры инструмента:
для вырубки наружного контура диаметром 40 мм
DM = (40 - 0,7«0,34)+0’027 = 39,76+0’027 мм;
Г>п — (39,76 О,21)_о,ог7 39,35_0>017 мм;
для пробивки отверстия диаметром 20 мм
~ (20 0,7-0,28)_о,о14 = 20,20_о,014 мм;
£>м - (20,2 + 0,21 )+0’023 - 20,41+0’023 мм.
Методика установления исполнительных размеров матриц и
пуансонов для вырубки-пробивки некруглых заготовок (или
деталей) в основном та же, что и для круглых. Поскольку инстру-
мент изнашивается «в тело», размеры отдельных элементов контура
инструмента (выступы и впадины) в процессе штамповки изме-
няются по-разному: одни размеры увеличиваются, другие —
уменьшаются. Участки контура инструмента с одинаковым на-
правлением изнашивания (размер с) остаются приблизительно
неизменными (рис. 4.4, а). Направление изнашивания инструмента
обозначено стрелками. Экономически целесообразная точность
изготовления инструмента для штамповки некруглых деталей
(или заготовок) определяется допусками, равными одной четвер-
той части допуска на размеры детали:
бин 0,25 Адет.
При проектировании инструмента для вырубки исполнитель-
ные размеры с соответствующими допусками проставляются
только на чертеже матрицы, а для пробивки — только на чертеже
пуансона. На чертеже пуансона для вырубки и матрицы для
пробивки в виде примечания дают указания о пригонке контуров
с определенным зазором z. На рис. 4.4, б показаны контур детали
и рабочий контур матрицы, размеры которой определены согласно
изложенным правилам.
54
Если деталь или заготовка имеет особо сложную форму с криво-
линейным очертанием, контур инструмента изготовляют по спе-
циальному шаблону. При вырубке по шаблону делают матрицу,
при пробивке — пуансон. Затем сопрягающийся инструмент (пу-
ансон — при вырубке, матрицу — при пробивке) подгоняют с тре-
буемым зазором.
4.3. ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЦЕССА
К энергосиловым характеристикам процессов вы-
рубки‘и пробивки относятся: усилие вырубки и пробивки, усилие
проталкивания отделенной части металла через рабочее отверстие
матрицы, усилие съема отхода (или изделия) с пуансона и работа
деформирования.
Усилие вырубки и пробивки (или деформирующее усилие)
зависит от сопротивления срезу оср материала заготовки, тол-
щины металла s, длины отделяемого контура L, формы и состояния
рабочих кромок пуансона и матрицы и зазора между ними, ско-
рости деформирования и глубины внедрения пуансона в металл
в момент появления скалывающей трещины.
При расчетах усилие (МПа) вырубки и пробивки приближенно
определяют как произведение площади боковой поверхности F,
отделяемой части металла, на сопротивление срезу оср с учетом
притупления рабочих кромок пуансона и матрицы коэффициентом
со = 1,14-1,3,
Р = coFOep = ®Lsocp. (4.9)
. Из формулы (4.9) следует, что максимальное усилие возникает
в самом начале вырубки и пробивки, когда площадь F макси-
мальна. В реальных условиях деформирования усилие вырубки
и пробивки изменяется от нуля в начале процесса до максимума,
а затем начинает уменьшаться в момент появления скалыва-
ющих трещин.
Если принять допущения о том, что по поверхности раздела
происходит чистый сдвиг, а радиальные относительные деформа-
ции 8р равномерно распределены по толщине заготовки и направ-
ление главных осей в процессе деформирования остается не-
изменным, то формула для определения усилия вырубки и про-
бивки (до момента появления скалывающих трещин) может
быть представлена в виде
Рх = L (s — х) т8,
где х — глубина внедрения пуансона в металл (рис. 4.5), а т8 =
= 0,58cfs — наибольшее касательное напряжение.
При холодной вырубке и пробивке напряжение текучести
увеличивается с увеличением степени деформации вследствие
деформационного упрочнения металла. Если считать, что изме-
55
Рис. 4.5. Схема внедрения пуансона
в металл при вырубке и пробивке
Рис. 4,6. Схема действия сил трения
некие а8 происходит согласно степенной зависимости, предложен-
ной С. И. Губкиным:
*р
(4.Ю)
где ф — степень деформации, эквивалентная по упрочняющему
эффекту, относительному изменению площади среза
Fo — FT __sL — (s — x)L _ x
Fo sL s 9
то формула для определения усилия вырубки и пробивки с учетом
упрочнения металла примет вид
♦р
Px = L(s — x) ?’58°в /-М . (4.11)
х v 7 1 — Фр К $фр 7 v '
Анализ полученной формулы указывает на существование экстре-
мального значения Р. Исследования на экстремум позволяют
установить существование максимума усилия при х = 8фр. Под-
ставив значение х в формулу (4.11), получим
Рmax ~ 0,58oBLs,
или, учитывая, что для малоуглеродистых листовых сталей оср =
== 0,7ав, имеем
Р max = 0,83acpLs. (4.12)
С помощью формулы (4.12), предложенной Е. А. Поповым,
можно получить лишь приближенные значения Ртах, так как
при ее выводе был принят ряд допущений [16]. Однако она отра-
жает физическую сущность процесса и показывает, что макси-
мальное усилие вырубки и пробивки возникает при определенной
глубине внедрения пуансона в заготовку, а не в самом начале
деформирования, когда ее толщина наибольшая.
Усилие проталкивания и съема. При вырубке с малым зазором
деталь (или заготовка) остается в матрице, а отход плотно охва-
56
тывает пуансон. В результате упругих деформаций возникают
контактные напряжения орм и орп, которые при проталкивании
детали сквозь матрицу и съеме отхода с пуансона вызывают воз-
никновение напряжений трения (рис. 4.6).
В связи с этим при рабочем ходе пуансона необходимо преодо-
леть не только сопротивление вырубке-пробивке Рт, но и сопро-
тивление сил трения Рм, возникающих при перемещении детали
относительно матрицы, а также сопротивление сил трения Fn
на контактной поверхности пуансона и отхода металла. В этом
случае усилие пресса Р = Рт + FM + F^. При обратном ходе
пуансон преодолевает только сопротивление сил трения съему
отхода металла с пуансона Fn. Сумму сил FM и Fn называют уси-
лием проталкивания РПр — FM + Fn, а силу Fn — усилием съема
Рен = Рп.
Определение усилий проталкивания и съема позволяет уточ-
нить энергосиловые характеристики вырубки и пробивки, а также
получить необходимые данные для расчета на прочность и же-
сткость отдельных деталей штампов (съемники и их пружины,
пуансонодержатели и детали их крепления и пр.).
Если считать, что отход металла соприкасается с пуансоном
только блестящим пояском высотой h (см. рис. 4.6), то формула
для определения усилия съема будет иметь вид
Рен =
Принимая h = 0,3s, р = 0,2 и орп ~ <?ср, получаем
Рен = 0,06Lsocp = 0,06Рт.
Для принятых условий деформирования усилие съема составляет
6 % от технологического усилия вырубки-пробивки.
Если силы трения, приложенные к поверхности контакта
пуансона и отхода металла, равны силам трения, приложенным
к поверхности контакта вырубленной детали и матрицы (Fn =
= Рм), то усилие проталкивания будет равно удвоенному усилию
съема (Рпр = 2РСН). Однако вследствие даже незначительного
изгиба отделенной части металла нормальные напряжения орм,
приложенные к поверхности контакта вырубленной детали и ма-
трицы, существенно уменьшаются, поэтому усилие проталкивания
оказывается немногим больше усилия съема (РПр — Рен)-
Кроме рассмотренных факторов, на усилие проталкивания
и съема существенно влияют: ширина перемычки между сосед-
ними отделяемыми контурами (чем она больше, тем усилие про-
талкивания и съема больше); форма и размеры штампуемого
контура; зазор между пуансоном и матрицей; возможность пере-
коса отхода металла относительно пуансона и пр. Так как учет
влияния этих факторов представляет определенные трудности,
усилие проталкивания и съема определяют, используя экспери-
ментальные данные, полученные в функции усилия вырубки-
J*
пробивки по следующим эмпирическим формулам:
^пр ~ КпрРл — (Л/s); (4.13)
Рсн^КонР, (4.14)
где Кпр и /<сн — коэффициенты (или относительные усилия)
проталкивания и съема; п — число деталей, находящихся в шейке
матрицы.
В зависимости от толщины металла, числа одновременно штам-
пуемых деталей и типа штампа (простого или последовательного
действия) Ксн изменяется от 0,02 до 0,20, а /СПр — от 0,05 до 0,14.
Чем толще металл, тем относительное усилие съема и проталки-
вания больше [18].
Г. 'Д. Скворцовым разработана методика расчета относитель-
ных усилий съема и проталкивания на базе анализа системы
«пуансон — металл», сопряженных с определенным натягом после
вырубки-пробивки, с учетом относительной ширины перемычки
b/d (d — диаметр штампуемого контура). Согласно его расчетам
относительное усилие /Ссн для черных и цветных металлов при
изменении b/d от 0,01 до 1,0 равно 0,015—0,085, а относительное
усилие /Спр независимо от значения b/d составляет 0,0354-
0,12 [11].
Работа деформирования. Усилие деформирования при вырубке
и пробивке изменяется по пути пуансона, причем характер его
изменения (кривая рабочей нагрузки) сходен с характером изме-
нения усилия отрезки (см. рис. 3.7). В связи с этим работа де-
формирования при вырубке и пробивке может быть определена
по формуле (3.6), в которой усилие рассчитывается по формуле
(4.9), если инструмент для вырубки и пробивки имеет плоские
торцы, и по формулам (4.15)—(4.18), если рабочие кромки ин-
струмента наклонные.
При определении работы деформирования при вырубке и про-
бивке по формуле (3.6, б) значение коэффициента % в зависимости
от толщины, рода металла и его твердости изменяется от 0,15
до 0,75. Чем толще и тверже металл, тем значение X меньше [111.
4.4. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ ДЕФОРМИРУЮЩЕГО
УСИЛИЯ
Для уменьшения деформирующего усилия вырубки-
пробивки применяют различные способы, а именно: вырубку
контура по частям, вырубку-пробивку пуансонами разной длины
со ступенчатым расположением рабочих кромок и вырубку-
пробивку при помощи пуансонов и матриц с наклонными (ско-
шенными) кромками. Последний способ позволяет процесс вы-
рубки-пробивки осуществлять постепенно (как при отрезке на
ножницах с наклонным ножом), а не одновременно по всему
отделяемому контуру. В результате этого усилие вырубки-про-
бивки может быть уменьшено на 30—40 %.
58
Вырубка
Рис. 4.7. Пуансоны и матрицы для вырубки и пробивки с наклонными (скошен-
ными) рабочими кромками
прабабка
б)
Для создания условий, при которых горизонтальные проекции
усилий вырубки и пробивки, приложенные к наклонно располо-
женным (скошенным) рабочим кромкам инструмента, могли бы
уравновешиваться, скосы делают симметричными относительно
оси инструмента. Это позволяет углы наклона рабочих кромок
инструмента делать больше, чем при отрезке с односторонним
наклоном режущей кромки ножа. В зависимости от характера
операции (вырубки или пробивки) скосы выполняются на матрице
или пуансоне (рис. 4.7). Применение скосов вызывает изгиб той
части металла, которая соприкасается с инструментом, имеющим
наклонные рабочие кромки. Поэтому при вырубке скосы делаются
на матрице, а при пробивке — на пуансоне.
В области исследований процесса вырубки-пробивки инстру-
ментом со скосами наиболее известны работы Б. П. Звороно.
Им предложены расчетные формулы для определения усилия
вырубки-пробивки при различной форме рабочих кромок пуансо-
нов и матриц. Например, при вырубке круглой заготовки диа-
метром D в матрице с двусторонним скосом (см. рис. 4.7, а) фор-
мулы для определения усилия вырубки-пробивки имеют вид:
при высоте скоса Н, равной толщине металла:
Рт = (2/3)jtdsocp; (4.15)
при высоте скоса Н, находящейся в пределах 0,5—1,0 толщины
металла:
Рт = 2sdocp arccos [(Н — 0,5s)/77 ]. (4.16)
59
При пробивке прямоугольного отверстия с размерами b X о
пуансоном с двусторонними скосами (см. рис. 4.7, б) формулы
для определения усилия имеют вид:
при высоте скоса Н, равной толщине металла!
Рт = 2socp (b 4- 0,5с); (4.17)
при высоте скоса Н больше толщины металла
Рт = 2зоср (& + с-^). (4.18)
При вырубке и пробивке деталей (или заготовок) диаметром
свыше 250—300 мм из толстолистового металла (при s/D >0,1)
скосы предусматривают, как правило, на рабочих кромках ма-
трицы. Число скосов (в виде периодически повторяющихся волн)
зависит от размеров матрицы, их может быть 4 и более. Относи-
тельная высота скосов H/s изменяется от 1 до 3, чем толще металл,
тем относительная высота скоса меньше.
4.5. ОСОБЕННОСТИ ВЫРУБКИ И ПРОБИВКИ
НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
Основное отличие слоистых и волокнистых пласти-
ков от металлов заключается .в том, что они состоят из слоев
наполнителя (в виде бумаги, ткани и пр.) и слоев скрепляющей
их фенолформальдегидной смолы. Несмотря на то, что прессование
гетинакса происходит при удельном усилии 110—160 МПа и тем-
пературе 150—160 °C, структура его неоднородна, она пронизана
микротрещинами, которые при воздействии усилий на заготовку
становятся очагами концентрации напряжений в зоне деформации.
Для деталей, изготовляемых из слоистых материалов, эта кон-
центрация напряжений опасна в связи с возможным появлением
трещин в процессе штамповки. Поэтому слоистые и волокнистые
пластики, особенно гетинаксы, штампуют при соблюдении ряда
условий, к числу которых относятся: малая скорость деформиро-
вания (прй числе ходов пресса не более 50 в минуту); предвари-
тельное Сжатие заготовки в штампе между матрицей и съемником
силой
Q = qLs,
где L — периметр контура вырубки; q — давление прижима
(при S < 1 мм q = б-г-10 МПа, при s = 2-т-З мм q — 15-Т-20 МПа);
применение предварительной пробивки отверстия, имеющего диа-
метр меньше номинального с последующей пробивкой в размер;
нагрев слоистых пластиков при толщине листа свыше 1,5—2 мм
до температуры 90—120 °C для повышения качества поверхности
разделения и уменьшения сопротивления сдвигу. Нагрев может
осуществляться в электропечах и термостатах, инфракрасными
лампами, между горячими плитами, в кипящей воде и пр.
60
4*
Рис. 4.8. Пуансоны для про-
бивки неметаллических ма-
териалов
. Предварительную пробивку отвер-
диаметром меньше номинального
Выполняют ступенчатым пуансоном
(рис. 4.8). Диаметр первой ступени
'X пуансона £>в составляет 0,7—0,8 номи-
' 'нального диаметра отверстия Dn, вы-
'4 ' сота ступени Лв = 0,84-0,9 — толщины
* штампуемого листа.
\ Первая ступень пуансона предва-
' рительно пробивает отверстие диамет-
j ром £)в, при этом в результате скола
- < поверхность разделения получается не-
) ровной. Вторая ступень пуансона, по
существу, зачищает полученную поверхность'разделения и одно-
" ' временно снимает концентрацию напряжений, возникшую при по-
явлении скалывающих трещин в начальный период пробивки.
ч ' Применение ступенчатых пуансонов (первая ступень которых
; носит название «предразрушающих выступов») позволяет улуч-
Л' шить качество кромок отверстий, получаемых пробивкой в хруп-
J ких неметаллических материалах. (
< ' При штамповке гетинакса и текстолита зазор между пуансоном
и матрицей принимается значительно меньшим, чем при штам-
повке металлов (1,5—4 % от толщины материалов), а перемычка
между контурами вырубаемых деталей — примерно на 50 %
больше, чем при вырубке малоуглеродистой листовой стали.
Указанное является следствием уже отмеченных особенностей
• « слоистых пластиков, в частности их хрупкости.
4.6. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНАЯ И СОВМЕЩЕННАЯ
X) (КОМБИНИРОВАННАЯ) ШТАМПОВКА
Сущность комбинированной штамповки заклю-
чается в объединении нескольких операций в одном штампе, при
этом объединяемые операции называют переходами. Например,
если шайбу получают вырубкой на одном прессе, а затем пробив-
кой на другом, то это две однопереходные операции^ если шайбу
получают в комбинированном штампе, в котором происходит
пробивка и вырубка на одном прессе, то это двухпереходная
- - операция.
' Объединяться могут: разделительные операции с разделитель-
ными (вырубка, пробивка), формоизменяющие с формоизменя-
ющими (первой и последующие переходы вытяжки), разделитель-
ные с формоизменяющими (вырубка, вытяжка). Возможности
’ ► Объединения операций в одном штампе зависят от соотношения
< внешних и внутренних размеров штампуемых деталей.
х При комбинированной штамповке отдельные ее переходы
»можно выполнять последовательно, при перемещении заготовки
в виде полосы или ленты с одной позиции штамповки на другую,
61
ч
I ,
Рис, 4.9, Штампы для штамповки шайбы:
а последовательного действия (1 — пуансон
для вырубки; 2 — упор; 3 — пуансон для про-
бивки; 4 — съемник отхода; б — совмещенного
действия (/ — съемник отхода; 2 — пуансон-ма-
трица; 3 — матрица для вырубки; 4 — пуансон
для пробивки; 5 — выталкиватель)
за несколько ходов пресса (последовательная штамповка) или
одновременно, на одной позиции штамповки, за один ход пресса
(совмещенная штамповка).
Если не принимать во внимание ходы пресса, совершаемые
в самом начале штамповки (число которых на единицу меньше
общего числа переходов), то при последовательной штамповке
независимо от числа переходов за каждый рабочий ход пресса
получают готовую деталь.
Комбинированную штамповку выполняют в штампах последо-
вательного и совмещенного действия. В штампах последователь-
ного действия рабочий инструмент (пуансон, матрица) расположен
последовательно, один за другим (рис. 4.9, а). В штампах совме-
щенного действия — один в другом (рис. 4.9, б). Штампы совме-
щенного действия более компактны, чем штампы последователь-
ного действия, их конструкция исключает возможность смещения
внешнего контура штампуемой детали относительно внутреннего,
равно как и изгиб детали в процессе штамповки.
Совмещенную штамповку применяют для получения деталей
с малыми допусками на эксцентричность и повышенными требова-
ниями к плоскостности изделия. Трудоемкость изготовления
штампов совмещенного действия в 1,5—2 раза выше, чем штампов
последовательного действия.
4.7. МАТРИЦЫ И ПУАНСОНЫ
Матрицы. Конструкция рабочего отверстия матриц
для вырубки и пробивки зависит от толщины штампуемой детали
(или заготовки), ее формы и размеров, требуемой точности, харак-
тера производства и других факторов. На рис. 4.10 показаны
62
различные типы рабочих отверстий матриц для вырубки и про-
бивки: с призматическим пояском (а), конические по всей вы-
соте (б), призматические по всей высоте (в), с цилиндрическим
пояском и уширенным провальным отверстием (г).
Матрицы типа а применяют при штамповке деталей сложной
формы или повышенной точности. Высота пояска h зависит от
толщины заготовки и изменяется от 3 до 15 мм при соответствен-
ном изменении толщины заготовки от 0,5 до 10 мм, угол конус-
ности провального отверстия составляет 3—5°. Данный тип про-
вального отверстия обеспечивает стабильность размеров штампу-
емой детали после перешлифовки матрицы, однако долговечность
матриц невелика.
Матрицы типа б применяют при получении небольших деталей
простой формы и невысокой точности, так как при перешлифовке
рабочее отверстие матрицы увеличивается (при сошлифовке на
3 мм размер отверстия увеличивается на 0,1 мм). Угол конусности
рабочего отверстия составляет от 15' до 1°, долговечность матрицы
выше, чем матрицы с рабочим отверстием типа а.
Матрицы типа в применяют при штамповке с обратным вытал-
киванием детали на поверхность матрицы (в большинстве случаев
в штампах совмещенного действия).
Матрицы типа г применяют для пробивки отверстий диаметром
до 40 мм. Высота h цилиндрического пояска матрицы должна быть
не менее 3 мм, с увеличением толщины штампуемой детали высота
пояска увеличивается; диаметр провального отверстия в матрице
на 3 мм больше, чем диаметр d рабочего отверстия матрицы.
Пуансоны. Конструкция рабочей части пуансонов, как и
матриц, зависит от диаметра пробиваемого отверстия (или выру-
баемой заготовки), толщины металла, характера производства,
требуемой точности размеров отверстия и пр. На рис. 4.10 пока-
заны четыре типа пуансонов с различной рабочей частью. Тип д
наиболее прост, в связи с чем наиболее распространен. При диа-
метре пуансона свыше 50 мм на торцовой его части делается
Рис. 4.10. Форма отверстий матриц
для вырубки и пробивки и рабочих
частей пуансонов для вырубки и про-
бивки
63
углубление для облегчения перешлифовки (тип е). Ширина коль-
цевой части пуансона должна быть шире очага пластической
деформации, возникающего при вырубке-пробивке. Этому усло-
вию соответствует ширина 2—5 мм.
При пробивке отверстий в толстом листе (s > 8 мм) появляется
необходимость уменьшить усилие съема, для этого рабочую часть
пуансона делают слегка конусной с углом наклона образующей
30'—Г (тип ж), а при необходимости уменьшения усилия про-
талкивания и при пробивке отверстий по разметке керном (на-
пример, в мелкосерийном производстве) применяют пуансоны
с обратным конусом в Г и коническим выступом (тип з). Про-
бивка отверстий, диаметр которых меньше толщины заготовки,
вызывает возникновение сжимающих напряжений, превышающих
критические, в связи с чем происходит потеря устойчивости,
завершающаяся разрушением пуансона. Поэтому основное усло-
вие при разработке конструкции штампа для пробивки относи-
тельно малых отверстий — обеспечение устойчивости пуансонов.
Выполнение этого условия обеспечивается направляющими для
пуансонов по всей их длине в виде телескопических втулок, набора
штифтов или шайб.
В зависимости от условий штамповки стойкость инструмента
(до перешлифовки), изготовленного из инструментальной стали,
составляет 5-10*—10® ударов. Стойкость твердосплавного ин-
струмента достигает 10® ударов и более.
ГЛАВА 5. ЧИСТОВАЯ ВЫРУБКА И ПРОБИВКА,
ЗАЧИСТКА В ШТАМПАХ
6.1. ЧИСТОВАЯ ВЫРУБКА И ПРОБИВКА
В ряде отраслей машиностроения, а также в при-
боростроении (например, при производстве часовых механизмов)
предъявляются повышенные технические требования к качеству
боковой поверхности и точности размеров плоских деталей. В ча-
стности, требуется, чтобы точность размеров соответствовала
8—11 квалитету по СТ СЭВ 145—75, а шероховатость боковой
поверхности (по всей толщине) соответствовала параметру Ra —
= 2,54-1,25 мкм для стальных и Ra = 1,254-0,63 мкм для цвет-
ных пластичных металлов по ГОСТ 2789—73.
В массовом и крупносерийном производстве наиболее эффек-
тивными способами получения плоских деталей, удовлетворя-
ющими указанным требованиям, являются чистовая вырубка
и пробивка и зачистка. Применение этих операций позволяет,
в ряде случаев, заменить механическую обработку и этим суще-
ственно повысить производительность труда, снизить удельный
расход металла и себестоимость выпускаемой продукции.
64
Рис. 5.1. Рабочий инструмент
для чистовой вырубки
Наиболее широкое применение
’ нашла чистовая вырубка и пробивка
с предварительным сжатием заго-
, товки при весьма малом зазоре между
пуансоном и матрицей.
Особенность этих процессов за-
' ключается в том, что заготовка перед
вырубкой-пробивкой сжимается вбли-
зи очага деформации кольцевым
клиновидным ребром, выполненным
за одно целое с прижимным кольцом
штампа. При этом касательные напря-
жения концентрируются в очаге де-
формации, увеличивается компонента
шарового тензора напряжения (гидро-
статическое давление), пластичность
- металла повышается. Отделение од-
ной части заготовки от другой про-
исходит только в результате сдвига
под Действием касательных напря-
жений, что позволяет получить высокую точность размеров изде-
лия и чистую боковую поверхность.
Механизм пластической деформации чистовой вырубки-про-
бивки исследован недостаточно. Научно обоснованных рекоменда-
ций по ведению этих операций мало, имеются лишь данные,
полученные экспериментально и на основе использования произ-
водственного опыта.
Чистовую вырубку-пробивку с предварительным локальным
сжатием заготовки проводят в штампе (рис. 5.1). .Прижимное
кольцо 3 прижимает заготовку к матрице Д при этом происходит
внедрение клиновидного ребра в заготовку. Затем пуансоном 4
вырубают деталь и заталкивают ее в матрицу /, преодолевая
противодавление контрпуансона 2. При обратном ходе отход
освобождают от прижимного кольца 3, а вырубленную деталь
выталкивают из матрицы 1 контрпуансоном 2 и удаляют из рабо-
чего пространства штампа. Нормальные сжимающие напряжения,
создаваемые прижимным кольцом 3, должны быть не менее пре-
дела текучести материала заготовки.
Чистовую вырубку и пробивку выполняют на прессах-автома-
тах с механическим приводом при номинальном усилии до 6,3 МН
для штамповки деталей толщиной до 16 мм и с гидравлическим
приводом, с номинальным усилием до 25 МН для штамповки
деталей толщиной до 40 мм. Особенность прессов-автоматов
заключается в том, что они последовательно развивают: усилие,
необходимое для прижима заготовки к матрице до начала вы-
рубки и внедрения в заготовку клиновидного ребра, собственно
усилие вырубки и усилие, необходимое для противодавления
и выталкивания из матрицы готовых деталей. При отсутствии
3 Аверкиев
65
прессов-автоматов для чистовой вырубки и пробивки можно
использовать модернизированные универсальные механические
прессы, оснащенные гидравлическими устройствами для прижима
заготовки и создания противодавления в процессе штамповки
деталей.
Полное (суммарное) усилие пресса Р, необходимое для чисто-
вой вырубки-пробивки с предварительным сжатием заготовки,
в 1,65—2,25 раза больше, чем при вырубке-пробивке без предва-
рительного сжатия.
Чистовую вырубку и пробивку применяют для получения
деталей из конструкционных и низколегированных сталей, латуни,
электролитической меди, алюминия и алюминиевых сплавов.
В зависимости от вида оборудования и его номинального усилия
чистовой вырубкой и пробивкой получают детали определенных
размеров. На прессах-автоматах с номинальным усилием до
4,0 МН штампуют стальные мелкие,и средние детали длиной
до 250—300 мм при толщине металла до 10 мм; на прессах-автома-
тах с номинальным усилием до 25 МН — средние и крупные детали
длиной до 800 мм при толщине металла до 40 мм.
Особенности инструмента. В штампах для чистовой вырубки
и пробивки клиновидное ребро для всех толщин штампуемого
металла предусматривается на прижимном кольце (см. рис. 5.1).
При штамповке толстолистового металла (s > 4 мм) клиновидное
ребро выполняют и на матрице.
Оптимальные размеры клиновидных ребер установлены экспе-
риментально (см. рис. 5.1).
При геометрически простой форме контура штампуемой де-
тали клиновидное ребро располагается эквидистантно ему, при
сложной форме — ребро должно плавно огибать угловые участки.
При чистовой пробивке отверстий диаметром более четырех тол-
щин заготовки клиновидное ребро предусматривается и на вы-
талкивателе отхода.
Для уменьшения изгибающего момента при чистовой вырубке-
пробивке зазор между пуансоном и матрицей должен быть весьма
малым (или совсем отсутствовать), значение его определяют по
эмпирической формуле
z = 0,01s+Az,
где z — двусторонний зазор; Az— предельное отклонение, кото-
рое увеличивается с увеличением толщины металла; при s = 2 мм
Az = 0,005 мм, при s = 12 мм Az = 0,03 мм.
Рабочее отверстие матрицы выполняют без уклона, так как
штамповка ведется с обратным выталкиванием. Рабочие кромки
матриц должны быть скруглены малым радиусом (гм = 0,1-4-
0,6 мм при s = 2-4-12 мм соответственно) или притуплены
небольшой фаской (см. рис. 5.1). Притупляется только одна из
рабочих кромок (матрицы — при вырубке, пуансона — при про-
бивке), другая должна оставаться острой во избежание образо-
66
U»
к
вания торцового заусенца. Притупленные кромки уменьшают
/ „ концентрацию напряжений и деформаций, возникающих вблизи
рабочих кромок инструмента. В связи с этим скалывающие тре-
' - щины появляются при большей глубине внедрения пуансона
в металл, чем при вырубке-пробивке инструментом с острыми
кромками (или совсем не появляются), при этом высота блестя-
щего пояска увеличивается.
Матрицы и прижимные кольца с клиновидным ребром должны
иметь конусную посадочную часть с небольшим углом конусности
0° 30', что необходимо для их закрепления в штампе и бандажи-
фования.
Кроме рассмотренного способа чистовой вырубки и пробивки
с предварительным локальным сжатием заготовки существуют
и другие способы, а именно: вырубка пуансоном больше окна
матрицы (так называемая вырубка с «отрицательным зазором»),
чистовая вырубка с радиальным обжатием и др.
* Сущность этих способов, как и чистовой вырубки и пробивки
с локальным сжатием заготовки, заключается в преднамеренном
создании неравномерного сжатия в очаге пластической деформа-
х ции, вызывающего повышение пластичности материала заго-
товки, в сочетании с использованием контактных сил трения для
сглаживания боковой поверхности штампуемого изделия.
При вырубке пуансоном больше окна матрицы (рис. 5.2, а)
пуансон не должен доходить до зеркала матрицы на 0,10—0,15 мм.
При этом полуразность соответствующих поперечных размеров
пуансона и матрицы, равная ширине перекрытия &, должна
5 составлять: на прямолинейных участках контура 0,1s и на угло-
вых 0,2s.
При вырубке с радиальным Обжатием (рис. 5.2, б) зазор между
пуансоном и матрицей весьма мал (z = 0,14-0,2 мм), а для созда-
ния неравномерного сжатия в очаге деформации и облегчения
заталкивания изделия в матрицу рабочие ее кромки скруглены
радиусом г — zj2.
Рис. 5.2. Схемы чистовой вырубки:
а — пуансоном больше окна матрицы; б — с радиальным обжатием
3*
67
Рассмотренные способы чистовой вырубки применяются для
получения мелких и средних деталей из пластичных металлов
толщиной до 4—5 мм (латунь, медь, алюминий, малоуглеродистая
сталь), требуемое усилие штамповки в 2—2,5 раза больше, чем
при вырубке с оптимальным зазором.
5.2. ЗАЧИСТКА
Назначение этой операции — повышение точности
размеров обрабатываемой заготовки и получение повышенного
по сравнению с обычной вырубкой и пробивкой, качества боковой
поверхности детали. Размеры деталей, подвергаемых зачистке,
не превышают 150—200 мм при толщине материала 3—4 мм.
Зачистка более крупных деталей связана с трудностями, возни-
кающими при изготовлении штампов. Зачистку деталей толщиной
свыше 3—4 мм (до 8—10 мм) выполняют за несколько операций.
Шероховатость поверхности после зачистки Ra = 1,25ч-0,32 мкм
при толщине материала до 3 мм и Ra = 2,5-4-1,25 мкм при тол-
щине материала свыше 3 мм. При этом достигается точность
размеров, соответствующая 8—11-му квалитету.
Зачисткой обрабатывают заготовки из цветных металлов и их
сплавов (медь, латунь, алюминий и др.), низкоуглеродистой
и коррозионно-стойкой сталей и титановых сплавов. Ширина
отделяемого зачисткой слоя материала всегда меньше толщины
заготовки, процесс его отделения принципиально иной, чем при
обычной вырубке и пробивке. Отделение припуска в виде стружки
происходит постепенно, по мере опускания пуансона вплоть
до опорной поверхности заготовки, а не путем скалывания, как
при обычной вырубке и пробивке.
В зависимости от того, какой контур обрабатывают (внешний
или внутренний), работает только одна режущая кромка инстру-
мента: режущая кромка матрицы или режущая кромка пуансона
(рис. 5.3).
Зачистку применяют, в основном, в приборостроении вместо
механической обработки, что существенно снижает трудоемкость
Рис. 5.3. Схема зачистной штамповки наружного (а) и внутреннего (б) контура
детали:
1 — пуансон; 2 — деталь, полученная вырубкой (пробивкой); 3 — матрица
68
Рис. 5.4. Схема располо-
жения припуска на за-
чистку
изготовления детали. Например, замена фрезерования зубцов
храповичка диаметром 26 мм и толщиной 2 мм зачисткой в штампе
позволила снизить трудозатраты с 10,4 до 0,28 мин на штуку при
существенном повышении качества обработанной поверхности.
Кроме того, зачистка позволяет механическим путем удалить
наклепанный (упрочненный) слой, расположенный по контуру
детали или отверстия, полученного обычной вырубкой или про-
бивкой. При выполнении формоизменяющих операций (например,
отбортовки отверстия) отсутствие наклепанного слоя по контуру
заготовки позволяет повысить предельную степень деформации.
Припуски на зачистку. Детали и заготовки, полученные вы-
рубкой и пробивкой, имеют слегка конусную боковую поверх-
ность. Поэтому соответствующие друг другу поперечные размеры
внешнего контура заготовки (или поперечные размеры отверстия
в заготовке) неодинаковы. Наибольший поперечный размер за-
готовки (отверстия) равен размеру рабочего отверстия матрицы
(Ртах = £>м), наименьший — размеру пуансона (Dmin = DM),
а их разность равна значению двустороннего оптимального за-
зора zonT между матрицей и пуансоном:
Ртах Pmin ~ ^опт*
Для того чтобы соответствующие Друг другу размеры внеш-
него контура заготовки (или отверстия в ней) были бы одинаковы
во всех сечениях, параллельных плоскости листа, необходимо
зачисткой удалить припуск шириной z/2. Однако при таком
припуске нельзя гарантировать получение чистовой блестящей
поверхности среза по всей толщине и особенно у ее кромки
(рис. 5.4, точка а). Поэтому односторонний припуск на зачистку
/7/2 должен быть больше, чем z/2, на некоторый размер у/2. Сле-
довательно,
П = z + у,
где П — полный двусторонний припуск на зачистку; у — до-
полнительный двусторонний припуск.
Припуск у зависит от рода зачищаемого материала, его тол-
щины и формы контура детали. В соответствии с нормативными
данными дополнительный припуск на зачистку составляет: для
69
металлов 0,1—0,6 мм, для гетинакса и текстолита 0,2—0,5 тол-
щины листа.
При зачистке отверстий небольшого диаметра (d s) припуск
на зачистку составляет: после сверления 0,10—0,15 мм, после
пробивки 0,15—0,20 мм. При многократной зачистке полный
двусторонний припуск на зачистку равен
П = у (0JN Н- 0,3) + г,
где N — число операций зачистки.
Деформирующее усилие зачистки срезанием припуска зависит
от периметра зачищаемого контура, толщины металла, характе-
ристик прочности металла и припуска на зачистку. При определе-
нии усилия зачистки внешнего контура следует учитывать усилие,
необходимое для проталкивания зачищаемой детали сквозь рабо-
чее отверстие матрицы. Поскольку процесс зачистки теоретически
исследован недостаточно, суммарное усилие зачистки и проталки-
вания приближенно можно определить по формуле, полученной
эмпирически [8]:
Р ~ £аср [П + (0,15 0,20) ns],
где L — периметр зачищаемого контура; п — число деталей,
находящихся одновременно в зачистной матрице. Ориентировочно
можно считать, что усилие зачистки составляет ~25 % усилия
вырубки-пробивки.
При выполнении разделительных операций, особенно при
чистовой вырубке-пробивке, износостойкость пуансонов и матриц
может быть существенно (в 2—4 раза) повышена в результате
использования специальных смазочно-охлаждающих технологи-
ческих средств (СОТС) взамен масла индустриального И-45.
Состав различных СОТС, полученных на основе средневязких
масел с присадками хлора и серы, разработан в СССР, к ним отно-
сятся: ХС-147, ХС-163, ХС-164, Укринол 5/5 и др. [11]. Указан-
ные смазочные материалы обладают высокой адгезией и тепло-
проводностью, их использование уменьшает контактное трение,
предохраняет инструмент от налипания (схватывания) штампу-
емого металла, исключает микровырывы, задиры и т. п.
ГЛАВА 6. РАСКРОЙ ЛИСТОВОГО ПРОКАТА
6.1. ПОКАЗАТЕЛИ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАСКРОЯ
В себестоимости продукции листовой штамповки
затраты на материал составляют 50—70 %, поэтому наиболее
эффективным способом снижения себестоимости является эконо-
мия метал ча за счет снижения массы отходов. Подсчитано, что
каждый процент уменьшения массы отходов позволяет снизить
70
f
себестоимость штампованной детали на 0,4—0,5 %. В связи с этим
возникает проблема оптимизации раскроя листового и сортового
. проката.
Раскрой — это отыскание наиболее эффективного размещения
заготовок (или плоских деталей) в листе (полосе, ленте), относи-
тельно друг друга и кромок листового проката.
В технической литературе встречается и другая, традиционная трактовка
термина «раскрой», а именно — размещение заготовок с последующей разрез-
кой (раскроем) листового и сортового проката на полосы и ленты и отдельные
заготовки. Недостаток этой трактовки заключается в том, что она не соответ-
ствует терминологии, регламентированной ГОСТ 18970—84.
Согласно ГОСТ 18970—84 мерой эффективности раскроя слу-
жит коэффициент использования металла /<и, представляющий
собой отношение массы детали к норме расхода металла на ее
изготовление, и коэффициент раскроя ^pa, равный отношению
массы деталей, полученных из одной заготовки (листа, прутка),
' к массе исходной заготовки.
Если считать, что толщина деталей, штампуемых из листового
. проката, неизменна во всех точках и равна толщине исходной
заготовки (листа}, то коэффициент использования металла можно
* рассматривать как отношение площади всех деталей (или заго-
товок), штампуемых из листа nf, к площади листа В X L, из
которого они получаются вырубкой:
Кв = nfl(BL). (6.1)
Площадь детали f, имеющей отверстия, равна разности пло-
щадей ее внешнего контура fK и суммарной площади отверстий /Отв,
S этом случае
Ки = п(/к~/отв)/(ВЬ). (6.2)
Исходя из условия неизменности толщины металла и заготовки,
коэффициент раскроя /Сра можно представить как отношение
площади, ограниченной внешним контуром детали (без площади
отверстий, если они имеются), к площади листа, из которого
их штампуют:
Кра = nfK/(BL). (6.3)
Нетрудно заметить, что когда деталь не имеет отверстий (f0TB = 0),
ТО f = fK И /Си = /Сра*
Если коэффициент раскроя /Сра зависит от формы внешнего
контура деталей и их взаимного расположения, то коэффициент
использования металла /Си, кроме указанных факторов, зависит
еще и от наличия в детали отверстий.
Коэффициент использования металла — главный показатель,
определяющий как эффективность использования металла, так
и технологичность конструкции штампуемой детали. Чем он
выше, тем выше эффективность раскроя и тем технологичнее
штампуемая деталь.
71
6.2. ТИПЫ РАСКРОЯ ЛИСТОВОГО ПРОКАТА,
ОБЛАСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ
Существует три типа раскроя листового проката:
с отходами, малоотходный и безотходный.
При раскрое с отходами деталь (или заготовка) получают
вырубкой по замкнутому контуру. Между деталями, а также
между деталями и кромкой полосы или листа оставляют пере-
мычки (рис. 6.1, а). Раскрой с перемычками по всему контуру
применяют при штамповке деталей, имеющих по преимуществу
криволинейные очертания и повышенную точность размеров.
Различают два вида перемычек: между краями соседних дета-
лей аг и между краями детали и кромкой листа или полосы а
(рис. 6.1, а), последние называют боковыми перемычками, они
в 1,15—1,3 раза больше, чем перемычки между деталями. Это
объясняется возможными отклонениями размера полосы по ши-
рине (в пределах допуска) и возможной непрямолинейностью
ее боковых кромок.
Ширина перемычек влияет на точность размеров выруба-
емых деталей и стойкость пуансонов и матриц. Чем шире пере-
мычка, тем меньше КИ и, следовательно, больше отходов. Пере-
мычки должны быть достаточно жесткими. При малой жесткости
они теряют устойчивость и могут быть втянуты в зазор между
пуансоном и матрицей, что приводит к снижению стойкости
инструмента и даже к его разрушению. Кроме того, недостаточ-
ная жесткость перемычек снижает точность шага штамповки из-за
упругого изгиба при применении автоматической крючковой
подачи или при ручной подаче с упором в перемычку.
Ширина перемычки зависит от толщины штампуемого мате-
риала и его механических свойств, длины прямолинейных уча-
стков штампуемой детали (чем она больше, тем больше упругие
деформации перемычки), конструкции штампа (особенно, его
упоров), конструкции автоматической подачи полосы в штамп
и других факторов. Ее определяют по специальным таблицам,
составленным на основании обобщения опыта передовых пред-
Рис. 6.1. Типы раскроя:
а — с отходами; б — малоотходный; в — безотходный
72
к приятий. В зависимости от перечисленных факторов ширина
перемычек изменяется от 1,0 до 3,2 мм при толщине металла
менее 4 мм и от 2,5 до 6,5 мм — при толщине металла 4—
10 мм [11, 181.
Малоотходный раскрой характеризуется отсутствием боковых
перемычек, при этом ширина полосы должна быть равна ширине
штампуемой детали. Малоотходный раскрой применяют, напри-
мер, при раскрое звеньев цепей пластинчатых конвейеров, при
штамповке их из полосы (рис. 6.1, б), коэффициент использования
Ки при малоотходном раскрое выше, чем при штамповке с от-
ходами .
Безотходный раскрой применяют при штамповке деталей,
контур которых сопрягается друг с другом. При безотходном
раскрое перемычки отсутствуют, следовательно, Ки близок к еди-
нице. Примером безотходного раскроя различных по форме дета-
лей может служить раскрой заготовок оконных или дверных
петель (рис. 6.1, в).
/ При малоотходном и безотходном раскроях происходит от-
резка по незамкнутому контуру в отличие от вырубки по замкну-
тому контуру при раскрое с отходами. Указанная особенность
приводит к снижению стойкости инструмента в связи с тем, что
возникающие при отрезке изгибающие моменты и распорные
усилия взаимно не уравновешиваются. В результате этого пуансон
Тип раскроя
С отходами
малоотходный и
безотходный
Тип детали
(заготовки)
> а Прямой
б Наклонный
□ОШ
//////
С вытянутой осью
в Встречный
Я!
Комбинированный
е С вырезкой перемычек
Г -образные
Т-и Ш- образные
Разной формы, одина-
ковой толщины
Круглые, шестигран-
ные и др.
Узкие (стрелки и др.),
удлиненные
Рис, 6.2. Основные виды раскроя
73
штампа может упруго деформироваться, что связано с изменением
зазора между пуансоном и матрицей. Увеличение зазора по
сравнению с оптимальным приводит к образованию торцевого
заусенца, а уменьшение зазора — к росту удельных усилий на
рабочих кромках пуансона и матрицы, в связи с чем их притупле-
ние и изнашивание происходит более интенсивно.
Различают шесть основных видов раскроя деталей (или заго-
товок) в полосе, область применения которых определяется формой
и размерами штампуемых деталей: при штамповке деталей простой
геометрической формы — прямоугольной, овальной — применяют
прямой раскрой (рис. 6.2, а); при штамповке деталей Г-образной
формы или другой сходной формы — наклонный раскрой
(рис. 6.2, б); при штамповке деталей Т- и Ш-образной формы —
встречный раскрой (рис. 6.2, в); при штамповке деталей разной
формы, но одинаковой толщины из одного и того же материала —
комбинированный раскрой (мелкие детали располагаются в про-
межутках между деталями больших размеров или в угловых
участках полосы (листа), когда крупные детали имеют круглую
или овальную форму), рис. 6.2, г.
При штамповке деталей небольших размеров в крупносерийном
и массовом производстве применяют многорядный раскрой
(рис. 6.2, б); при штамповке мелких и весьма узких деталей
(например, стрелок часов) из мерной полосы или ленты — раскрой
с вырезкой перемычек (это единственный вид раскроя, когда пред-
намеренно увеличивается отход металла в целях увеличения
площади поперечного сечения пуансона для пробивки окон),
рис. 6.2, е.
6.3. ВЫБОР ВИДА РАСКРОЯ ЛИСТОВОГО ПРО; КАТА
Выбор наиболее рационального вида раскроя осу-
ществляется опытно-графическим или расчетным (аналити-
ческим) путем.
Опытно-графический способ применяют в мелкосерийном
производстве при раскрое деталей (или заготовок) сложной формы.
Для отыскания наивыгоднейшего раскроя вырезают‘2—3 шаблона
штампуемой детали из бумаги или картона. Придавая этим шабло-
нам различные взаимные расположения в полосе, отыскивают
такое, при котором отход материала будет наименьшим. При
окончательном установлении ширины полосы и шага штамповки
учитывают продольные и боковые перемычки.
Расчетный (аналитический) способ определения раскроя может
быть применен лишь в том случае, когда установлена функци-
ональная связь между параметрами раскроя и /Си.
Рассмотрим методику определения /Си для круглых деталей
(или заготовок), которые могут быть расположены в полосе в не-
сколько рядов, при параллельном или шахматном раскрое
(рис. 6.3), разработанную В. И. Дорошко.
74
Рис. 6.3. Схема раскроя
круглых заготовок:
а — па раллельный; б шах-
матный
Вначале выбирают тип раскроя и число рядов N в полосе
в зависимости от диаметра заготовки, удобства работы с ней,
программы выпуска продукции. После этого определяют вели-
чины перемычек а и аъ допуск на ширину полосы АЛ/, зазор z
между краем полосы и направляющей линейкой штампа и при-
пуск с на обрезку ножевым упором (если он имеется в штампе).
'С учетом выбранных параметров определяют ширину полосы
по формулам, полученным геометрическим путем (см. рис. 6.3):
при параллельном раскрое без применения бокового прижима
Ьпар = ND + 2а + (N — 1) аг + 2АЛ7 + z\ (6.4)
при шахматном раскрое без применения бокового прижима
Ьшах = D + 2а + (N — 1) (D + aj + 2АЛ/ + z. (6.5)
При штамповке с боковым прижимом необходимость в зазоре z
отпадает, для данного случая могут быть использованы формулы
(6.5) и (6.6), полагая в них z = 0.
Ширина полосы при параллельном и шахматном раскрое
круглых заготовок и вырубке их в штампе с боковым ножевым
упором, срезающим припуск шириной с вдоль полосы, равна:
при одностороннем ножевом упоре
Ьпар = ND + 2а + (W — 1) ах + с; (6.6)
Ьшах = D + 2а + 0,866 (N - 1) (D + ах) + с; (6.7)
при двустороннем ножевом упоре
Ьпар = nd + 2а + (N — 1) а1 + 2с; (6.6а)
Ьшах = D + 2а + 0,866 (N — 1) (D + ах) + 2с. (6 7а)
После установления ширины полосы определяют число полос г,
получаемых из листа при двух вариантах его разрезки — про-
дольном и поперечном (рис. 6.4):
при продольном расположении полос в листе
Гпар = -S/^nap (6.8) ИЛИ Gnax = ^/^шах» (6.9)
при поперечном расположении полос в листе •
^*пар “ ^/^пар (6.10) ИЛИ Gnax ~ -^/^шах* (6.11)
Способ раскроя листа из полосы так же, как и способ располо-
жения деталей в полосе, влияет на Раскрой листа на полосы
выполняется с учетом не только экономии металла, но и техно-
логических факторов, а также производительности труда при
отрезке на ножницах. Так, например, при раскрое листа на по-
лосы необходимо учитывать ориентировку продольной оси детали
(или заготовки) относительно направления волокон металла.
Если отрезаемые или вырубаемые заготовки подвергают гибке,
то направление волокон металла должно быть перпендикулярно
линии гиба или, в крайнем случае, должно составлять с ней угол
не менее 30°. При раскрое лучше всего полосы располагать вдоль
большей стороны листа, так как при продольной отрезке произ-
водительность больше, чем при поперечной. Однако продольная
отрезка не всегда обеспечивает наилучшее использование металла
и неудобна в работе (длинная полоса больше провисает, чем
короткая).
Следующий этап расчета /Си — определение числа деталей
в полосе для различных способов раскроя при продольной и по-
перечной отрезке листа на полосы.
При параллельном раскрое деталей в полосе и продольной
отрезке листа на полосы число деталей в полосе (при а ~ а±)
mL = N (L — a)/(D + ах); (6.12)
соответственно при поперечной отрезке листа на полосы
тв = N (В — a)/(D + пх). (6.13)
При шахматном раскрое (см. рис. 6.3, б) число заготовок
т = N±l± + N2l2i (6.14)
где N± и N2 — число рядов вдоль полосы с наибольшим и наимень-
шим числом заготовок соответственно; /х-и 12 — число рядов по-
перек полосы с наибольшим и наименьшим числом Заготовок
соответственно.
Учитывая, что N2= Nr — 1,
m==N1l1+l2 (A\—1). (6.14a)
Рассмотрим два вида раск-
роя: когда /х = /2, при этом
число рядов поперек полосы
I = /х + 12 всегда будет чет-.
Рис. 6.4. Варианты разрезки листа на
полосы:
а — продольный; б — поперечный
76
Рис. 6.5. Зависимость коэффициента
использования металла Кп от числа
рядов К* при шахматном раскрое
ным, и когда /2 = 1± — 1, в
данном случае число рядов
поперек полосы всегда будет
нечетным.
Подставив в формулу (6.14а)
= /2 и /1 + /2 = /, получим
число заготовок из полосы при
четном числе рядов:
т = 0,5/ (2^ — 1). (6.15)
Подставив в формулу (6.14а)
/2 = /г — 1 и /х + /2 = /, полу-
чим число заготовок из полосы
при нечетном числе рядов:
т = 0,5 [Nr (/+1) +
+ {Nr- !)(/—!)]. (6.16)
В формулах (6.15) и (6.16) ЛГХ определяется из формулы (6.5)
при AZZZ = 0, z = 0 и а = ах:
= (fc-a^D + aJ. (6.17)
Число рядов поперек полосы / зависит от типа раскроя полосы
в листе: при раскрое полосы поперек листа
В — 2а — D
(D + ах) 0,866
при раскрое полосы вдоль листа
___ L — 2а — D
~~ 0 + aj 0,866
(6.18)
(6.19)
где В — ширина листа; L — длина листа. Расчетное значение
будет целым числом только в том случае, когда В и L кратны шагу
раскроя (D +
Зная число г полос из листа и число заготовок т, получаемых
из полосы для различных типов раскроя и способов расположения
полос в листе (вдоль и поперек листа), можно определить число
заготовок, получаемых из листа:
п = тг. (6.20)
В заключение расчета определяем 7<и:
К* = 0,785D2n/(BL). (6.21)
Расчеты показывают, что шахматный раскрой эффективнее раск-
роя с параллельным расположением деталей и эффективность шах-
матного раскроя повышается с увеличением числа рядов (рис. 6.5).
Многорядный раскрой эффективно использовать при штам-
повке круглых деталей сравнительно небольшого диаметра —
до 100—120 мм, причем число рядов рекомендуется принимать
от 10 при диаметре заготовки до 10 мм и до 1—2 при диаметре
заготовки свыше 120 мм. При большем числе рядов полоса стано-
вится широкой (и тяжелой), работа с ней требует больших физи-
ческих затрат. В данном случае для облегчения условий труда
необходима механизация процесса подачи полосы в штамп.
Штамповка непосредственно из листа (без предварительной)
отрезки полос более эффективна, чем штамповка из ленты. Для
штамповки круглых заготовок, расположенных в шахматном
порядке непосредственно из листа, применяют автоматические
подачи к кривошипным открытым прессам. Принцип работы
этих установок заключается в том, что вращательное движение
вала пресса преобразуется приводом ходовых винтов в зигзаго-
образное поступательное движение каретки, в зажимах которой
закрепляется лист. Настройка привода ходовых винтов установки
производится в зависимости от расположения заготовок в листе.
Установка работает в автоматическом режиме, ее производитель-
ность до 35 тыс. шт. в смену, точность подачи 0,25—0,15 шага
подачи.
6.4. ОПТИМИЗАЦИЯ РАСКРОЯ С ПОМОЩЬЮ ЭВМ
С развитием вычислительной техники стала воз-
можна оптимизация раскроя с помощью ЭВМ, что позволяет
за короткий промежуток времени рассмотреть множество вариан-
тов раскроя и выбрать наиболее эффективный из них.
Как пример применения ЭВМ для установления наиболее
эффективного раскроя на базе уже рассмотренного алгоритма
[см. формулы (6.5)—(6.21)1, может служить расчет по определе-
нию наибольшего /Си в зависимости от вида раскроя (параллель-
ный, шахматный), числа рядов изделий в полосе, способа раскроя
полосы в листе (вдоль и поперек листа) и размеров листа.
Расчеты по определению /Си для круглых деталей диаметром
70 мм в полосе с числом рядов от 2 до 4, при продольном и попе-
речном раскрое полос в листах пяти стандартных размеров пока-
зали, что /Си существенно зависит от перечисленных параметров.
Наибольший /Си = 0,779 получен при трехрядном шахматном
раскрое полосы с продольным ее расположением в листе размером
1000x2000 мм; наименьший /Си = 0,40 получен при четырех-
рядном параллельном раскрое полосы с продольным ее рас-
положением в листе размером 500X100 мм.
Раскрой круглых заготовок большого диаметра (более 200—
250 мм) связан с неизбежными угловыми отходами металла, кото-
рые увеличиваются с увеличением диаметра круга. В таких слу-
чаях, обычно, применяют однорядный раскрой в предварительно
нарезанных полосах поперек листа.
78
у
i'
'/г
\С Для повышения эффективности раскроя за счет уменьшения
угловых отходов применяют наклонный (косой) раскрой, при
построении которого наклон полосы определяется из условия
размещения наименьшего целого числа кругов в полосе
V’ (рис. 6.6, а). При определенном диаметре круга эффективность
наклонного раскроя зависит, в основном, от угла наклона полосы
при раскрое ее в листе и от размеров листа.
Алгоритм для расчета на ЭВМ наибольшего количества кру-
гов, размещающихся в листе размером BXL, состоит из следу-
А ющих элементов:
1. По размерам листа В и L и диаметру круга 27? из треуголь-
ника ADC (см. рис. 6.6, а) определяют угол наклона полосы а,
при котором в ней размещается минимальное целое число кругов,
используя зависимость:
а =
arcsin
В — 27?
2R (п — 1) ’
где В — ширина листа; 7? — радиус круга; п = B/(2R + 1) —
наименьшее целое число кругов.
2. Определяют расстояние t между центрами кругов одного
уровня из треугольников и С2ЕЪЕ3\
t = С4Е3 + С2Е3 = 27?/sin а
и число кругов, размещающихся на одном уровне влево и вправо
от круга с центром в точке х0 (см. рис. 6.6, а) соответственно
— (^0 ^2 — *0
Общее число кругов, размещающихся на любом уровне, равно
При xQ = 7? первый круг касается левой кромки листа; уро-
вень ряда, в котором он находится, обозначим буквой г. В этом
случае
ГО] . Г L — 2R 1
. t J + L t
+1-
При переходе на нижний (г — 1)-й уровень центр первого круга
смещается на 4 = С4£4 ~ 2R cos а (см. треугольник С4£4Сб
на рис. 6.6, а), при переходе на (г + 1)-й уровень центры кругов
смещаются на t2 = С4Е2 = t — = 27?/sin а — 2R cos соот-
ветственно:
79
80
4 У
y Рис. 6.6. Наклонный раскрой круглых заготовок большого диаметра (а) и струк-
дД турная схема алгоритма нахождения оптимального варианта раскроя (б)
3. Общее число кругов, размещающихся на листе, при усло-
вии касания одного из них кромки листа на r-м уровне опреде-
ляют после суммирования i от 0 до г и от 1 до и — г:
Расчет параметров раскроя ведется последовательно для каж-
дого из введенного в ЭВМ типоразмера листа. Наилучший вариант
раскроя рассчитывают и на печать выдают: наибольшее число
кругов, размещающихся на листе при косом раскрое, коэффициент
использования металла и угол наклона полосы.
Об эффективности использования ЭВМ для отыскания наиболее
эффективного раскроя можно судить по следующему примеру.
При наклонном (косом) раскрое круга диаметром 325 мм в листах
различных размеров (всего 31 типоразмер) коэффициент исполь-
зования изменялся от 0,5 (лист 710X1400 мм, а = 35°24') до
0,698 (лист 950 x 3000 мм, а = 72°24'). Структурная схема ал-
горитма раскроя дана на рис. 6.6, б [41.
Раскрой листа на одинаковые прямоугольные заготовки. Воз-
можны три вида раскроя листа на полосы: продольный, попереч-
ный и смешанный. После отрезки полос раскраивают заготовки
в полосе. При неизменных размерах заготовки варьируемые пара-
метры: размеры листа, вид раскроя листа на полосы и вид рас-
кроя заготовок в полосе. Продольный и поперечный раскрой листа
на полосы показан на рис. 6.7, а, б. Число деталей из листа при
продольном раскрое равно пг = (И/А) (В/D), при поперечном п2 =
' = (В/A) (H/D).
При смешанном раскрое часть полос располагается вдоль
листа, а часть — поперек (рис. 6.7, в). Смешанный раскрой на
полосы выполняют методом наилучшего заполнения короткой сто-
роны листа. Для этого подбирают такое сочетание размеров заго-
товки А и D, при котором ширина отхода между участками листа С
и / наименьшая. Применяя тот же принцип раскладки заготовок,
находят наибольшую плотность их расположения и на других
участках листа — М, N, Р, Q (рис. 6.7, в). Раскрой выпол-
няется с помощью ЭВМ, структурная схема алгоритма показана
на рис. 6.7, г. При смешанном раскрое общее число заготовок,
расположенных на листе, определяют по формуле
Кв = [МС] + [/Р] + [QK1,
81
Рис. 6.7. Раскрой листа на одинако-
вые прямоугольные заготовки (а—г)
и структурная схема алгоритма на-
хождения оптимального варианта
82
$
я
Рис. 6.8. Варианты конструктивного исполнения плоской штампованной де-
тали:
а —• старая конструкция (Ки = 85 % у, б —• новая (Ки = 98 %j
где М — [(В — ND)/А 1 — число поперечных полос; С =
= [(И — I-A)/D]—число, заготовок на одной поперечной полосе;
О I [Н/А ] — варьируемое число продольных полос; Р =
= [(В — ND)ID] — число заготовок на одной продольной полосе;
Q = [/У/А ] — максимальное число дополнительных продольных
полос; 0 N [В/А 1 — число заготовок на одной дополни-
тельной полосе.
В СССР разработаны пакеты прикладных программ для проек-
тирования оптимального раскроя листового металла («Уклад»,
«Размещение», «Раскрой-80», «Раскрой-АРМ» и др.). Перечисленные
программы используют для отыскания оптимального раскроя
фигурных заготовок в полосе и оптимального раскроя листа на
полосы. Пакеты программ составлены на базе классификации де-
талей (заготовок) с учетом следующих данных: вида исходного
Материала (лист, полоса, лента); типа штампа (простого, совме-
щенного, последовательного действия); способа подачи материала
в штамп (неавтоматизированного, автоматизированного); ряд-
ности раскроя (однорядный, двухрядный, п-рядный); вида раскроя
(безотходный, малоотходный, с отходами), особенностей конструк-
ции штампа (двухпуансонный, однопуансонный для штамповки
через шаг с последующим поворотом полосы на 180°).
Указанные программы составлены на языке ФОРТРАН-4
и реализуются на ЕС ЭВМ, время решения задачи при самом слож-
ном контуре детали не превышает 40 мин. Использование программ
для оптимизации раскроя листового материала позволяет повы-
сить коэффициент использования материала в среднем на 5—10 %.
Отметим еще один путь повышения эффективности раскроя:
повышение технологичности контура штампуемых деталей. В
ряде случаев изменение формы деталей, не отражающееся на их
эксплуатационных качествах, прочности и жесткости, дает суще-
ственную экономию металла при раскрое. Так, например, при
замене контура цетали по варианту а на вариант б (рис. 6.8)
коэффициент использования металла увеличился на 13%.
РАЗДЕЛ Ш
ФОРМОИЗМЕНЯЮЩИЕ ОПЕРАЦИИ
ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ
Формоизменяющие операции предназначены для не-
обратимого изменения формы и размеров заготовок, полученных
из листа, полосы или пространственных тонкостенных полуфабри-
катов (в том числе отрезков труб). В отличие от разделительных
операций заготовки деформируют пластически, но до разрушения
не доводят (табл. 5).
5. Схемы формоизменяющих операций листовой штамповки
и их определение по ГОСТ 18970—84
Термин и его определение
Схема операции
Гибка — образование или изменение углов между
частями заготовки или придание ей криволинейной
формы
Закатка — образование закругленных бортов на
краях полой заготовки
Завивка — образование закруглений на концах
плоской заготовки или заготовки из проволоки
84
Продолжение табл. 5
Термин и его определение
Вытяжка — образование полой 'заготовки или
изделия из плоской или полой исходной заготовки
Обтяжка — образование заготовки заданной формы
приложением растягивающих усилий к ее краям
Отбортовка — образование борта по внутреннему
контуру заготовки
Обжим в штампе — уменьшение размеров попереч-
ного сечения части полой заготовки
Раздача — увеличение размеров поперечного се”
чения части полой заготовки
Рельефная формовка — образование рельефа в ли-
стовой заготовке за счет местных растяжений без
обусловленного изменения толщины стенки
Правка давлением — устранение искажений формы
заготовки, уменьшение радиусов сопряжений от-
дельных участков заготовки
85
I
Рассмотрим основные, наиболее часто применяемые в машино-
строении, формоизменяющие операции листовой штамповки с це-
лью установления области их применения и определим основные
деформационные и энергосиловые параметры, необходимые для
технологических расчетов.
ГЛАВА 7. ГИБКА
7.1. СТАДИИ ГИБКИ, РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИЙ
И НАПРЯЖЕНИЙ ПО ТОЛЩИНЕ ЗАГОТОВКИ
Гибка выполняется на кривошипных и гидравличе-
ских прессах, валковых листогибочных машинах, специальных
профилегибочных машинах для гибки с растяжением, а также на
универсально-гибочных автоматах.
В машиностроении наиболее широко выполняют гибку в штам-
пах, установленных на кривошипных прессах.
Гибку в штампах осуществляют одновременным действием на
заготовку пуансона и матрицы, причем точки приложения сил
Р и Q находятся на определенном расстоянии друг от друга
(рис. 7.1). Силы Р и Q образуют изгибающий момент, достаточ-
ный для выполнения формоизменения. В процессе гибки кривизна
деформируемого участка заготовки увеличивается, при этом
одновременно происходит растяжение внешних и сжатие внутрен-
них слоев. По мере уменьшения радиуса изгиба пластической
деформацией охватывается вся толщина заготовки. Форма зоны
пластической деформации и ее протяженность при а = 90° со-
ставляют около одной четверти плеча гибки I (см. рис. 7.1).
После гибки форма и размеры поперечного сечения заготовки
в зоне пластической деформации изменяются. Изменения попереч-
ного сечения заготовки тем больше, чем меньше радиус изгиба.
Рис. 7.1. Схема действия
сил при гибке в штампе
86
Рис. 7.2. Схема гибки узкой (а) и широкой (б) полос
Это происходит вследствие того, что пластическая деформация
в окружном направлении в соответствии с условием неизменности
объема сопровождается пластическими деформациями обратного
знака в одном или двух взаимно перпендикулярных направлениях:
о радиальном и аксиальном.
При гибке узкой полосы на ребро первоначально прямоуголь-
' ная форма поперечного сечения превращается в трапецеидальную
(рис. 7.2, а), высота сечения в зоне пластической деформации
уменьшается ($д < s). При гибке широкой полосы или листа форма
поперечного сечения в зоне пластической деформации изменяется
несущественно, уменьшается лишь ее толщина s (рис. 7.2, б).
Напряженное состояние зоны пластической деформации при
гибке характеризуется нормальными напряжениями о0 в окруж-
ном направлении и нормальными напряжениями ор в радиальном
направлении, последние возникают вследствие нажатия продоль-
ных слоев заготовки друг на друга (см. рис. 7.2, а, б).
Кроме того, при гибке широкой заготовки возникают еще
нормальные напряжения оа в аксиальном (осевом) направлении.
Их возникновение объясняется упругим изменением формы и
размеров элементарного (по ширине) участка заготовки, находя-
щегося на некотором расстоянии от ее краев (см. рис. 7.2, б).
При гибке широкой заготовки (в отличие от гибки на ребро по-
лосы) аксиальные деформации встречают сопротивление соседних,
непосредственно примыкающих к элементарному участку слоев
металла, вызывая этим возникновение аксиальных напряжений
оа. В зоне растяжения аксиальные напряжения растягивающие,
в зоне сжатия — сжимающие (см. рис. 7.2, б). Таким образом,
при гибке широкой полосы напряженное состояние — объемное.
При гибке узкой полосы аксиальные напряжения малы по
сравнению с напряжением текучести, поэтому ими можно прене-
бречь (оа « 0). Это допущение позволяет считать, что при гибке
на ребро узкой полосы напряженное состояние плоское.
Значение и характер распределения напряжений, возникающих
в зоне пластической деформации, зависят от радиуса кривизны
87
Рис. 7.3. Эпюры напряжений по толщине заготовки на стадиях:
а — упругопластической; б —• чисто пластической
изгибаемой заготовки. В начальной стадии ее радиус кривизны
велик, заготовка деформируется только упруго, данная стадия
гибки называется упругой. Она хорошо известна из курса «Со-
противление материалов».
По мере уменьшения радиуса изгиба периферийные слои
заготовки начинают деформироваться пластически, поскольку зна-
чение возникающих в этих слоях окружных напряжений а0
достигает напряжения текучести. Эту стадию называют упруго-
пластической. Эпюра распределения напряжений а0 показана
на рис. 7.3, а. При дальнейшем уменьшении радиуса изгиба пла-
стическая зона растет, а упругая, соответственно, уменьшается и
при относительном внутреннем радиусе изгиба 7?B/s 5 почти
все поперечное сечение заготовки находится в пластическом со-
стоянии, начинается чисто пластическая стадия изгиба. На этой
стадии происходит заметное смещение нейтральной поверхности
в сторону сжатых волокон заготовки, которое увеличивается с
уменьшением радиуса изгиба. Эпюры распределения напряжений
а0, ар и оа по толщине заготовки на стадии чисто пластического
изгиба показаны на рис. 7.3, б.
Энергосиловые характеристики гибки (изгибающий момент,
деформирующее усилие), равно как и упругие деформации заго-
товки, возникающие после снятия нагрузки, Определяют приме-
нительно к определенной стадии процесса гибки в связи с тем, что
по мере уменьшения радиуса изгиба изменяются: напряженно-
деформированное состояние очага деформации, значения воз-
никающих напряжений и радиус кривизны нейтральной по-
верхности.
С учетом сделанных предпосылок перейдем к определению
размеров заготовки и технологических параметров операции
гибки.
88
7.2. РАЗМЕРЫ ЗАГОТОВКИ
Длину заготовки, необходимую для получения изог-
нутой детали с требуемыми размерами, определяют из условия
равенства ее длины длине нейтральной поверхности деформаций
Ьнпд (поверхности, на которой отсутствуют деформации).
Для определения длины заготовки контур детали разбивают
на прямолинейные и криволинейные участки с постоянными радиу-
сами кривизны. Длину заготовки определяют как сумму длин
прямолинейных и криволинейных участков, причем длину кри-
волинейных участков подсчитывают по нейтральной поверхности*
деформаций:
Т'заг — ^нпд — Ц 4“ igQ Рдп (71)
где li — длина прямолинейных участков; рдг- — радиус нейтраль
ной поверхности деформаций криволинейных участков.
Определение длины заготовки, по существу, сводится к оты
сканию радиуса нейтральной поверхности, а затем к определению
ее длины.
На стадиях упругопластического и плоского чисто пластиче-
ского изгиба, когда радиус изгиба относительно велик, нейтраль-
ная поверхность деформаций проходит через центр тяжести по-
перечного сечения заготовки.
Если поперечное сечение толщиной s прямоугольное, то
Рд == Яв Н" s/2.
В рассмотренном случае длину заготовки определяют путем
развертки криволинейных участков детали по поверхности, про-
ходящей через центр тяжести ее поперечного сечения.
На стадии объемного чисто пластического изгиба, как эго
установлено в теории обработки металлов давлением, нейтраль-
ная поверхность деформаций смещается относительно срединной
в сторону сжатых волокон заготовки, причем это смещение тем
больше, чем меньше радиус изгиба. Это явление необходимо учи-
тывать при расчете длины заготовки.
Радиус кривизны нейтральной поверхности напряжений при
гибке можно определить из условия равенства наибольших ради-
альных сжимающих напряжений на этой поверхности:
Ро = V — V (^в + $) #в> (7-2)
где р0 — радиус нейтральной поверхности напряжений: и
₽в — наружный и внутренний радиусы изгибаемой заготовки,
соответственно. Упрочнение, возникающее при изгибе заготовки
вхолодную, по данным Е. Н. Мошнина на величину р0 влияет не-
существенно.
Формула (7.2) впервые была получена И. П. Ренне и Р. Хил-
лом независимо друг от друга. Ее можно использовать для опре-
89
деления радиуса нейтральной поверхности деформаций. Расчеты
по формуле (7.2) показывают, что при /?в = s р0= 1,4s, а при
RB = 5s, р0 = 5,5s. В первом случае нейтральная поверхность
смещена относительно срединной на расстояние 0,1s в сторону сжа-
тых волокон, во втором случае она совпадает со срединной по-
верхностью.
Радиусы кривизны нейтральной поверхности деформаций мо-
жно определить, используя коэффициенты смещения нейтральной
поверхности х, значение которых зависит от относительного ра-
диуса изгиба г = RB/s [18]. Коэффициент смещения нейтральной
поверхности тем больше, чем больше относительный радиус
гибки. При гв = 0,1 х = 0,3, а при гв = 5,0 х = 0,5. Зная х,
можно определить радиус кривизны нейтральной поверхности
деформаций:
Рд = RB “Ь (7.3)
Из приведенных данных следует, что с уменьшением радиуса
заготовки RB положение нейтральной поверхности деформаций
смещается в сторону сжатых волокон, она совпадает со средин-
ной поверхностью при RB 5s, так как при этом х = 0,5.
Зная положение нейтральной поверхности деформаций, можно
определить длину этой поверхности, а следовательно, и длину
заготовки, необходимую для получения изогнутой детали с требу-
емыми размерами.
Изменение размеров и формы поперечного сечения заготовки
в зоне изгиба. Особенно существенное изменение формы и
размеров претерпевает поперечное сечение узкой полосы, изгибае-
мой на ребро; первоначально прямоугольное поперечное ее се-
чение превращается после гибки в трапецеидальное. При гибке
широкой полосы заметно изменяется лишь ее толщина. Формулы
для определения ширины поперечного сечения узкой полосы после
гибки в любом ее сечении на расстоянии р от центра кривизны
имеют вид:
в зоне растяжения '
bpp = Ь (Ро/Р)2 <2-р/₽н); (7.4)
в зоне сжатия
з
I » I
bp = ь (ро/р)2 ^Rb/p ; (7.5)
При р = RH bmm == ь / p0/RH; (7.4a)
при ' P = Rb &max = Ь $<JR*' (7.46)
При p = p0, как и следовало ожидать, Ьр = Ь. Приведенные фор-
мулы (7.4) и (7.5) получены в результате совместного решения
уравнений связи между напряжениями и деформациями, урав-
нений равновесия, пластичности и неизменности объема [2].
90
।
W Утонение листовой заготовки в зоне пластической деформации
Ж4 при гибке приближенно можно определить так [16]:
’Л * -3
* S — 5д = As = 4 + s)2 . (7.6)
л
> Расчеты по этой формуле показывают, что утонение становится
чЧ заметным при малых радиусах изгиба, например, при 7?в = 2s
значение As составляет около 1 % толщины заготовки.
Толщина листовой заготовки в зоне пластической деформа-
ции после гибки может быть определена и на основании экспери-
' ментальных данных как произведение коэффициента уменьшения
толщины т] на первоначальную (до гибки) толщину заготовки s:
sB = T]S. (7.7)
, В зависимости от значения относительного радиуса изгиба
коэффициент т] изменяется при гибке полос на угол 90° из сталей
10 и 20 от 0,82 при гв = 0,1 до 0,99 при гв = 4,0 [18].
Из приведенных данных следует, что при относительном ради-
усе гв > 4,0 уменьшение толщины заготовки практически от-
сутствует, что хорошо согласуется с теоретическими данными.
7.3. ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Изгибающий момент, необходимый для гибки заго-
* товки, определяется как сумма моментов, создаваемых в зонах
растяжения и сжатия окружными напряжениями ое относительно
центра кривизны заготовки (рис. 7.4):
J * ро
,< 1 M = MP + Mc = b J ogpdp + & J (—Oe)pdp. (7.8)
ро *в
Если сделать допущение о том, что на стадии плоского чисто
пластического изгиба широкой заготовки нормальные напряжения
ае в зонах растяжения и сжатия постоянны по ее толщине и
соответственно равны
а? = Pos; —«Jo =
а нейтральная поверхность напряжений совпадает со срединной
и, следовательно,
Рд — /?в 4“ 0,5s = 0,5 (/?н /?в),
то изгибающий момент будет равен
ро
М — j aspdp -|- pb j (—os) p dp = posbs2/4 = l,5piFas, (7.9)
po ^B
где IF — момент conpoi тления поперечного сечения заготовки;
Р= 1-4-1,15--переменный коэффициент, учитывающий влияние
91
Рис. 7.4. Схема к определению изгибающего мо-
мента
среднего главного напряжения на усло-
вие перехода металла в пластическое
состояние, достигающий наибольшего
значения при плоском деформирован-
ном состоянии (коэффициент Лоде).
На стадии объемного чисто пласти-
ческого изгиба нормальные напряже-
ния об переменны по толщине заготовки
и нейтральная поверхность смещена в
сторону сжатых волокон, однако изги-
бающий момент остается неизменным
и определяется по формуле (7.9). Таким образом, вид напря-
женного состояния очага деформации при гибке, как и смещение
нейтральной поверхности, не оказывает влияния на значение
изгибающего момента.
При объемном чисто пластическом изгибе происходит умень-
шение толщины заготовки в зоне деформации и это приводит
к уменьшению изгибающего момента тем в большей степени, чем
меньше радиус гибки. При 7?в — s изгибающий момент уменьша-
ется приблизительно на 10 %.
На стадии упругопластического изгиба (см. рис. 7.3, а),
когда зона упругих деформаций соизмерима с зонами пластической
деформации, изгибающий момент определяют как сумму момен-
тов, действующих в упругой и пластической зонах:
м = му + мпл = + 4(s2 - f/2) 4 =
bs2
(7.Ю)
где у — высота упругой зоны деформации.
Формула (7.10) при у = s превращается в формулу для опре-
деления изгибающего момента для упругой стадии изгиба
М = Poste2/6,
а при у = 0 — в формулу для определения изгибающего момента
при чисто пластическом изгибе (7.9).
Формула для определения изгибающего момента при объемном
чисто пластическом изгибе, полученная с учетом упрочнения при
использовании линейной аппроксимации диаграммы упрочнения,
по данным Е. Н. Мошнина имеет вид
М = pfe as (
(7.11)
рри П = 0 она превращается в формулу (7.9), полученную для
неупрочняющихся материалов.
Деформирующее усилие при одноугловой гибке. Определение
деформирующего усилия, необходимого для гибки одноугловых
деталей в штампах, представляет определенные трудности, вслед-
ствие чего данный вопрос может быть решен лишь приближенно.
Это объясняется тем, что усилие гибки зависит от большого числа
факторов, к которым относятся: форма и размеры поперечного
сечения заготовки, характеристики ее механических свойств,
расстояние между опорами, радиусы скругления пуансона и ра-
бочих кромок матрицы, условий контактного трения и др. Более
того, усилие, необходимое для гибки заготовок в одноугловом
штампе, зависит от полноты контакта изгибаемой заготовки,
пуансона и матрицы, в связи с чем различают отдельные стадии
гибки. Вначале наступает стадия свободного изгиба — от начала
гибки, когда заготовка соприкасается с инструментом только
в трех точках (рис. 7.5, а), до момента прилегания прямолинейных
участков заготовки к угловому пазу матрицы (рис. 7.5, б). На
стадии свободного изгиба радиус изгиба заготовки больше радиуса
скругления пуансона.
После этого, в связи с уменьшением радиуса изгиба центральной
части заготовки, ее полки отходят от паза матрицы и повора-
чиваются до упора в боковые грани пуансона (рис. 7.5, в). Ука-
занное явление происходит только при радиусе скругления пуан-
сона меньше радиуса свободного изгиба заготовки, который зави-
сит от материала и расстояния между опорами угла гибки.
Например, при а= 90° и L 10s радиус свободного изгиба заго-
товки из низкоуглеродистой стали /?в — 1,6s.
При дальнейшем опускании пуансона происходит разгиба-
ние (правка) полок заготовки с одновременным уменьшением ра-
диуса изгиба центрального участка. Эта стадия заканчивается
при полном соприкосновении заготовки с пуансоном и матрицей
на всех участках контактной поверхности (рис. 7.5, г).
В связи с тем, что практически трудно уловить момент пол-
ного соприкосновения заготовки с инструментом, гибка в штам-
пах заканчивается, как правило, приложением дополнительного
Рис. 7.5. Стадии процесса гибки в штампе
93
усилия, в результате чего происходит правка и калибровка йзог- ।
нутого участка заготовки.
Для практических целей представляет интерес определение J
усилия гибки на первой и заключительной ее стадиях. 1
Деформирующее усилие на первой стадии гибки приближенно J
определяют с помощью уравнений статики. Поскольку на этой
стадии расстояние между опорами изгибаемой заготовки велико
(L > 5s), влияние касательных напряжений не учитывают. Если
обозначить реакцию опор Q (см. рис. 7.1) и считать, что силы тре-
ния Г, возникающие в результате поворота изгибаемой заготовки
относительно опор, пропорциональны реакциям опор Т — pQ,
то в результате проецирования всех сил на направление действия
силы Рг получаем следующее уравнение:
(7.12)
где а/2 — угол между касательной в точке опоры и направлением
действия силы Рг.
Реакции опор определяют из условия равенства моментов,
создаваемых реакций Q и плечом /, и предельного момента пла-
стического изгиба без учета упрочнения:
bs2
Q =
(7.13)
Длина плеча I равна расстоянию между направлением действия
реакции опоры Q и нормалью, проведенной из центра скругления
пуансона к прямолинейному участку изгибаемой заготовки. Длину
плеча I определяют из геометрических соотношений (см. рис. 7.1):
= ("2 (Гм + гп + s) cos -у sin^/2 , (7.14)
где L — расстояние между центрами скруглений рабочих кромок
матрицы.
Если обозначить гх = гп + s/2 и г2 = гм + s/2, то после пре-
образований формула (7.14) примет вид:
I = [L/2 — (гх + r2) cos a/2]/(sin а/2). (7.14а)
В результате совместного решения уравнений (7.12), (7.13)
и (7.14а) имеем формулу для определения усилия на первой
стадии гибки (свободная гибка):
р __ asbs2 (sin а/2 + р cos а/2) sin а/2
Fr " Г=~2 (rx + r2) cos а/2 ’ '' ’1Ь'
Исследование формулы (7.15) показывает, что усилие гибки
изменяется по ходу пуансона в связи с изменением угла а/2 и,
следовательно, плеча /. Пренебрегая влиянием силы трения
(р = 0), можно показать, что при гп = гм = г максимума уси-
лия гибки будет при
cos а/2 = (l/4r) (L - /77- 16г2). (7.16)
94
Расчеты по приведенной формуле показывают, что чем боль-
ше относительное расстояние между опорами L/r, тем при боль-
шем значении угла изгиба а усилие гибки достигает своего макси-
мума, после чего остается приблизительно неизменным. Так,
например, при L/r = 10 а/2 = 78°, а при L/r = 100 а/2 = 89°.
На заключительной стадии гибки происходит правка, для ко-
торой требуется значительно большее усилие, чем на предыду-
щих ее стадиях. В литературе имеются формулы для определения
усилия гибки с последующей правкой, однако результаты расче-
• тов по этим формулам дают большие расхождения, так как при
их выводе не был установлен единый критерий, по которому можно
было бы определить верхний предел этого усилия, и о точности
расчетов по той или иной формуле судить трудно.
Экспериментальные исследования по определению усилия прав-
ки были выполнены Б. В. Рябининым. Им установлено, что уси-
лие правки следует определять в зависимости от точности угловых
размеров деталей, полученных гибкой с последующей правкой.
Исходя из этой предпосылки, усилие правки будет достаточным
в том случае, когда дальнейшее его увеличение не приводит к по-
вышению точности угловых размеров детали, т. е. к уменьшению
упругих деформаций (пружинения).
Эксперименты, выполненные со стальными заготовками при
различных относительных радиусах изгиба, показали, что усилие
правки на порядок больше, чем усилие гибки на свободной стадии
изгиба; при относительном радиусе изгиба RJs < 1 усилие правки
в 50—60 раз больше усилия гибки, при RJs = 54-10 в 304-40 раз
(верхние значения усилия правки соответствуют наибольшей точ-
ности углового размера детали после правки). Усилие правки
в зависимости от усилия гибки на свободной стадии изгиба
РПр= kPrt (7.17)
где k — коэффициент, показывающий, во сколько раз усилие
правки больше усилия гибки.
При укрупненных расчетах усилие правки определяют как
произведение удельного усилия q (полученного экспериментально)
на площадь проекции контактной поверхности изогнутого участка
детали FK на плоскость, нормальную направлению перемещения
пуансона:
(7.18)
Удельное усилие правки q зависит от толщины заготовки,
Для сталей 25 и 35 оно составляет 30—100 МПа, чем толще за-
готовка, тем q больше 1181; Гк — проекция контактной поверх-
ности изогнутого участка детали на плоскость, нормальную на-
правлению движения пуансона.
Конструктивные особенности пуансонов и матриц для одноугло-
вой гибки заключаются в том, что рабочую поверхность пуансона
Делают ступенчатой, а в матрице фрезеруют шлиц. Длина кон-
95
жду прямолинейными участками за-
готовки (рис. 7.8). Это объясняется
тем, что при разгрузке слои заготовки,
находящиеся в зоне растяжения,
вследствие упругой деформации
укорачиваются, а слои, находящиеся
в зоне сжатия, удлиняются. Разнои-
менные упругие деформации в зонах
растяжения и сжатия вызывают по-
Рис. 7.8. Схема упругой дефор- ворот поперечных сечений заготовки
мадии при гибке на так называемый угол пружинения
Аа, в результате чего происходит
изменение радиуса ее кривизны и, следовательно, угла изгиба.
Упругие деформации (пружинение) следует учитывать при
расчете размеров инструмента для гибки. Это позволяет устранить
трудоемкие операции ручной правки после штамповки. Если
известно значение пружинения, характеризуемое изменением
радиуса гибки Аг и изменением угла гибки Аа, то размеры инстру-
мента (пуансона и матрицы) определяют по следующим зависимо-
стям:
гп = гд — Аг; (7.25)
± Ла.
(7.26)
Наиболее простое решение задачи определения упругих де-
формаций при чисто пластическом изгибе широкой полосы из не-
упрочняющегося изотропного материала, при достаточно большом
радиусе изгиба (когда влиянием радиальных сжимающих напря-
жений сгр можно пренебречь ввиду относительно малой их вели-,
чины) было получено Е. А. Поповым [16]:
Аа = 3^-(^-+ 1) а°, (7.27)
где аи — угол изгиба, равный 180° — а.
При решении задачи использована гипотеза плоских сечений,
«теорема о разгрузке», предложенная А. А. Ильюшиным, и закон
Гука. Упругие деформации внеконтактных участков заготовки
при правке (разгибании) не учитывались.
Принятые в анализе допущения снижают точность расчетов
по формуле (7.27), поэтому она пригодна лишь для качественной
оценки влияния учтенных в анализе факторов на упругие дефор-
мации при гибке. Например, цветные металлы (алюминиевые
сплавы), имеющие предел текучести, близкий к пределу текуче-
сти стали, но существенно меньший (в 2—3 раза) модуль упруго-
сти, пружинят больше, чем сталь, причем упругие деформации
увеличиваются с увеличением относительного радиуса изгиба
гп "= угла изгиба аи = 180° — а и os (при Е ~ const).
Решение задачи по определению упругих деформаций при
гибке моментом на стадии плоского чисто пластического изгиба
98
'Л
s’1
$
«г
W с учетом деформационного упрочнения металла было получено
'-V Е. Н. Мошниным. Предложенные им расчетные формулы имеют
ВИД
гп = Гц/s = -г-, о 5 (7.28)
п п/ 1 + 2т (ат/£) гд v '
аи = ад — Да = -г-.-0 а,д , (7.29)
и д 1 + 2т (ат/£)гп ' '
где Гд = rjs — относительный радиус изгиба детали; т =
= Ki + Лч)/(2гд) — относительный изгибающий момент; =
== s/W — коэффициент профиля поперечного сечения заготовки;
Ко = П/ат — коэффициент упрочнения металла. Коэффициент
профиля поперечного сечения равен: прямоугольного и квадрат-
' ного (а также уголка) — 1,5; круглого— 1,7; швеллера и дву-
тавра — 1,8.
Формулу (7.28) можно преобразовать для гибки заготовок из
неупрочняющихся металлов (П = О, ~ 0), имеющих прямо-
угольное поперечное сечение = 1,5):
- __ Гд
п ” 1+3 (ат/£) г д •
В таком виде формула (7.30) была получена С. К. Абрамовым.
Формулами (7.27)—(7.29) можно пользоваться при гибке мо-
ментом на относительно большие радиусы (больше 5—10 толщин
заготовки), т. е. когда в конечной ее стадии происходит правка
(см. рис. 7.5, г).
Гибка в штампах происходит под действием поперечной силы,
приложенной к заготовке между опорами. Однако закономер-
ности, полученные для изгиба моментом, с известным прибли-
жением, могут быть использованы при изгибе поперечной силой »
(что подтверждено проведенными экспериментами), за исключением
изгиба на малые радиусы, значение которых соответствует стадии
объемного чисто пластического изгиба.
При относительно малых радиусах изгиба после соприкосно-
вения заготовки с боковыми гранями пуансона (см. рис. 7.5, в),
по мере опускания пуансона, как уже указывалось, происходит
одновременное уменьшение радиуса изгиба центрального участка
заготовки и разгибание (правка) ее полок. После снятия наг-
рузки в результате упругих деформаций центрального участка,
соприкасающегося со скругленной кромкой пуансона, угол между
полками увеличивается, а в результате спрямления полок —
уменьшается. Уменьшение угла между полками объясняется
тем, что при разгрузке растянутые слои полок сокращаются
подлине, а сжатые — удлиняются, в результате чего первоначаль-
ный угол изгиба уменьшается. Такой вид пружинения получил
название «отрицательного».
Теоретическое исследование гибки при относительно малых
радиусах скругления рабочей кромки пуансона, когда в конце
4* 99
тактной поверхности пуансона принимается равной 1/3 плеча гибки,
ширина шлица матрицы а = 2 (гп + s) cos (а/2). При этом правке
подвергается только участок заготовки в зоне пластической де-
формации (рис. 7.6).
При малом расстоянии между опорами в процессе первой ста-
дии гибки на заготовке могут появиться отпечатки на контакт-
ной поверхности с матрицей. Это объясняется тем, что с умень-
шением паза матрицы L увеличиваются реакции опор Q. Указан-
ное вытекает из анализа формулы, полученной из условия ра-
венства моментов внешних и внутренних сил, при использовании
формул (7.13) и (7.14а);
п __ osbs2 sin а/2 1Q
4 " 2 [L — 2(rx + r2) cos a/2j •
В связи с этим паз матрицы L должен быть не менее расчетного,
приближенно определенного по формуле, полученной В. С. Смир-
новым для полосы прямоугольного сечения единичной ширины:
L > £S1Xm2 + 2 (Г1 + C0S “/2> (7’2°)
где Е — модуль упругости.
Деформирующее усилие при двухугловой гибке. Для получения
П-образных (или им подобных) деталей за один ход пресса заго-
товку необходимо изгибать одновременно в двух разных попереч-
ных сечениях. Особенности двухугловой гибки заключаются в
том, что между боковыми вертикальными гранями пуансона- и
матрицы имеется зазор г = (1,14-1,3) s, который не изменяется
в процессе гибки, а также в том, что участок заготовки, находя-
щийся под горизонтальной гранью пуансона, отходит от нее и
выпучивается (рис. 7.7). Кроме того, при двухугловой гибке внеш-
ние силы приложены к заготовке в двух точках контакта ее с пуан-
. Рис. 7.6. Конструктивные особенности
штампа для гибки
Рис. 7.7. Схема
двухугловой гибки
96
сойом, при этом плечо гибки существенно меньше, чем при одно-
угловой гибке.
Учитывая эти особенности, определим деформирующее усилие,
необходимое для двухугловой гибки. Когда центры скругления ра-
бочих кромок пуансона и матрицы находятся на одном уровне
(см. рис. 7.7, треугольник abc), плечо гибки равно
I = (rM + z + гп) sin а/2. (7.21)
После совместного решения уравнений (7.12), (7.13) и (7.21)
получаем формулу определения усилия дЛя выполнения двух-
угловой гибки полосы с прямоугольным поперечным сечением:
bs2 (sin a/2 + р cos a/2)
s 2 (rM + z rn) sin a/2 ’
(7.22)
Усилие гибки изменяется по мере опускания пуансона, оно
зависит от угла a/2. При a/2 л/2, т. е. в самом начале процесса,
усилие гибки равно
asbs2
2 (гм + z + гп)
(7.22а)
По мере уменьшения угла a/2 усилие гибки возрастает и при
a/2 = 3° и р ~ 0,2 усилие гибки
Рг = 4,8asfes2/(rM + z + гп).
Однако при a/2 = 0, когда уже получена П-образная деталь,
усилие пресса затрачивается только на преодоление сил трения,
возникающих при скольжении изогнутой детали в отверстии мат-
рицы. Если двухугловая гибка ведется в штампе с прижимом сред-
ней части заготовки, прессу необходимо преодолеть сопротивление
буфера прижимного устройства, которое принимается равным от
25 до 60 % деформирующего усилия гибки, следовательно, сум-
марное усилие будет равно
Р = (1,25—1,60) Рг.
(7.23)
При необходимости получения деталей повышенной точности
по толщине горизонтального участка после гибки предусматри-
вается правка. Усилие правки Рпр определяют как произведение
соответствующего удельного усилия правки q на площадь кон-
такта заготовки с опорной планкой штампа Гк:
Р = qFVi. ' (7.24)
7.4. УПРУГИЕ ДЕФОРМАЦИИ ПРИ ГИБКЕ, СПОСОБЫ
ИХ УМЕНЬШЕНИЯ
Упругие деформации при гибке одноугловых деталей.
Пластический изгиб, как и другие виды пластической деформации,
сопровождается упругими деформациями, которые вызывают изме-
нение формы и размеров заготовки: радиуса кривизны и угла ме-
4 Аверкиев
97
процесса происходит разгибание полок заготовки, было выпол-
нено И. А. Норицыным и Ю. Г. Калпиным. Они показали, что при
гибке угол пружинения определяется разностью углов пружине-
ния центрального участка заготовки (Дау) и ее полок (Дап):
Да Дау — Дап.
Установлено, что «отрицательное» пружинение возрастает с
уменьшением радиуса гибки и увеличением расстояния между
опорами заготовки. В результате теоретического анализа была
получена формула (7.31) для определения радиуса скругления
пуансона^ при котором Дап = Дау и, следовательно! Да = Оз
_ £ат — Ils (л — а) sin а/2 s /7 ЯП
Зат (л — а) sin а/2 + 6от cos а/2 2 • \ • /
Экспериментальные исследования определения углов пружи-
нения при одноугловой гибке черных металлов на малые радиусы,
выполненные Б. В. Рябининым, показали, что усилие гибки вли-
яет на угол пружинения Да только до вполне определенного
момента, после чего рост усилия на угол пружинения не влияет.
Проведенные эксперименты подтвердили также, что в зависимости
от относительного радиуса изгиба гд пружинение может быть:
положительным, когда происходит увеличение угла изогнутой
детали после снятия нагрузки, в этом случае аи = ад — Да,
и «отрицательным», когда происходит уменьшение угла изогну-
той детали после снятия нагрузки, в этом случае аи = ад -f- Да.
Кроме того, установлено, что пружинение может отсутствовать,
когда Да = 0 и, следовательно, аи = ад.
Изменение углов пружинения Да в зависимости от относи-
тельного радиуса изгиба гп показано на рис. 7.9. Анализ пока-
зывает, что с увеличением относительного радиуса гп и уменьше-
нием угла детали ад угол пружинения Да увеличивается и что
для каждого угла детали существует относительный радиус, при
котором Да = 0. Этот относительный радиус является оптималь-
ным, поскольку упругие деформации отсутствуют. Из рисунка
видно, что теоретические и экспериментальные данные совпадают
удов летвор ите л ьно.
Теоретическое и экспериментальное исследование упругих
деформаций при одноугловой гибке черных и цветных металлов
и их сплавов было выполнено А. Д. Комаровым, результаты этих
исследований в виде графика приведены в работе [18].
Упругие деформации при гибке двухугловых деталей. При
свободной гибке, т. е. когда матрица имеет сквозное провальное
отверстие и отсутствует прижимная планка-выталкиватель, за-
готовка изгибается до тех пор, пока ее концы не упрутся в бо-
ковые грани пуансона. При этом угол изгиба меньше л/2 на Да,
а радиус изгиба гд может быть больше радиуса скругления рабо-
чей части пуансона гп (рис. 7.10, а). Одновременно происходит
изгиб (выпучивание) среднего участка заготовки, находящегося
100
J_____I_____I_____I____I 1_____
2 4 6 8 10 rn=rn/s
Рис. 7.9. Зависимость углов пружинения от относительного радиуса изгиба:
сплошные линии—по экспериментальным данным Б. В. Рябинина; пунктир-
ные и штрихпунктирные линии — по теоретическим данным И. А. Норицына
и Ю. Г. Калпина соответственно
под торцом пуансона. Чем больше зазор между пуансоном и мат-
рицей, тем больше угол Да и выпучивание среднего участка заго-
товки. При разгрузке упруго деформируются все элементы детали:
средний ее участок, полки и угловые участки.
При двухугловой гибке с прижимом заготовки к торцу пуан-
сона (рис. 7.10, б) средний ее участок не деформируется, при
этом угол пружинения можно рассматривать как сумму углов
пружинения участка /, прилегающего к скругленной части пуан-
сона, и участка //, расположенного в зазоре между пуансоном и
матрицей.
Рис. 7.10. Схема двухугловой гибки:
д — без прижима заготовки; б — с прижимом заготовки; в — с прижимом (конечная
стадия)
101
гл = r„/s
Рис. 7.11. Номограмма для определе-
ния суммарного угла пружинения 11-
образных деталей
Рис. 7.12. Изогнутая деталь с ребрами
жесткости
Деформация участка I заканчивается в тот момент, когда
центры радиусов скругления пуансона и матрицы гп и гм нахо-
дятся на одном уровне, как показано на рис. 7.10, б. При даль-
нейшем опускании пуансона изгиб происходит только в резуль-
тате деформации участка II при неподвижном участке I (рис.
7.10, в).
Исходя из этих предпосылок, В. Т. Мещерин и А. Н. Ильин
предложили номограмму для определения суммарного угла пру-
жинения П-образных деталей. Порядок использования номограм-
мы показан стрелками на пунктирных линиях.
Анализ номограммы позволяет установить, что угол пружи-
нения Аа уменьшается с уменьшение относительного радиуса
изгиба гп и уменьшением зазора г.
Если известно значение угла пружинения Аа, то, как и при
одноугловой гибке, необходимо корректировать угловые размеры
инструмента. Для этого при гибке П-образных деталей на торцо-
вой части пуансона делают пологую впадину, угол наклона ка-
сательной к которой в точке сопряжения со скругленной частью
пуансона равен Аа, а на прижимной планке делают выступ, со-
пряженный с впадиной на пуансоне (см. рис. 7.11).
Двухугловую гибку рекомендуется выполнять в том случае,
когда расстояние между отогнутыми полками меньше суммы их
длин: I < /х -f- /2, если это условие не соблюдается, применяют
последовательно гибку двух углов.
Способы уменьшения упругих деформаций при гибке. Один
из способов уменьшения упругих деформаций при гибке одноугло-
вых деталей заключается в конструктивных изменениях гну-
тых деталей, а именно, в проектировании ребер жесткости, пе-
102
> ресекающих линию изгиба (рис. 7.12). Ребра жесткости сдержи-
; вают упругие деформации детали при разгрузке, чем способствуют
уменьшению угла пружинения.
Другой способ уменьшения упругих деформаций при гибке
заключается в применении специальных машин и штампов, при
помощи которых заготовка не только изгибается, но и растяги-
вается (или сжимается) продольными силами. Одним из способов
уменьшения упругих деформаций при гибке двухугловых деталей
. является уменьшение зазора между пуансоном и матрицей.
Угол пружинения существенно уменьшается при гибке в штампах
с зазором меньше толщины заготовки (z = 0,9s). Однако при этом
возникают высокие нормальные давления на инструмент, при-
водящие к налипанию (схватыванию) металла и, следовательно,
появлению задиров. Для устранения этого явления следует при-
менять эффективные смазочные материалы с наполнителем и хро-
мировать инструмент.
t
7.5. МИНИМАЛЬНО ДОПУСТИМЫЙ РАДИУС ИЗГИБА
Минимально допустимый радиус изгиба определяют
из условия сохранения устойчивости периферийных слоев изгиба-
емой заготовки. При гибке широкой заготовки потеря устойчи-
• вости приводит, в конечном итоге, к появлению трещины в зоне
растяжения, при гибке на ребро узкой полосы — к появлению
трещины в зоне растяжения или складок в зоне сжатия.
Минимально допустимый радиус изгиба зависит от характери-
стик пластичности и анизотропии материала заготовки, ее тол-
щины, качества поверхности, состояния кромок. Кроме того,
на значение минимально допустимого радиуса изгиба влияет
способ гибки, угол изгиба и ширина заготовки.
В отечественной и зарубежной научно-технической литера-
туре опубликовано большое число формул для определения ми-
нимально допустимого радиуса изгиба. В их числе формула, полу-
ченная в предположении, что допустимая степень деформации
периферийного слоя в зоне растяжения не превышает относитель-
ную равномерную деформацию при растяжении, имеющая вид:
Гтш = Tmin/s > (1 — 2грр)/2х|эр. (7.32)
При рассмотрении напряженно-деформированного состояния
очага деформации при гибке широкой полосы (или листа) было
установлено, что поперечная деформация ее затруднена, в связи
с чем периферийный слой в зоне растяжения деформируется в ус-
ловиях двухосного растяжения. Поэтому условие, принятое при
выводе формулы (7.32), неправомерно.
Более точное решение по определению rmin для изотропного
металла было получено Г. А. Смирновым-Аляевым с учетом
103
нелинейной схемы напряженного состояния в очаге деформации.
Используя показатель жесткости схемы напряженного состояния
п* = (ах + а2 +
Г. А. Смирнов-Аляев экспериментально установил взаимосвязь
критической интенсивности истинных деформаций (е^)кр при
различных схемах напряженного состояния (при различных П*)
с деформацией разрушения при линейном растяжении (ег)р.:
(б^)Кр = 2(еОРе-о,72п^
где
(МР = In [1/(1 - фр)-°’47- 1].
В результате выполненных исследований им была получена фор-
мула для определения относительного минимального радиуса
изгиба:
Гтш - rmin/s = [ 1 — 0,5 (1 — фр)-°’47]/[( 1 - фр)“0’47 - 1]. (7.33)
Для анизотропного металла показатель жесткости схемы на-
пряженного состояния может быть представлен в виде
П- = (1 - г?о)/ У1 - Г90 + Г90,
где Г90 — коэффициент поперечной деформации образца, выре-
занного из листа поперек направления прокатки.
Принимая во внимание (7.33), Ю. М. Арышенским получена
следующая формула для определения rmin-
Гтш - rmln/s - [1 - 0,5(1 - фр)-П/[( 1 - Фр)“г - 1], (7.34)
где Т = 2уД — ГоГ9ое~°’72П*; Го — коэффициент поперечной
деформации образца, вырезанного вдоль направления прокатки.
Формула (7.34) учитывает не только характеристики пластич-
ности, но и характеристики анизотропии металла, при Го =
= г9о — 0,5 она переходит в формулу (7.33).
Расчеты по формулам (7.33) и (7.34) применительно к некото-
рым листовым сплавам, используемым в авиастроении, показали,
что учет анизотропии позволяет получить наиболее близкое
совпадение расчетных и экспериментальных данных.
Для исключения трудоемких расчетов вручную по формуле
(7.34), а также установления влияния анизотропии металла на
rmin с помощью ЭВМ построена номограмма (рис. 7.13), из кото-
рой видно, что в зависимости от соотношения характеристик
анизотропии г^0 и Го (при постоянном фр) rmln может изменяться
в 3—4 раза и что для гибки на малые радиусы необходим транс-
версально-изотропный металл с небольшим коэффициентом по-
перечной деформации: rfo = г£ 0,2 при достаточно высоком
показателе фр [17].
На значение минимально допустимого радиуса изгиба оказы-
вает влияние ширина заготовки, чем она больше, тем больше
104
к
ч1'
•А - минимально допустимый радиус изгиба. Это объясняется тем,
— < что с увеличением ширины заготовки в зоне растяжения увеличи-
ваются осевые (аксиальные) растягивающие напряжения оа,
в связи с чем снижается пластичность металла, характеризуемая
значением деформации в момент разрушения. Аксиальные растя-
- гивающие напряжения оа распределяются по ширине заготовки
неравномерно: у края они равны нулю, а в середине достигают
' максимума. Этим можно объяснить появление трещин при гибке
в середине детали, а не у ее края, а также появление седловины
в зоне изгиба детали (рис. 7.14).
На значение минимально допустимых радиусов гибки влияет
способ установки заготовки в штамп. Если заготовку, получен-
ную вырубкой, устанавливают в штамп заусенцами к пуансону,
- то при гибке они будут сжиматься и, даже при малых радиусах
’ изгиба, трещины не появятся. При установке заготовки заусен-
цами к матрице заусенцы растягиваются (раскрываются), появ-
ляются трещины.
( Упрочнение металла, происходящее в процессе вырубки за-
• готовки, также влияет на значение минимально допустимых радиу-
• сов гибки. В том случае, когда упрочнение является причиной
появления трещин при гибке из-за исчерпания ресурса пластич-
ности материала заготовки, ее нормализуют или отжигают или
\ удаляют упрочненный слой металла зачисткой в штампе.
' Экспериментально установлено, что для наиболее широко
применяемых в машиностроении металлов минимально допусти-
мые радиусы изгиба изменяются от 0 до 8 толщин заготовки [18].
Минимально допустимые радиусы изгиба назначают лишь при
крайней конструктивной необходимости, во всех остальных слу-
чаях назначают увеличенные на 10—20 % радиусы изгиба по
сравнению с минимально допустимым.
rmin/s
0 0,3 Q4 0,5 0,6 0,7 Т
0,6 07 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2
^QO । il ...I. 1 । Li..— .1.1 I I и
Рис. 7.13. Номограмма для определения
допустимых радиусов изгиба в зависимости
от механических характеристик материала
заготовки
Рис. 7.14. Распределение тангенциальных
растягивающих напряжений по ширине за-
готовки при гибке
i
105
L.CJ7V Сс
Рис. 7.15. Поперечные сечения гнутых про-
филей
7.6* ГИБКА ПРОФИЛЕЙ
И ТРУБ
Применение
гнутых профилей из лис-
тового и полосового про-
ката взамен профилей, по-
лученных непосредственно
горячей прокаткой, позво-
ляет существенно снизить
массу изготовляемых из
них деталей и сборочных
единиц машин.
Гнутые профили, фор-
ма и размеры которых рег-
ламентированы государственными стандартами, могут быть изго-
товлены гибкой в универсальных штампах, устанавливаемых на
листогибочные прессы, на листогибочных машинах с поворот-
ной балкой и на профилегибочных станах. Поперечные сечения
гнутых профилей показаны на рис. 7.15.
Область применения того или иного способа изготовления
гнутых профилей зависит от формы, размеров, толщины исход-
ного материала и масштаба производства.
В мелкосерийном производстве гнутые профили средних и
крупных размеров изготовляют последовательной поэлементной
гибкой на листогибочных прессах и листогибочных машинах спе-
циального назначения (рис. 7.16, операции 14-8). В ^массовом и
крупносерийном производстве (например, производство легко-
вых автомобилей) тонкостенные гнутые профили небольших раз-
меров изготовляют профилированием на профилегибочных ста-
нах.
Сортамент гнутых профилей СССР состоит из сортовых, ли-
стовых гофрированных профилей и профилей специального наз-
начения, изготовленных из рулонных заготовок толщиной 0,5—
8 мм и шириной 30—1500 мм из углеродистых и низколегирован-
ных сталей с временным сопротивлением до 650 МПа. Эффектив-
ность применения гнутых профилей взамен профилей, получен-
ных горячей прокаткой, очевидна. Технология производства гнутых
профилей изложена в работе [26].
Гибка профилированных заготовок и труб с относительно
малой толщиной стенки осложняется возможностью потери ус-
тойчивости (складкообразования) в зоне сжатия, возможностью
изменения угла между полками гнутых уголков и П-образных
профилей, а также, при больших радиусах кривизны изгиба, —
большой упругой деформацией (пружинением). Поэтому при
гибке профилированных заготовок, сортового металлопроката
гнутых профилей и труб применяют специальные приемы и обо-
рудование.
106
к
Гибка на машинах с поворотным столом. Тонкостенные гнутые
: профили, полученные профилированием, изгибают при помощи
- специальных машин, работающих по принципу наматывания.
Конструктивная схема профилегибочной машины для гибки
окантовочных деталей дверей автомобиля показана на рис. 7.17.
Эта машина имеет поворотный стол 1 и пневматический или гид-
равлический цилиндр б, на штоке поршня 5 закреплен нажимной
ролик или нажимная колодка 4. На столе машины установлен
шаблон 3, форма и размеры которого соответствуют внутреннему
контуру изгибаемой детали. Заготовка одним концом закрепля-
ется на шаблоне зажимом 2, после чего стол машины начинает по-
ворачиваться и наматывать заготовку на шаблон, которая в те-
чение всего процесса гибки прижимается к шаблону роликом или
колодкой. После выключения давления в цилиндре колодка (или
ролик) отодвигается в исходное положение под действием пру-
. жины 7.
Гибка с растяжением. Сущность гибки с растяжением заклю-
чается в том, что кроме внешнего изгибающего момента к заго-
* товке прикладывают продольные растягивающие силы, которые
уменьшают изгибающий момент. При этом точность размеров изог-
нутой детали, зависящая от ее упругих деформаций, повышается
пропорционально уменьшению изгибающего момента. Указанную
закономерность можно установить с помощью формулы, функцио-
нально связывающей изгибающий момент М и продольную рас-
Рис. 7.16. Пример поэлементной пос-
ледовательной гибки
Рис. 7.17. Схема машины с поворот-
ным столом для гибки профилирован-
ных заготовок
107
#*.•**•
Рис. 7.18. Гибка с продольным растяжением:
а схема процесса; б «а схема машины ПГР
тягивающую силу N на стадии линейного чисто пластического
изгиба применительно к изгибу заготовки единичной ширины
(N, Н/мм) 116]!
Анализ приведенной формулы показывает, что при увеличе-
нии продольной силы N внешний изгибающий момент М умень-
шается. Схема гибки с продольным растяжением показана на
рис. 7.18, а.
С уменьшением М уменьшаются и упругие деформации за-
готовки; при нулевом значении изгибающего момента (ЛГ = 0)
все слои заготовки будут только растянуты. При этом при раз-
грузке возникают только линейные деформации, угловые дефор-
мации практически отсутствуют, т. е. точность размеров изогну-
той детали существенно возрастает.
В серийном и мелкосерийном производстве, например в авиа-
ционной промышленности, гибку с продольным растяжением при-
меняют при изготовлении крупных и средних пологих, дугообраз-
ных деталей из тонкостенных алюминиевых и дюралюминиевых
прессованных заготовок (шпангоуты, пояса нервюр, спрингеры
и пр.).
Гибку с продольным растяжением (см. рис. 7.18, б) проводят
на специализированных машинах мод. «ПГР», на которых пред-
варительно растянутую заготовку изгибают и обтягивают вокруг
шаблона, имеющего форму и размеры детали. Машина мод. «ПРГ»
состоит из гидроцилиндра растяжения /, поворотных кронштей- >
нов 2, гидроцилиндра поворота кронштейнов 3, направляющей 4,
тяг 5, шаблона 6, штока 7, цангового зажима 8. Возможна и дру-
гая последовательность работы машины — вначале гибка, а затем
растяжение. Весь цикл работы машины автоматизирован, ма-
шина, настроенная на гибку какой-либо детали, работает по за-
данной программе.
При гибке с продольным растяжением пружинение весьма
незначительно, однако оно полностью не исключается, так как
деформация наружных и внутренних слоев заготовки различна,
108
поэтому различным будет и упрочнение этих слоев, оказывающее
влияние на упругую деформацию.
В массовом и крупносерийном производстве гибка с продоль-
ным растяжением относительно небольших деталей может осу-
ществляться в штампах (рис. 7.19, а), особенность которых за-
ключается в том, что они имеют два боковых ползуна 3, которые
по мере опускания матрицы 1 опускаются вниз, а опирающаяся
на них заготовка 2 не только изгибается, но и растягивается
в продольном направлении контактными силами трения.
Кроме того, применяют гибку с продольным сжатием заго-
товки в штампе, схема которого показана на рис. 7.19, б. Заго-
товку устанавливают на поворотные опоры 2, после чего по мере
опускания матрицы 1 заготовку изгибают по пуансону 3. В конце
хода краевая часть заготовки упирается в заплечики нижней плиты
штампа 4, в результате чего возникают продольные силы, сжи-
мающие заготовку.
Действие сжимающих продольных сил при гибке со сжатием
аналогично действию продольных растягивающих сил при гибке
с растяжением — они уменьшают момент, необходимый для пла-
стического изгиба заготовкй, в связи с чем повышается точность
размеров изогнутой детали. При гибке с продольным сжатием
нейтральная поверхность напряжений смещается в сторону вы-
пуклой поверхности заготовки и при сжимающем напряжении,
равном as, совпадает с ней.
Кроме повышения точности размеров изгибаемых деталей гибка
со сжатием позволяет получать двухугловые детали с малым радиу-
сом изгиба. Если напряжения сжатия достигают значений os,
то можно получать радиусы изгиба меньше толщины заготовки.
Более подробно технология гибки с растяжением (сжатием)
и ее теоретические основы изложены в [16, 22].
Рис. 7.19. Схема штампов:
а » для гибки с продольным растяжением; б для гибки о продольным сжатием
109
Рис. 7.20. Инструмент для гибки
наматыванием
Гибка труб. Гибка труб
на относительно малые
радиусы имеет свои осо-
бенности, связанные с по-
терей устойчивости, при-
водящей к складкообразо-
ванию в зоне сжатия.
Критический радиус из-
гиба, при котором заго-
товка находится на грани
потери устойчивости, за-
висит от относительной
толщины стенки трубы#
механических свойств ее
материала, радиуса изги-
ба, допустимого утонения
стенки, допустимой ова-
лизации поперечного се-
чения трубы в зоне изгиба
и пр. Приближенно относительный критический радиус изгиба
трубы, при котором отсутствуют складки, можно определить по
эмпирической формулез
г min = /"пип/^н — 9.25 / 0,2 — s/DB я (7.35)
где DH — наружный радиус трубы; s — толщина стенки трубы.
Расчет' по этой формуле показывает, что при изменении от-
носительной толщины стенки s/DH от 0,01 до 0,1 относительный
критический радиус изгиба трубы изменяется от 4,1 до 3,0.
Кроме складкообразования при гибке труб происходит изме-
нение формы ее поперечного сечения, которое можно рассматри-
вать как один из видов потери устойчивости; первоначально круг-
лое поперечное сечение становится овальным.
Овальность поперечного сечения трубы регламентируется
отраслевым стандартом (ОСТ 108.030.40—79), в соответствии
с которым при радиусе изгиба трубы больше двух ее диаметров,
отклонения диаметра в зоне изгиба допускаются не более 8—10 %,
а при радиусе изгиба менее двух диаметров — не более 20 %.
При необходимости гибки труб на радиусы меньше критиче-
ских применяют различные способы гибки, к числу которых
относится гибка наматыванием с оправкой-дорном, находящейся
внутри трубы.
Гибку наматыванием широко применяют при изготовлении
элементов трубопроводов и различных деталей из тонкостенных
труб диаметром 10—300 мм. Гибку наматыванием осуществляют
при помощи комплекта сменного инструмента, схема установки
110
которого показана на рис. 7.20. Он состоит из поворотного ро-
лика-шаблона 1, зажимных колодок 4 и 5, поддерживающей и
калибрующей оправки-дорна 2 и опорной колодки 3. Комплект
сменного инструмента устанавливают на специальную трубоги-
бочную машину (мод. ТГС-2 и др.), на главном валу которой
жестко закрепляется шаблон 1.
Заготовка в виде отрезка трубы надевается на оправку-
дорн 2 до упора, установленного на требуемый размер, и закреп-
ляется в канавке шаблона 1 при помощи зажимных колодок 4 и 5.
После включения машины шаблон 1 поворачивается на требуе-
мый угол гибки и останавливается, при этом заготовка наматы-
вается на шаблон и одновременно снимается с дорнаюправки 2,
жестко закрепленной на станине машины. Нажимная колодка 3,
, увлекаемая силой трения, перемещается вместе с прямолиней-
ным участком трубы, поддерживая его и прижимая к шаблону 1.
Профиль рабочей канавки ролика-шаблона 1 выполняется полу-
круглым с небольшими ребордами, выступающими за полуокруж-
ность. Канавка-ручей такой формы препятствует увеличению
ч . ширины поперечного сечения изгибаемой трубы.
Для предупреждения искажения поперечного сечения трубы
•s. служат дорны-оправки; цельные (или жесткие) и составные (или
гибкие), изготовляемые из износостойких сталей и термически
обрабатываемых до твердости HRC = 52 4-58. Для гибки труб
. из коррозионно-стойкой стали или цветных металлов и их спла-
вов, на внутренней поверхности которых не допускаются цара-
пины и риски, применяют оправки-дорны из текстолита марки ПТ.
Рабочая часть оправки-дорна скруглена (рис. 7.21, а), она
может иметь и ложкообразную форму (рис. 7.21, б), радиус кри-
визны рабочей части такой оправки равен 7?опр = гиз + Й/2
(гиз — срединный радиус изгиба трубы). Ложкообразные оправки-
дорны имеют большую площадь контакта с трубой и это улучшает
Рис. 7.21. Цельные (а, б) и составные (s, г) оправки-дорны
111
условия, при которых сохраняется устойчивость поперечного се-
чения трубы.
Если при гибке тонкостенных труб на цельной жесткой оп-
равке овальность поперечного сечения трубы превышает допусти-
мую или появляются складки в зоне сжатия, применяют состав-
ные оправки-дорны. Они представляют собой сборочную единицу,
собранную из сферических колец (или шариков), нанизанных на
стальной трос. Один конец троса жестко закреплен в удерживаю-
щей шайбе, а второй — натянут пружиной, расположенной на
оправке. Гибкая оправка прилегает к внутренней поверхности
трубы на всем деформированном участке и препятствует потере
устойчивости заготовки. Их применение особенно эффективно при
гибке тонкостенных труб с чистой протравленной внутренней
поверхностью, при условии применения эффективных смазочных
материалов (рис. 7.21, виг).
При гибке труб в зоне растяжения происходит утонение стенки.
Толщина стенки sy в этой зоне при гибке без оправки на угол
90° определяется по формуле
Sy = s [1 (DH — s)/(2/?cp)],
где s — первоначальная толщина стенки; DH — наружный диа-
метр трубы; /?ср — радиус дуги, проходящей через центр тяжести
поперечных сечений трубы.
При гибке с оправкой утонение происходит более интенсивно,
в зависимости от радиуса трубы оно на 20—50 % больше, чем
при гибке без оправки.
Изгибающий момент, необходимый для изгиба трубы, опреде-
ляют из условия равенства моментов внешних и внутренних сил.
Исходя из этого, получена формула для определения изгибающего
момента для гибки трубы без оправки с использованием линейной
аппроксимации диаграммы упрочнения, имеющая следующий
вид [9];
Л1из = osDlps 4" IIZ>cpSJT/(8po).
Экспериментально установлено, что при холодной гибке сталь-
ных труб на жесткой оправке изгибающий момент, затрачивае-
мый на преодоление сил трения, возникающих при скольжении
трубы относительно оправки, составляет около 70 <% от изгибаю-
щего момента, на его деформирование.
Гибка с локальным нагревом. Сущность данного способа гибки
заключается в том, что заготовка-труба непрерывно перемещается
через индуктор, который токами высокой частоты (ТВЧ) нагре-
вает узкий кольцевой ее участок, являющийся при воздействии
на трубу изгибающего момента очагом пластической деформации.
Зона нагрева, а следовательно, и зона пластической деформации
перемещаются вдоль оси заготовки. При этом выходящие из зоны
деформации уже изогнутые участки трубы образуют криволиней-
ную часть изготовляемой детали.
112
Z'x! '
л
Рис. 7.22. Схема установки для гибки труб с локальным
нагревом ТВЧ
При гибке с локальным нагревом складкообразование в зоне
' сжатия не наступает, так как вследствие малой ширины зоны
нагрева происходит осадка нагретого участка под действием сжи-
? - мающих напряжений. Это позволяет изгибать трубу на малые
5 радиусы без складкообразования. Кроме того, в связи с тем, что
.. не нагретые, холодные участки заготовки, примыкающие к зоне
й. деформации, имеют существенно большую жесткость, они сдер-
живают изменение формы поперечного сечения нагретого участка
заготовки.
Гибку с локальным нагревом применяют при изготовлении
различных криволинейных элементов трубопроводов. Для гибки
* труб с локальным нагревом применяются специальные трубоги-
брчные машины, например, мод. ТГУ-300, схема которой приведена
на рис. 7.22. Заготовка подается кареткой 1 через направляющие
ролики 2 в индуктор 3, который нагревает ТВЧ узкий кольцевой
участок трубы до температуры 800—900 °C. По выходе из индук-
тора заготовка охлаждается струей воды, подаваемой душирую-
щей установкой (шпреером) 4. Гибка трубы осуществляется ро-
ликом 5, положение которого в зависимости от величины требуе-
мого радиуса изгиба устанавливается4 непосредственно операто-
ром, специальной следящей системой или копирным устройством,
которые применяют для изгиба тонкостенных труб на малые ра-
диусы. При ширине зоны нагрева h == 34-4 мм и относительной
толщине стенки трубы s/D — 0,03-4-0,06 изгиб без складок воз-
можен на радиус г = 1,5D.
К числу преимуществ гибки с локальным нагревом можно
отнести: возможность гибки труб на малые радиусы без приме-
нения поддерживающих оправок, отсутствие необходимости из-
готовления сменного инструмента (шаблонов, оправок и пр.),
возможность автоматизации процесса гибки, малую овальность
поперечного сечения трубы и др.
Недостаток рассмотренного способа гибки — низкая произво-
дительность (скорость передвижения трубы относительно индук-
тора составляет 0,2—4,0 мм/с), сравнительно высокая стоимость
и большие размеры электрогенераторной установки, для которой
необходима большая производственная площадь.
113
Кроме рассмотренных способов гибки труб в массовом и
крупносерийном производстве применяют гибку труб в штампах,
установленных на кривошипные или гибочно-штамповочные го-
ризонтальные прессы. Область применения штампов —гибка труб
с относительной толщиной стенки s/D 0,06 на радиус не менее
2—3 диаметров заготовки (при гибке без наполнителей).
Конструктивные особенности таких штампов в том, что мат-
рица и пуансон имеют полукруглую канавку, соответствующую
поперечному сечению трубы. Кроме того, для уменьшения сил
трения на контактной поверхности матрицы и заготовки и устра-
нения возможности появления задиров и рисок на поверхности
заготовки штампы для гибки труб проектируют с поворотными
колодками или с опорами для заготовки в виде роликов.
Мы рассмотрели лишь основные способы гибки, применяемые
в машиностроении. Другие способы холодной гибки, а именно:
гибка на универсальных автоматах с приводом от центральной
шестерни, гибка с одновременным волочением, гибка с проталки-
ванием через фильеру с криволинейной осью, гибка на конической
рогообразной оправке (гибка с раздачей) и др. изложены в специ-
альной технической литературе [11].
ГЛАВА 8. ВЫТЯЖКА
8.1. СПОСОБЫ ВЫТЯЖКИ
Вытяжкой получают полые детали разнообразной
формы из плоских листовых или полых тонкостенных заготовок,
не требующие, как правило, дальнейшей обработки, кроме об-
резки неровного края. К ним относятся:
детали, имеющие форму тел вращения (осесимметричные):
днища котлов и различных цилиндрических резервуаров, метал-
лическая посуда, детали осветительной аппаратуры (например,
детали автомобильных фар) и многие др.;
детали коробчатой формы: топливные баки двигателей внут-
реннего сгорания, бидоны для горюче-смазочных материалов, тара
для продуктов консервного производства и пр.;
детали, имеющие одну ось симметрии или асимметричные:
автокузовные детали — крыша автомобиля, его двери, капот
и пр.;
цилиндрические детали, у которых толщина дна больше тол-
щины стенок: артиллерийские гильзы, гильзы стрелкового ору-
жия, металлическая посуда с толстым дном и пр.
Перечисленные детали могут иметь диаметр (или длину) —
от нескольких миллиметров до нескольких метров и толщину стен-
ки — от десятых долей до десятков миллиметров.
114
Рис. 8.1. Переходы вытяжки:
а —* первый; б последующий
Детали, получаемые вытяжкой,
* в зависимости от относительной вы-
соты штампуют в одну или несколько
операций или переходов. На первом
переходе плоскую заготовку вытяги-
вают в полую, открытую с одного
конца деталь или полуфабрикат
(рис. 8.1, а); на последующих пере-
ходах происходит увеличение высоты
при одновременном уменьшении по-
перечных размеров полуфабрикатов, полученных на предыду-
щих переходах вытяжки (рис. 8.1, б).
Изготовление деталей вытяжкой осуществляется без нагрева
заготовки, й холодном состоянии. Исключение — вытяжка тол-
' столистового металла (толщиной свыше 20 мм), когда заготовку
нагревают для того чтобы снизить деформирующее усилие. При
вытяжке заготовок из алюминиевых сплавов для повышения сте-
• .пени деформации за одну операцию применяют местный (локаль-
‘ ный) электронагрев зоны пластической деформации.
Для изготовления деталей вытяжкой применяют листовой
металл, обладающий высокими пластическими свойствами: низ-
коуглеродистую качественную и конструкционную низколегиро-
ванную сталь, алюминий и различные его сплавы, медь, латунь
и другие металлы.
Вытяжку осуществляют в специальных штампах, рабочие
органы которых; матрица 1 со скругленной рабочей кромкой, пуан-
сон 2 и, если это необходимо, прижимное кольцо 3 (рис. 8.2).
Между пуансоном и матрицей имеется зазор г, в который пуансон
втягивает заготовку. При вытяжке внешняя сила, передаваемая
пуансоном, приложена к донной части вытягиваемой детали,
краевая же ее часть остается свободной, не нагруженной внеш-
ними силами. Применяют два основных способа вытяжки:
1) без искусственного уменьшения толщины стенки (вытяжка);
Рис. 8.2. Схемы штампов для первого перехода вы-
тяжки:
а — без прижимного кольца; б — с прижимным кольцом
115
2J с искусственным, преднамеренным уменьшением толщины
стенки (вытяжка с утонением), в том числе комбинированная
вытяжка.
Вытяжка без утонения стенки характеризуется существен-
ным уменьшением диаметра заготовки при приблизительно неиз-
менной толщине стенки вытягиваемой детали. Вытяжку осущест-
вляют в штампе, у которого зазор между пуансоном и матрицей
равен или больше толщины заготовки (z s).
Вытяжка с утонением характеризуется существенным умень-
шением толщины стенки при относительно малом уменьшении диа-
метра заготовки. При вытяжке с утонением зазор г < s.
В процессе вытяжки без утонения в краевой части заготовки,
еще не втянутой в матрицу (во фланце, см. рис. 8.2, а), одновре-
менно возникают растягивающие ор и сжимающие о0 напряжения.
Сжимающие напряжения о0, действующие в окружном направле-
нии, при определенном соотношении диаметров заготовки и вы-
тягиваемой детали могут вызвать появление складок во фланце
(явление потери устойчивости), приводящих при втягивании скла-
док в зазор между пуансоном и матрицей к массовому браку
вследствие отрыва дна. Для устранения складкообразования в
штампах для вытяжки предусматривают прижимное кольцо (склад-
кодер жатель), которое прижимает фланец к матрице и этим препят-
ствует складкообразованию (см. рис. 8.2, б). В связи с этим раз-
личают два способа вытяжки без утонения с прижимом и без
прижима заготовки.
Вытяжкой за одну операцию можно получить относительно
неглубокие детали, высота которых не превышает 0,7—0,8 диа-
метра. При вытяжке более высоких деталей растягивающие на-
пряжения, возникающие в стенке, возрастают настолько, что
может наступить отрыв дна. В связи с этим процесс вытяжки не-
обходимо разделять на несколько переходов, что позволяет
уменьшить радиальные растягивающие напряжения в стенках
вытягиваемой детали.
В процессе вытяжки материал заготовки упрочняется, его
пластические свойства ухудшаются. Чрезмерное упрочнение ме-
талла приводит к потере пластичности и, в конечном итоге, к раз-
рушению. Поэтому процесс изготовления высоких деталей (высотой
более диаметра вытягиваемой детали) заключается в чередовании
следующих друг за другом операций вытяжки, в промежутке между
которыми, по мере необходимости, проводится рекристаллизацион-
ный отжиг полуфабрикатов для снятия упрочнения (рис. 8.3).
Рис. 8.3. Схема техноло-
гического процесса вы-
тяжки высоких деталей
116
u —• слсма штампа, и —* детали
Последующие операции вытяжки осуществляются в штампах
с прижимом (рис. 8.4, а) или без него (рис. 8.4, б) в зависимости
от относительной толщины заготовки и степени деформации.
Последующие операции вытяжки могут быть выполнены прямым
или реверсивным способом. В том случае, когда пуансон передает
давление на полую заготовку с внутренней стороны дна (рис. 8.4),
сйособ вытяжки называют прямым. Если пуансон передает давле-
ние на полую заготовку с внешней стороны дна (рис. 8.5, а),
способ вытяжки называют реверсивным (обратным), поскольку
при этом заготовка втягивается в матрицу в обратном направлении
по сравнению с направлением вытяжки на первой операции.
Реверсивную вытяжку применяют для получения деталей или
полуфабрикатов сложной формы, например, с двойным дном или
двойными стенками (рис. 8.5, б). Кроме того, реверсивную вы-
тяжку применяют, когда требуется совместить первый и после-
дующий переход вытяжки в одном штампе, а также при вытяжке
деталей сферической формы.
В массовом и крупносерийном производстве вытяжку осущест-
вляют на кривошипных прессах простого и двойного действия.
Как правило, детали крупных и средних размеров (автокузовные
детали, металлическая посуда и др.) вытягивают на прессах двой-
ного действия, мелкие детали — на кривошипных прессах про-
стого действия.
Исследованию процесса вытяжки посвящено большое число
работ отечественных и зарубежных ученых. Однако исследование
вытяжки продолжается, поскольку некоторые задачи решены
приближенно и поэтому требуют уточнения, а также возникают
117
Вытяжка
Вез утонения
С утонением
Вез прижима
заготовки
С прижимом
заготовки
Реверсивная
Прямая
При
существенном
изменении
диаметра
(комбинирован-
ная)
При
незначительном
изменении
диаметра
На молота к
Пульсирующая
Рис. 8.6. Схема, обобщающая различные способы вытяжки
новые задачи в связи с появлением новых способов вытяжки, сов-
мещением вытяжки с другими операциями листовой штамповки
и пр. Схема, обобщающая различные способы вытяжки, приведена
на рис. 8.6.
8.2. ВЫТЯЖКА БЕЗ ПРИЖИМА ЗАГОТОВКИ
Вытяжку без прижима заготовки осуществляют
в штампе без складкодержателя на прессе простого действия. Очаг
пластической деформации находится во фланце конической формы,
в котором возникают радиальные растягивающие и окружные
сжимающие напряжения ор и о0 (см. рис. 8.2).
Возможность вытяжки без прижима регламентируется двумя
факторами: при относительно малой толщине заготовки — склад-
кообразованием конического фланца от воздействия окружных
сжимающих напряжений о0 или при относительно большой тол-
щине локальной деформацией по толщине стенки, завершающейся
разрывом в зоне сопряжения дна и стенки вытягиваемой детали.
По данным Е. Мошнина возможность складкообразования
при вытяжке в матрице со скругленной рабочей кромкой может
быть установлена с помощью граничных кривых, построенных
по результатам использования уравнений теории устойчивости и
теории пластического течения при различных радиусах скругле-
ния матрицы гм (кривые 1 и 2 на рис. 8.7), с увеличением которых
предельная степень деформации, характеризуемая коэффициентом
/Св, увеличивается. Теоретические данные проверялись экспери-
ментально применительно к штамповке днищ различного рода из
стали 20, 12Х18Н9Т и алюминиевого сплава Д16АМ 115]. Ключ
118
Рис. 8.7. Граничные кри-
вые, устанавливающие об-
ласти штамповки и склад-
кообразования при вы-
тяжке без прижима заго-
товки:
/ и 2 — по данным Е. Н. Мо-
шнина для матриц с гм =
= 6s и гм = 8s (соответст-
венно); 3 — по данным
Л. А. Шофмана
к использованию граничных кривых показан на рис. 8.7 стрел-
ками на пунктирных линиях.
Возможность вытяжки без прижима заготовки приближенно
можно установить, используя условие, предложенное Л. А. Шоф-
маном:
Do — d < (184-22) s.
В начальный момент вытяжки без прижима заготовки в ради-
альной матрице наблюдается изгиб фланца относительно рабочей
кромки на некоторый угол у (рис. 8.8). Поворот фланца проис-
ходит под действием изгибающего момента, который возникает
вследствие смещения сил, приложенных к заготовке со стороны
пуансона и матрицы. В связи с подъемом фланца над плоскостью
матрицы он принимает коническую форму (см. рис. 8.8). Как
правило, вытяжку без прижима заготовки ведут в матрице с ко-
нической заходной частью, так как вероятность складкообразова-
ния в таких матрицах меньше, чем в цилиндрических с радиальной
заходной частью. Складкообразование при вытяжке в кониче-
ской матрице зависит не только от относительной ширины фланца
и радиуса скругления матрицы, но и от угла наклона ее образую-
щей ф, который принимают равным 30—45° при вытяжке относи-
тельно тонкостенных стаканов (d/s > 30) и 15—20° при вытяжке
относительно толстостенных стаканов (d/s < 30).
Диаметр заходной части конической матрицы DB должен быть
немногим менее диаметра заготовки (рис. 8.9) 151:
DB ~ 0,9Do. (8.1)
При угле наклона образующей ф = 15° и соблюдении условия
(8.1) матрица получается относительно высокой. Например,
при соотношении RQ/r = 2 ее высота равна почти двум диаметрам
вытягиваемого стакана. Высоту матрицы можно уменьшить,
если использовать двухконусную матрицу, состоящую из двух
119
Рис. 8.8. Начальный момент вытяжки
без прижима заготовки
Рис. 8.9. Двухконусная матрица для
вытяжки
полостей: верхней (заходной), имеющей угол наклона образующей
Фх = 304-45°, и нижней, имеющей угол наклона образующей
ф = 124-15° (рис. 8.9).
Диаметр входного отверстия нижней конической полости мат-
рицы DK (рис. 8.9) можно определить, используя предложенное
С. А. Валиевым условие, согласно которому вытяжка в цилиндри-
ческой полости матрицы должна начаться после того, как прои-
зойдет уменьшение (спад) деформирующего усилия в находящейся
над ней конической полости матрицы. В этот момёнт внешний диа-
метр меньшего основания полуфабриката становится равным диа-
метру цилиндрической полости матрицы DM, а диаметр большего
основания — равным Z)K. Расчленение процесса вытяжки на
отдельные стадии позволяет получить высокую суммарную сте-
пень деформации при умеренных степенях деформации на каждой
стадии процесса [5].
Используя условие равенства площади поверхности заготовки
и полуфабриката в рассматриваемый момент вытяжки (см.
рис. 8.2)
л£>о/4 = л (DK + DM) 1/2 + лОм/4,
где I = (DK — Вм)/2 sin ф — длина образующей (см. рис. 8.9),
можно определить диаметр входного отверстия нижней кониче-
ской полости матрицы DK в функции коэффициента /Ск = D0/DM
и угла ф:
DK = DK — l)sln <р+ 1. (8.2)
Расчеты по формуле (8.2) показывают, что при /Св = 2 и
Ф = 15° диаметр входного отверстия матрицы DK = 1,34Z)M.
При вытяжке без прижима заготовки в матрице с конической
заходной частью коэффициент вытяжки равен отношению диа-
метра заготовки к диаметру вытянутой детали (полуфабриката)
120
KB = D^d. Наибольшее по очагу деформации радиальное растя-
гивающее напряжение в «пиковый» момент вытяжки (когда усилие
вытяжки достигает наибольшего значения) с учетом контактных
сил трения и дополнительных напряжений, возникающих при
изгибе и спрямлении заготовки при втягивании ее пуансоном в
цилиндрическую полость матрицы, определяется следующим об-
разом (обозначение см. на рис. 8.2, а):
<Jp max = ₽os ср [(DK/DM — 1) (1 + р, ctg ф) + s/(2rM + s)] (1 + РФ), (8.3)
где aScp — среднее значение напряжения текучести; — диа-
метр краевой части полуфабриката, приближенно определяемый
по формуле (8.2).
Формула (8.3) получена методом совместного решения урав-
. нений, определяющих равновесие и пластичность заготовки, при
известном граничном условии, согласно которому при р = R
ар = 0. Происходящее в процессе вытяжки упрочнение металла
учтено в формуле (8.3) с помощью среднего значения напряже-
ния текучести as ср, которое определяется в результате исполь-
’ зования кривых упрочнения. Анализ формулы (8.3) показывает,
, что с возрастанием степени деформации, сил трения, напряжения
текучести и толщины заготовки радиальное растягивающее на-
пряжение Ортах увеличивается, увеличение же радиуса скругле-
ния рабочей кромки матрицы приводит к его уменьшению.
Вытяжку без прижима заготовки можно проводить в матрице,
у которой образующая рабочей полости имеет форму трактрисы.
Деформируясь в такой матрице, фланец заготовки приобретает
двоякую кривизну, что, вероятно, способствует повышению его
несущей способности. При этом повышается критическая степень
деформации при одновременном увеличении износостойкости ма-
трицы.
Экспериментально установлено, что предельно допустимая
степень деформации при вытяжке в конической матрице (ср =
= 30°) выше, чем в радиальной, а при вытяжке в трактрисной
матрице — выше, чем в конической.
Однако, несмотря на преимущества, тракт^рисные матрицы
широкого практического применения не получили в связи с более
высокой стоимостью их изготовления по сравнению со стоимостью
изготовления конических матриц.
8.3. ВЫТЯЖКА С ПРИЖИМОМ ЗАГОТОВКИ
При вытяжке с прижимом заготовки различают две
стадии: начальную, когда только начинается втягивание заго-
товки в матрицу и угол охвата заготовкой скругленных рабочих
, участков пуансона и матрицы мал а < л/2 (рис. 8.10, а), и по-
следующую, когда а ~ л/2 (рис. 8.10, б).
На начальной стадии вытяжки происходит уменьшение тол-
щины заготовки в очаге деформации, представляющем собой коль-
121
Рис. 8.10. Схема вытяжки с прижимом заготовки
*
девой участок шириной с — d (см. рис. 8.10, а), при этом радиус
заготовки 7?0 не уменьшается. При достаточно высоком деформи-
рующем усилии и усилии прижима разрушение заготовки насту-
пает на участке с — d, поэтому на данной стадии вытяжки уча-
сток с — d является опасным (наименее прочным). '
По мере увеличения усилия вытяжки очаг пластической де-
формации растет, постепенно распространяясь на фланец и, ча-
стично, на донную часть заготовки. После того как весь фланец *
будет охвачен пластической деформацией, начинается вторая
стадия вытяжки, характеризуемая увеличением угла охвата а '
и уменьшением радиуса фланца (7?ф < 7?). f
Когда угол охвата а приближается к л/2 (полный охват), *
центры радиусов гп и гм скругления рабочих кромок пуансона '
и матрицы находятся приблизительно на одном уровне (см.
рис: 8.10, б).
В произвольно фиксированный момент второй стадии вытяжки,
после того как пуансон уже втянул заготовку в матрицу на опре- )
деленную глубину, по крайней мере, три участка этой заготовки
находятся в различных условиях напряженного состояния (коль-
цевой фланец 7, цилиндрический 2 и донный 3) (рис. 8.10, в).
Кольцевой фланец 7, ограниченный двумя окружностями,
радиусы которых 7? и г, испытывает плоское напряженное со- $
стояние, так как напряжение сжатия ап, вызванное давлением *
прижимного кольца штампа, мало по сравнению с напряжением i
текучести as, а при вытяжке без прижима — совсем отсутствует. ।
На элементарный объем, выделенный во фланце дугами двух
122
концентрично расположенных окружностей и радиально направ-
ленными линиями, в радиальном направлении действуют растя-
* гивающие напряжения ар и в окружном (тангенциальном) на-
. \ правлении — сжимающие напряжения ое (см. рис. 8.10, в).
При вытяжке диаметр фланца уменьшается, именно в нем
сосредоточен очаг пластической деформации. Однако для начала
и дальнейшего протекания пластического формоизменения фланца
: - необходимо, чтобы соотношение между напряжениями ор и о©
было вполне определенным. Согласно условию пластичности
Губера—Мизеса:
1арЦ_|°гб| = ₽<*•• (8.4)
- ' Цилиндрический участок 2 в результате давления пуансона,
передаваемого на донную часть заготовки, находится в условиях,
близких к линейному растяжению. В этом случае возникают
растягивающие напряжения ар, которые должны быть меньше
напряжения текучести (ар < as). Если это условие не будет
выполнено, произойдет локальное утонение стенки, завершаю-
, щееся отрывом дна. Рассматриваемый участок деформируется
упруго в отличие от фланца, который деформируется пласти-
чески, несмотря на то, что в нем ар < as [см. уравнение (8.4)].
Донный участок 3 испытывает двухосное растяжение. Так же,
4 как и цилиндрический участок, дно стакана деформируется
упруго, при этом нормальные растягивающие напряжения, дей-
ствующие в радиальном и окружном направлениях, всегда меньше
напряжения текучести материала заготовки: ар < os и < as.
Кольцевой фланец вытягиваемой детали называют зоной пла-
стической деформации, а цилиндрический и донный — зонами
передачи усилий.
Распределение напряжений по очагу деформации установлено
в результате совместного решения уравнений статики и пластич-
ности при известных граничных условиях. Для идеальных усло-
вий деформирования были получены следующие уравнения [22]:
<?р = ₽as In (7?/р); (8.5)
ар = —₽as [1 — In (Z?/p) ]. (8.6)
Приведенные данные позволяют проследить характер измене-
ния напряжений по очагу деформации: радиальное напряжение ор
изменяется от нулевого значения на кромке фланца (р = 7?)
до наибольшего значения в месте сопряжения фланца с цилиндри-
ческим участком детали (р = г), а окружное напряжение —
от максимального значения на кромке фланца при р = R до ми-
нимального в месте сопряжения фланца с цилиндрическим уча-
стком при р = г. Эпюра распределения напряжений ар и ое по
ширине фланца показана на рис. 8.11, а. Анализируя эпюру,
с можно сделать вывод о том, что на участке фланца с преобладаю-
щими (по абсолютному значению), сжимающими напряжениями
123
* i->{-
Рис. 8.11. Распределение напряжений и деформаций по фланцу детали при
вытяжке
| ое | > | ар | произойдет утолщение, а на участке фланца с пре-
обладающими радиальными растягивающими напряжениями
I °р I > I I — утонение. При | ар | = | о0 | толщина фланца
остается неизменной, равной толщине исходной заготовки. В этом
случае деформированное состояние при этом условии — плоское.
Схемы деформированного состояния различных участков фланца
показаны на рис. 8.11, б.
Границу между участками утолщения и утонения фланца
можно установить, используя условие плоского деформирован-
ного состояния, которое в принятых обозначениях имеет вид
(Op + о0)/2 = On- Учитывая, что при вытяжке оп ся 0, условие
плоского деформированного состояния принимает вид
ор — ое = 0. (8.7)
Подставив в условие (8.7) значения ор и о0 согласно (8.5)
и (8.6) с учетом знаков, получаем
pos In (Rip) — per, 11 — In (tf/p)] = 0, (8.8)
откуда при p = prp радиус окружности, разграничивающий
участки утолщения и утонения фланца, ргр = 0,6067? (рис. 8.11, б).
Наибольшая толщина фланца по очагу деформации sK на-
ходится на его кромке, где напряженное состояние близко к ли-
нейному (ор ся 0, ап ~ 0). При линейном сжатии в радиальном
и аксиальном направлениях степени деформации равны друг
другу | ер | = | е0 |, при этом условие неизменности объема при-
нимает вид е0 + 2еп = 0, откуда еп = —(1/2) ее.
Учитывая, что en = In (sjs) и е0 = In (R/Ro), получаем
In (Sr/s) = —1/2 In (R/Ro), откуда sK = s У R/Ro. При полном
124
Рис. 8.12. Детали с оторванным при вытяжке
дном
перетягивании заготовки в матрицу
фланец отсутствует, соответственно
R = rt следовательно,
или с учетом нормальной анизотропии
металла [25 ]
sK = s(7?0/r)V(i+^*). (8.9а)
Для изотропного металла коэффи- г
циент анизотропии /?* = 1, при этом
его значении формула (8.9а) переходит г
в формулу (8.9). Формула (8.9) может
быть использована для приближенного расчета зазора г между
пуансоном и матрицей штампа для вытяжки, приняв г = sK;
более точно значение z определяют по таблицам, приведенным
в работе [18]. Таким образом, деформированное состояние по
очагу деформации при вытяжке неоднородно, оно зависит от
соотношения главных нормальных напряжений (см. рис. 8.11, б).
В связи с этим толщина стенки детали, полученной вытяжкой,
неравномерна по высоте: у кромки она больше, а на участке
сопряжения с дном — меньше толщины исходной заготовки;
толщина дна остается приблизительно равной толщине исходной
заготовки (рис. 8.11, в).
Поперечное сечение детали с наименьшей толщиной стенки
называют опасным, именно в нем деталь разрушается, происходит
отрыв дна (рис. 8.12). Рассмотренное сечение опасно еще и по
той причине, что кольцевой слой металла, находящийся в этом
сечении, менее упрочнен, чем слои металла, находящиеся в выше-
расположенных поперечных сечениях.
Если степень деформации не превышает допустимую, толщину
стенки в опасном сечении приближенно можно определить так
[16]:
Недостаток формулы (8.10) заключается в том, что в ней не
учтено влияния характеристик механических свойств материала
заготовки на smin.
В реальных условиях деформирования на характер распреде-
ления напряжений, возникающих при вытяжке, существенно
влияет ряд факторов: упрочнение металла, силы контактного
трения, изгиб и спрямление элементов заготовки при втягивании
ее в матрицу, анизотропия механических свойств металла и пр.
125
Методика учета влияния перечисленных факторов подробно
изложена в научно-технической литературе и учебниках [16, 22].
Следуя этой методике и используя степенную аппроксимацию
кривой упрочнения, получена формула для определения наиболь-
шего, по очагу пластической деформации, радиального растяги-
вающего напряжения в произвольно фиксированный момент вы-
тяжки для изотропного металла [16]:
Фр шах — Фв
%
yQ . s
ir7?osaB ' 2rM4-s
(8.П)
(1+ W,
где x = (RQ — R)JRO — относительное смещение края фланца
в процессе вытяжки.
Первое слагаемое в приведенной формуле — напряжение, вы-
званное сопротивлением деформированию фланца заготовки с уче-
том упрочнения металла; второе — напряжение, возникающее
при преодолении контактных сил трения, приложенных к пло-
ской части (зеркалу) матрицы и прижимного кольца; третье —
напряжение, возникающее от изгиба и спрямления заготовки при
втягивании ее в матрицу. Множителем (1 + 1,6р) учитывают влия-
ние дополнительных растягивающих напряжений, возникающих
при преодолении контактных сил трения на рабочей кромке
матрицы.
С увеличением х первый множитель второго слагаемого фор-
мулы (8.11) увеличивается, а второй — уменьшается. Следова-
тельно, рассматриваемая функция должна иметь экстремальное
значение. Это объясняется тем, что по мере втягивания заготовки
в матрицу наружный радиус ее фланца R уменьшается, при этом
значение opmax уменьшается. В то же время с уменьшением R
степень деформации увеличивается и это приводит к увеличению
напряжения текучести вследствие упрочнения металла и, следо-
вательно, К увеличению Ортах-
В связи с этим в процессе вытяжки ортах изменяется немоно-
тонно, и максимум этого напряжения возникает в некоторый
промежуточный момент деформирования, когда Ro >> R > г.
Исследование формулы (8.11) на максимум и минимум позволяет
определить экстремальное значение относительного смещения
фланца.*
хэ = (7?0 “ Я9)/Яо = Фр In (/?о/г); (8.12)
здесь R9 — экстремальный радиус фланца.
Преобразуя (8.12), можно получить
яэ = /?0 и -% in (адь
(8.12а)
126
< *
У Экстремальный радиус фланца /?э тем меньше, чем выше ин-
тенсивность упрочнения материала заготовки, характеризуемая
1 величиной фр, и выше степень деформации, характеризуемая
' ? логарифмом отношения Rq/г. При фр = 0,2 и RQ/r = 2 экстре-
мальный радиус фланца R3 = О,86Л?о = 1,72г, что согласуется
с экспериментальными данными. Подставив в формулу (8.11)
. вместо х величину хэ согласно (8.12), получим экстремальное зна-
Э
чение ор max*
Op max —
In
pQ । S
nRsoB * 2rM + s
(1+ l,6p). (8.13)
При допустимом соотношении радиусов заготовки и вытяги-
ваемого стакана (для пластических материалов RJr < 2) вся
заготовка перетягивается в матрицу без разрушения, в этом
случае Op < os. При вытяжке с более высокой степенью дефор-
мации (R0/r >> 2) экстремальное напряжение ор может достигнуть
напряжения текучести os, которое, как это установлено экспери-
ментально, в момент обрыва дна детали равно (1,14-1,2) ов; при-
ближенно принимают Op max [16]. В этом случае без раз-
рушения возможна лишь незавершенная вытяжка с так называе-
мым широким фланцем.
В момент обрыва дна детали фланец имеет определенный ра-
диус, который называют критическим /?кр. Критический радиус
фланца приближенно определяют из условия сур max = ов. Исполь-
зуя формулу (8.11) и приняв допущение о том, что In (RQ/r) 4- х ~
In (Rq/x), можно определить критическое относительное сме-
щение фланца хкр [16]:
кр -- Фр
1 — фр
In (R0/r)
pQ
n7?0soB
(8-14)
1
1 + w
С учетом (8.14) критический радиус фланца
Если радиус фланца вытягиваемой детали больше критиче-
ского (R > /?кр), он считается широким. Вытяжка деталей с ши-
роким фланцем возможна с более высокой степенью деформации,
чем вытяжка детали без фланца (с полным перетягиванием заго-
товки в матрицу), или деталей с фланцем, радиус которого меньше
критического. Особенность технологии вытяжки деталей с широ-
ким фланцем рассмотрена в п. 8.5.
Последующие переходы вытяжки выполняются в матрицах
с конической заходной частью. В качестве заготовки служит ста-
кан, полученный на первом переходе. Процесс ведется без при-
жима заготовки, если относительная толщина (s/D3) 100 (54-
127
Рис. 8.13. Установившаяся ста-
дия вытяжки последующих пе*
реходов:
а — без прижима заготовки; б —•
с прижимом заготовки
4-7) (1 — т), и с при-
жимом заготовки, если
(s/Z?3) 100 < (54-7) (1 — /и);
здесь т = r/RQ.
При выполнении по-
следующих переходов вы-
тяжки очаг деформации
охватывает три кольцевых участка — два тороидных и один
конический, ограниченный радиусами R3 и г (рис. 8.13).
В период установившегося процесса вытяжки протяженность
очага деформации остается неизменной, в то время как на первом
переходе, по мере втягивания заготовки в матрицу, очаг пласти-
ческой деформации сокращается.
Условия деформирования на последующих переходах вытяжки
менее благоприятны, чем на первом переходе, в связи с тем, что
заготовка (стакан), получившая упрочнение, имеет переменное,
возрастающее по мере удаления от донного участка, напряжение
текучести и переменную толщину стенки по высоте.
Один из вариантов решения задачи о распределении напряже-
ний на установившейся стадии вытяжки выполнен на базе без-
моментной теории оболочек после установления распределения
напряжений по трем геометрическим простым участкам очага
деформации: I и III и II (см. рис. 8.13). В результате совместного
решения уравнений, определяющих равновесие и пластичность
каждого участка очага деформации в отдельности, и использо-
вания краевых условий на границах этих участков получена фор-
мула для определения наибольшего радиального растягивающего
напряжения оршах, возникающего при вытяжке отожженной
заготовки в штампе без прижимного устройства [16]:
СГр шах = Os ср (1 — r/R3) (1 4- р. ctg ф) +
V 2Rt
sin ф +
s
%гм + s~
(1+ W).
(8.15)
Среднее, по очагу деформации, напряжение текучести es ср
можно определить в результате использования линейной аппрокси-
мации кривой упрочнения первого вида:
os ср ~ ^то + 0,511 (1 г/2?з).
Из анализа формулы (8.15) следует, что существует оптималь-
ный угол наклона образующей конической матрицы для вытяжки,
128
. при котором значение ортах наименьшее. Приближенно, зна-
чение оптимального угла определяется так:
Sin фонт = О — V2/?3/s • (8.16)
В зависимости от условий деформирования оптимальные углы
матрицы изменяются от 10 до 35°.
Последующие переходы вытяжки могут выполняться как
в конических, так и в радиальных (цилиндрических) матрицах
со скругленной (торообразной) заходной частью, например, при
вытяжке деталей с широким фланцем или при вытяжке в ленте
(см. § 8.6).
На установившейся стадии последующего (второго) перехода
вытяжки в конической матрице происходит существенное измене-
ние кривизны срединной поверхности образующей заготовки,
вызывающее возникновение изгибающих моментов у границы
упругой и пластической зон деформации. При этом в цилиндри-
ческом участке заготовки, еще не втянутом в матрицу, возникают
окружные растягивающие напряжения о0, способные, в опреде-
ленных условиях, вызвать появление продольных трещин. Этому
способствует еще и деформационное упрочнение заготовки после
первого перехода вытяжки, в связи с чем ее пластические свойства
ухудшились.
Если считать, что напряжение о0 постоянно по высоте упру-
гой зоны заготовки высотой /г, то его значение можно определить
из условия равенства изгибающих моментов, действующих на
границе упругой и пластической зон заготовки:
0,25oss27?3dy = o0s/2 sin,
где tfy— центральный элементарный угол (рис. 8.14, а). Прини-
мая sin и сделав необходимые преобразования, получим
= (8.17)
По мере втягивания заготовки в матрицу высота I умень-
шается, в связи с чем согласно формуле (8.17) окружное напряже-
ние о0 возрастает. Когда напряжение о0 достигает напряжения
текучести os, высота не втянутого в матрицу участка заготовки [16 ]
Z = /s^/2. (8.18)
Таким образом, краевая часть заготовки начинает пластически
деформироваться раньше, чем войдет в коническую полость
- матрицы (так как / > 0), при этом диаметр заготовки несколько
увеличится.
Исследования, выполненные И. А. Норицыным, показали, что
окружные растягивающие напряжения о0, возникающие в еще
ч
5 Аверкиев 129
а)
Рис. 8.14. Особенности вытяжки последующих переходов:
а — эпюра распределения растягивающих напряжений; б —* возможные продольные
трещины; в — матрица с реактивной полостью
не втянутой в матрицу части заготовки, в определенных условиях
могут вызвать появление продольных трещин вдоль образующей
заготовки (рис. 8.14, б). Для устранения возможности появления
указанного дефекта И. А. Норицыным были предложены матрицы
для вытяжки с реактивной полостью в виде кольца высотой
Н — 0,4£> (рис. 8.14, в), препятствующей появлению и развитию
окружных деформаций. Использование матриц с реактивной
полостью позволяет вести многопереходную вытяжку без меж-
операционных отжигов.
8.4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
Размеры и форма заготовки. Исходя из предположе-
ния о том, что приращение площади поверхности вытягиваемой
детали из-за утонения стенки равно уменьшению площади ее по-
верхности вследствие утолщения стенки, диаметр заготовки можно
определить из условия Гдет = F3ar-
Если это условие не выполняется, то вводится поправочный
коэффициент /ср, учитывающий среднее изменение площади по-
верхности заготовки в процессе вытяжки. Коэффициент /ср можно
определить, использовав приближенную эмпирическую формулу
Л. А. Шофмана:
/ср = Fзаг/^дет = 1/(0,95 + 0,8р (s/Гм) К1]. (8.19)
Наибольшее влияние на изменение /ср оказывает коэффициент
вытяжки /Св = D^/d. Чем он больше, тем меньше /ср.
В зависимости от соотношения параметров, входящих в фор-
мулу (8.19),/ср может быть больше или меньше единицы (рис. 8.15),
в связи с чем площадь поверхности детали после вытяжки может
130
увеличиваться (fcp <3 1) и уменьшаться (fcp > 1) или оставаться
неизменной (fcp = 1).
Это объясняется тем, что с изменением /£в, р и гм изменяются
и радиальные растягивающие и тангенциальные сжимающие
напряжения ор и о0, следовательно, изменяется протяженность
участков фланца вытягиваемой детали с преобладающими рас-
тягивающими или преобладающими сжимающими напряжениями.
Последнее связано с утонением или утолщением фланца и, сле-
довательно, с увеличением или уменьшением площади поверх-
ности детали после вытяжки.
Для деталей, имеющих форму тел вращения, заготовка, как
правило, имеет форму круга, поэтому условие равенства площади
поверхности заготовки и детали при постоянной толщине заго-
товки может быть представлено в виде
Гдет = 0,7850^
откуда диаметр заготовки
Do = 1,13/7^. (8.20)
Площадь поверхности детали Гдет вычисляется путем суммиро-
вания площадей поверхностей геометрически простых элемен-
тов, из которых состоит деталь (рис. 8.16), диаметр заготовки
можно определить, применяя следующую зависимость:
Do = 1,13 /А + /2+•••+/„ =1,13 /2А, (8.21)
- где ft — поверхность геометрически простого элемента детали.
При расчете диаметра заготовки для вытяжки осесимметричной
детали необходимо учитывать припуск на обрезку волнистой
кромки полуфабриката, которая образуется вследствие плоскост-
ной анизотропии механических свойств материала заготовки.
Выпуклые участки кромки называют фестонами, их высота до-
стигает 20 % высоты детали. Фестоны располагаются на участках
кромки детали симметрично относительно направления прокатки
(рис. 8.17, а).
Рис. 8.15. Зависимость коэффициен-
та /сР от относительной толщины за-
готовки (s/rM) 100
Рис. 8.16. Схема разделения поверх-
ности детали на геометрически простые
элементы
5*
131
a)
Рис. 8Л7. Деталь с фестонами
t
Расположение фестонов зависит от свойств материала заго-
товки, режимов прокатки и термической обработки листа. При вы-
тяжке деталей из холоднокатаных листов со степенью обжатия
менее 30 % после рекристаллизационного отжига фестоны об-
разуются под углом 45°, а при более высоком обжатии — под
углами 0 и 90° относительно направления прокатки листа. При
вытяжке стальных деталей фестоны располагаются под углами
0 и 90°, а при вытяжке деталей из алюминиевых сплавов и латуни
под углом 45° относительно направления прокатки листа.
Исходная анизотропия холоднокатаного листа, из которого полу-
чают заготовки, — следствие образования текстуры — предпочти-
тельной ориентировки кристаллографических осей зерен металла.
В процессе деформации зерна металла и неметаллические включе-
ния приобретают вытянутую форму, в связи с чем образуется
строчечная структура, предопределяющая анизотропию металла.
После вытяжки фестоны удаляются обрезкой, значение при-
пуска на обрезку ЛЯ зависит от соотношения диаметра и высоты
вытягиваемой детали и толщины заготовки. Экспериментально
установлено, что ЛЯ составляет от 5 до 20 % высоты детали,
чем больше относительная высота и толще металл, тем больше
припуск на обрезку.
Обрезку фестонов проводят ступенчатым пуансоном, состоя-
щим из рабочего участка и ловителя, диаметр которого на 0,2—
0,3 мм меньше внутреннего диаметра детали (рис. 8.18, а).
При обрезке диаметр матрицы равен разности наружного диа-
метра фланца детали и удвоенного припуска на обрезку 2ЛЯ.
При этом после обрезки требуется дополнительная операция —
вытяжка краевого участка детали (рис. 8.18, б). При обрезке
по схеме, показанной на рис. 8.18, в, диаметр матрицы равен
наружному диаметру детали. При опускании пуансона происходит
отделение неровного края детали (откус), после чего пуансон
проталкивает деталь сквозь матрицу. Деталь, полученная после
удаления неровного края в штампе, показана на рис. 8.17, б.
Если деталь вытягивается за одну операцию, обрезку фесто-
нов можно совместить с вытяжкой в одном штампе, в этом случае
рабочая кромка матрицы должна быть округлена радиусом,
равным не менее 6—8 толщин заготовки.
132
г
ф
Рис. 8.18. Способы удаления фестонов:
» а, б — обрезка фланца с последующей вытяжкой; в » «откус» неровного края в штампе
Один из способов уменьшения неравномерности высоты вы-
тянутой детали — использование фигурных (профильных) за-
готовок, форма и размеры которых определяются с учетом ани-
зотропии металла. Размеры фигурной заготовки для вытяжки
определяются из условия равенства времени перемещения ма-
Г териальных точек К и 7И, лежащих на ее контуре вдоль оси сим-
метрии фестонов и впадин, до контура отверстия (проема) матрицы
I (рис. 8.19, а). В результате использования этого условия получена
формула для определения радиуса дуги, касательной к впадине
. 1251:
Rx/R™ = [ 1 + (2 + /ф) (№+fB - 1)/(2 + f в)]1/(2+/ф),
где — радиус проема матрицы. Значения /ф и fB зависят от
расположения фестонов и впадин относительно направления про-
катки листа, они определяются по формулам/0 = —1 (1 + 7?эо);
ho = —1 (1 + Яо); f45 = —1 (1 + Т?4б). При вытяжке цилиндри-
ческих деталей из стали 08кп фестоны расположены вдоль и по-
перек направления прокатки, а впадины под углом 45° к ней,
следовательно, /ф = /0 и /в = hs- Радиус определяется из усло-
вия неизменности поверхности. Радиусы и Rx определяют
максимальный и минимальный размеры фигурной заготовки, при
вытяжке которой фестоны практически отсутствуют. Контур
заготовки строится с использованием уравнения косинусоиды,
с амплитудой, равной (1/2) (7?0 — Rx), и периодом л/2 (см.
рис. 8.19, а). При вырубке фигурных заготовок впадина распола-
гается вдоль или поперек направления прокатки. Применение
фигурных заготовок для вытяжки цилиндрических деталей сни-
жает расход металла на 15—20 %, однако стоимость штампа для
вырубки при этом увеличивается.
Кроме использования фигурных заготовок для уменьшения
влияния анизотропии металла на неравномерность высоты дета-
лей, получаемых вытяжкой, применяют матрицы с переменной
(по контуру проема) кривизной рабочей кромки, неодинаковый
нагрев фланца, дифференцированный по контуру матрицы при-
жим фланца и пр.
133
А и* .ь
$
Рис. 8.20. Схема действия сил
на начальной стадии вытяжки
Рис. 8.19. Фигурная (профильная) заготов-
ка (а) для получения деталей без фестонов (б)
При определении диаметра заготовок для деталей, получаемых
вытяжкой и имеющих стенку толщиной менее 2 мм, расчет ве-
дется по наружным (внешним) размерам детали, а для деталей
со стенкой толщиной свыше 2 мм — по срединным ее размерам.
В качестве примера определим диаметр заготовки для осе-
симметричной детали с учетом припуска на обрезку неровного
края А//. Для цилиндрического стакана без фланца (см.
рис. 8.19, б) условие равенства площади поверхности заготовки
и детали определяется уравнением
(h + А//) + -Т (2я dira + 8г*)> <8-22)
откуда ________________________________
Do = J/ df + 4d (/г + А Я) + 2гп (ndt + 4гп). (8.22а)
Диаметр заготовки можно определить по более простой фор-
муле, приняв гп = 0, h = Н и d± = d, тогда
Do /<(б/ + 4Я) . (8.226)
В данном случае припуск на обрезку неровного края А//
можно не назначать, так как при неизменных d и Н и при гп = 0
площадь поверхности детали больше, чем при гп 0.
Диаметр заготовки для осесимметричных деталей со сложной
криволинейной образующей определяется двумя методами: графо-
аналитическим с использованием теоремы Гульдена—Паппа и
чисто графическим с использованием правила веревочного много-
угольника.
Силовые условиям деформирующие усилие, усилие прижима,
работа деформирования. В начальной стадии формоизменения
деформирующее усилие — функция угла охвата а (рис. 8.20):
Ра ‘== 2лр8Ор max Sin OS,
где р = г — гп (1 — sin а).
134
Из приведенной формулы следует, что при угле а, близком
к нулю, деформирующее усилие близко к нулю даже при боль-
шом значении ортах. Это объясняется тем, что проекции элемен-
тарных сил, вызванных напряжениями npmaxj на ось пуансона
малы.
По мере втягивания заготовки в матрицу угол а стремится
к л/2, после достижения этого значения он остается практически
неизменным и на усилие не влияет.
При увеличении угла а увеличивается и проекция вектора
tfpmax на ось пуансона, достигая наибольшего значения при
а = эт/2:
Рmax == 2jtrS(Tp max* (8.23)
Подставляя значение артах согласно (8.3), (8.13) и (8.15)
в (8.23), можно получить формулы для определения деформирую-
щего усилия с прижимом и без прижима заготовки на первом и
последующих переходах вытяжки.
В тех случаях, когда требуется подобрать оборудование по
силовому параметру, деформирующее усилие определяют при-
ближенно по упрощенным формулам. Например, усилие вытяжки
можно определить как произведение наибольшего, по очагу пла-
стической деформации, радиального растягивающего напряжения,
_ I возникающего в идеальных условиях вытяжки (8.5), на площадь
поперечного сечения детали диаметром d. После замены в формуле
(8.5) as на ав и разложения в ряд имеющегося в этой формуле
логарифма отношения DQ/d (приняв во внимание только первый
член ряда) формула для определения деформирующего усилия
•примет вид
Рв ~ эт ds (Кв — 1) сгв, (8*24)
где Кв = DJd.
Влияние упрочнения и сил трения в этой формуле в известной
степени компенсируется тем, что (D^d — 1) > In (D^d) и ав >
> as.
Согласно рекомендации В. П. Романовского [18] деформи-
рующее усилие определяется как произведение временного со-
противления разрыву ав на площадь поперечного сечения вы-
тягиваемой детали и на поправочный коэффициент значение
которого зависит от степени деформации, относительной толщины
заготовки и порядкового номера перехода вытяжки:
Рв ~ |авл ds.
Коэффициент | определяют по таблицам, составленным на
основании обобщения экспериментальных данных. Для первого
перехода вытяжки = 0,28-4-1,1, для второго — |2 = 0,15-4-1,1
и т. д. значение | увеличивается с увеличением степени деформа-
ции и относительной толщины заготовки.
Усилие прижима заготовки должно удовлетворять двум усло-
виям, а именно: оно должно быть не настолько велико, чтобы
135
*
вызвать отрыв дна при вытяжке, и не настолько мало, чтобы
образовались складки в зоне пластической деформации.
Приближенно усилие прижима Q можно представить как
произведение среднего удельного усилия q, удовлетворяющего
поставленным условиям, на площадь фланца детали Гф, находя-
щуюся под прижимным кольцом в начальный момент вытяжки:
Q
При вытяжке цилиндрических деталей из плоской заготовки
усилие прижима будет равно
Q = 0,785 [Dq - (d + 2r )2] q. (8.25)
На последующих переходах вытяжки усилие прижима опреде-
ляется по сходной формуле
Qn = 0,785 [d2-i - (dn + 2rM)2] q, (8.26)
где n— порядковый номер перехода вытяжки; dn_i и dn — диа-
метры полуфабрикатов на предыдущем и последующем пере-
ходах вытяжки.
Удельное (среднее) усилие прижима q зависит, в основном,
от характеристик механических свойств материала, толщины
заготовки, а также от степени деформации. В зависимости от
перечисленных факторов согласно данным, приведенным в спра-
вочной литературе [18], q = 4,5-4-0,8 МПа, чем тоньше заготовка
и больше /Св = DJd, тем удельное усилие прижима больше
(рис. 8.21).
Для определения усилия прижима при втягивании плоской
заготовки в матрицу можно использовать приближенную формулу,
полученную в результате обработки экспериментальных данных
[16]:
Q = °,1 Г1 - 77Г8"?Тп- 1 (8.27)
где Рв—деформирующее усилие, определяемое по формуле
(8.24).
Из формулы (8.27) следует, что усилие прижима Q возрастает
с увеличением /Св = t)Jd, усилия Рв и с уменьшением относитель-
ной толщины заготовки s/DQ. При D —d <j 18s Q = 0, т. e. не-
обходимость в применении прижима отпадает.
А. А. Бебрисом было установлено, что при вытяжке усилие
прижима может изменяться в определенных пределах от Qmax
До Qmin- Интервал Qmax—Qmin зависит от степени деформации
заготовки: чем она больше, тем интервал изменения Q меньше
(рис. 8.22). Только при вытяжке с предельно допускаемой (кри-
тической) степенью деформации усилие прижима должно быть
136
Рис. 8.21. Зависимость удельного уси-
лия прижима от относительной тол-
щины заготовки
Рис. 8.22. Зависимость интервала
Qmax—Qmin от степени деформации
вполне определенным, единственным. Отсюда следует, что чем
выше степень деформации при вытяжке, тем тщательнее должна
быть настройка процесса по зазору между зеркалом матрицы и
зеркалом прижимного кольца штампа.
Исследования показали, что в процессе вытяжки усилие при-
жима, обеспечивающее отсутствие складок, изменяется вместе
с уменьшением ширины фланца вытягиваемой детали и зависит
от итоговой степени деформации толщины и характеристик ме-
ханических свойств ее материала.
Работу деформирования А можно определить интегриро-
ванием уравнения, функционально связывающего деформирую-
щее усилие Рв и путь пуансона:
н н
А = J PBdh = 2nrs J Op max dh. (8.28)
о о
При отсутствии упрочнения фр = 0 и ав = as; для данных
условий деформирования формула (8.13) для определения ортах
может быть представлена в виде
tfp max = [In (R/r) + pQ/(n/?sos) + s/(2rM + s)] (1 + 1,6p). (8.13a)
В этой формуле радиус фланца R, изменяющийся в процессе
вытяжки, определяется из условия равенства площади поверх-
ности заготовки и детали. При малых гм и гп по сравнению с диа-
метром заготовки
R = У Rl-2rН. (8.29)
Совместное решение формул (8.28), (8.29) и (8.13а) с учетом
преобразования логарифмической функции, входящей в фор-
мулу (8.13а), позволяет определить работу деформирования при
137
вытяжке неупрочняющегося металла [22]»
А = яг2 (Кв — 1) sos In Кв —
2piQ
ЛГ5 (Лв + 1) Gs
К1-1
4*1
(8.30)
(1 + 1,6^),
где Кв = Did.
Анализ формулы (8.30) показывает, что работа деформирования
увеличивается с увеличением /Св, коэффициента трения р, усилия
прижима Q, относительной толщины заготовки s/D и радиуса
вытягиваемой детали г. При Кв = 1 А = 0.
Предельная (критическая) степень деформации. Степень де-
формации при вытяжке характеризуется относительным сокра-
щением площади поперечного сечения вытягиваемой детали при
приблизительно неизменной толщине стенки. Учитывая это,
степень деформации
Ф — (dN_i — dN)ldN_±
N-l
Степень деформации и коэффициент вытяжки связаны зави-
симостью
Ф = (Кв ~ 1)/Кв, (8.31)
из которой следует, что чем больше степень деформации (и, сле-
довательно, относительное сокращение диаметра вытягиваемого
полуфабриката), тем значение Кв больше.
Существует предельная (критическая) степень деформации фк
и, следовательно, предельный (критический) коэффициент вы-
тяжки Квп, при котором напряжения в опасном сечении вытяги-
ваемого полуфабриката близки к разрушающим.
Определение предельного (критического) коэффициента вы-
тяжки теоретическим путем довольно сложно. Сложность решения
этой задачи заключается в том, что растягивающие напряжения,
необходимые для пластического формоизменения фланца, зави-
сят от большого числа факторов, степень влияния которых уста-
новлена лишь приближенно вследствие ряда допущений, прини-
маемых в анализе напряженно-деформированного состояния,
а условия разрушения полуфабриката основываются на экспе-
риментальных данных. Поэтому задача по определению предель-
ного коэффициента вытяжки теоретически может быть решена
только приближенно, основная цель такого рода решения — уста-
новление функциональной связи между определяемым параме-
тром и факторами, влияющими на его значение.
Одно из решений по определению предельного коэффициента
вытяжки из первой операции при штамповке с прижимом заготовки
в цилиндрической матрице с радиальной заходной частью было
получено с учетом упрочнения металла, контактных сил трения
и изгибных напряжений в результате использования уравнения
138
, (8.13) и принятого условия равенства ортах напряжению теку-
1 чести os, которое приближенно может быть принято равным
j временному сопротивлению материала заготовки ов [231:
квп = ехр Г0,9 (-.-Jj-R---75-4г------• (8.32)
< r L \ 1 + 1,6р 2rM + s nRsoB J J v '
Расчеты по формуле (8.32) дают приближенный результат,
однако она отражает физическую сущность процесса вытяжки,
так как ее анализ позволяет установить характер и степень влия-
ния учтенных факторов на значение /Свп.
Следует отметить, что условие ар max = — приближенное,
поскольку значение ар тах действительное, а значение ов — услов-
ное. Кроме того, установленное экспериментально условие отрыва
дна при вытяжке имеет вид ортах = (1,14-1,2) ов. Поправочный
коэффициент (1,1—1,2) в какой-то мере компенсирует указанное
допущение, не нарушая функциональной зависимости между Квп
и факторами, влияющими на его значение.
При вытяжке деталей с малой относительной*толщиной стенки
, (100s/D < 0,1) складкообразование имеет своеобразный характер:
вместо волн, пересекающих весь фланец, образуется большое
число мелких складок малой длины в радиальном направлении,
f При этом создаются условия, при которых удельное усилие при-
жимного кольца распределяется по всей поверхности фланца
равномерно, следовательно
q = Q/л (7?o — г2)-
С учетом этого получена формула для определения радиаль-
ного растягивающего напряжения [231:
°, т - Р». (in 4 + „ (Я (1 + 1 ,вн). (8.33)
Сравнивая результаты расчетов по формулам (8.33) и (8.13а),
можно установить, что при равномерно распределенном по по-
' верхности фланца удельном усилии прижима (следовательно,
и сил трения) напряжения в опасном сечении больше, чем когда
удельное усилие (и силы трения) приложено только к краевому
участку фланца.
Если при решении той же задачи использовать степенную
аппроксимацию кривой упрочнения вида os = Съп (где е =
= In R/r — логарифмическая степень деформации), то получить
результат в виде аналитической функции не удается. Поэтому
численное решение задачи выполнено с помощью ЭВМ. Результат
такого решения приведен в виде кривых в осях Кв — W при р =
= const и переменном п (рис. 8.23, а) и п = const и переменном р,
(рис. 8.23, б), в которых параметр W = ‘Zqrlc^s. Анализ рисун-
ков показывает, что предельный (критический) коэффициент вы-
тяжки Кв увеличивается с уменьшением q и г и увеличением ав,
п и s.
139
Рис. 8.23. Зависимость предельного коэффициента вытяжки /Св от параметра W:
а — при ц = const; б — при п — const '
На предельное формоизменение при вытяжке положительно
сказывается анизотропия механических свойств холоднокатаного
листа. При коэффициенте нормальной анизотропии R* > 1 ме-
талл хорошо сопротивляется утонению, предельное формоиз-
менение за одну операцию увеличивается. В данном случае при-
нимают во внимание минимальный коэффициент анизотропии
7?min (а не максимальный или средний), так как предельное состоя-
ние (появление шейки) возникает между фестонами, во впадине,
т. е. в направлении 7?min.
Предельный коэффициент вытяжки с учетом анизотропии ме-
талла можно определять, если использовать условие текучести
Мизиса—Хилла. Для трансверсально-изотропного металла при
плоском деформированном состоянии условие текучести в сокра-
щенной записи имеет вид
<*з =
где
1 I D*
₽=“77=^=-. (8.34)
Из формулы (8.34) следует, что изменение R* от 1 до 2 вызы-
вает увеличение 0 примерно в 1,2 раза и оказывает влияние на
расчетную величину /Скр. Зависимость предельного коэффициента
вытяжки (/Св = DJd) от значения 7?min, построенная с учетом
анизотропии по данным Ю. М. Арышенского, показана на
рис. 8.24. Из рисунка видно, что с увеличением /?* коэффициент
вытяжки увеличивается; при R* > 1 он больше и при R* < 1 —
меньше коэффициента вытяжки изотропного металла, у которого
= 1.
Коэффициенты вытяжки, полученные расчетным путем, яв-
ляются предельными (критическими). Для создания некоторого
запаса устойчивости расчетные значения коэффициента вытяжки
необходимо уменьшить на 10—15 %. Учитывая это, допустимый
коэффициент вытяжки /Св будет равен
/£ = Яв/(1,14-1,15).
140
Рис. 8.24. Зависимость пре-
дельного коэффициента вытяж-
ки Кв от коэффициента нормаль-
ной анизотропии
единицы. Связь между Кв
Допустимые коэффициенты вы-
тяжки могут быть определены на
основании экспериментов и производ-
ственных данных. В справочной лите-
ратуре имеются специальные таблицы
для определения допустимых коэф-
фициентов вытяжки, широко приме-
няемые в инженерной практике при
проектировании технологических
процессов производства штампован-
ных деталей. В работе 118] и др.
коэффициенты вытяжки (тв) приве-
дены в виде отношений d/D0 или
dNldN_^ поэтому их значения меньше
и тв следующая: тв = 1/Кв.
Если многопереходная вытяжка ведется без межоперационных
отжигов, то при увеличении порядкового номера перехода N
значение Кв уменьшается вследствие возрастания упрочнения
материала заготовки. Разница в значении Кв существенна лишь
на первом и втором переходах вытяжки (Kt > К2). При выполне-
нии последующих переходов значение Кв изменяется незначи-
тельно. С известным приближением можно считать, что К2 —
ex. — ••• — Kn = const. Указанное явление объясняется тем,
что с увеличением степени деформации интенсивность упрочнения
металла постепенно затухает.
Определение числа операций (или переходов) и размеров полу-
фабрикатов при вытяжке цилиндрических деталей. Если известны
допустимые коэффициенты вытяжки для первой и последующих
операций (определенные расчетом или принятые согласно экспе-
риментальным данным), диаметры полуфабрикатов, по переходам
вытяжки, легко определяются согласно следующим зависимостям
(рис. 8.25):
— Dq/Ki] d% — d-JK.2, d3 —
= d2/X3 = DMKt.
(8.35)
Рис. 8.25. Схема к опреде-
лению числа переходов
(операций) вытяжки
141
Учитывая, что при вытяжке без межоперационных отжигов
Л2 ~ К3 ... К',
I _ ^0 .
3 “ К1(Я')2 ’
d"= кМУ-'' (835а)
где N — число операций (переходов) вытяжки. Более точно К' опре-
деляют как среднеарифметическое значение коэффициентов вы-
тяжки на последующих переходах: К' = (К2 + Кя + ... +
+ — О- Для определения N можно использовать уравне-
ние (8.35а), прологарифмировав его:
= 1 +
lg dN - 1g
lg (1/KZ)
(8.36)
Определив диаметры полуфабрикатов после каждой операции
вытяжки и задавшись радиусом скругления гп (см. рис. 8.19,6),
определяют высоты полуфабрикатов (Нг, Н2, ..., HN) из условия
равенства площади поверхности заготовки и детали:
O,785Z>o = Fi = F2 = • • • = FN,
где Flf F2, ...» Fn — площади поверхности полуфабрикатов после
каждой операции вытяжки. Используя уравнение (8.22), можно
получить формулу для определения высоты цилиндрического
полуфабриката без фланца:
н = -5-----?--117 + гп - \Н, (8.37)
где ЛЯ — припуск на обрезку неровного края, остальные обо-
значения показаны на рис. 8.19, б.
Высоты полуфабрикатов по переходам вытяжки приближенно
определяются по формуле (8.37), в которой приняты гп = 0
и АЯ = 0, после чего она принимает вид
HN = (pl - d2N)/(4dN), (8.37а)
где dN — диаметр полуфабриката после N переходов. Формулу
(8.37а) используют при определении высоты рабочей части пуан-
сона для вытяжки, высоты прижимных колец и при выборе пресса
по ходу ползуна.
Радиус скругления рабочей кромки матрицы гм, как это сле-
дует из формулы (8.32), влияет на значение предельного коэф-
фициента вытяжки KB. С увеличением гм коэффициент вытяжки Кв
увеличивается. Однако чрезмерное увеличение радиуса скругле-
ния матрицы приводит к уменьшению площади заготовки, нахо-
дящейся под прижимным кольцом штампа, что может привести
к складкообразованию. Кроме того, исследование формулы (8.32)
показывает, что увеличение радиуса скругления матрицы свыше
142
I Рис. 8.26. Чертеж детали, получаемой вытяжкой
6—10 толщин заготовки не дает существен-
ного увеличения Кв. Поэтому значение радиу-
। сов скругления рабочей кромки матрицы при-
нимают равным 6—10 толщинам заготовки,
меньшие значения для металла толщиной свы-
ше 4 мм, а большие — для более тонкого ме-
талла.
Рабочие (исполнительные) размеры инстру-
мента для вытяжки зависят, в основном, от
значения одностороннего зазора между пуан-
соном и матрицей г, который, в свою очередь,
связан со степенью деформации вытягиваемой
детали. При вытяжке деталей с фиксирован-
ными наружными (внешними) размерами зазор
назначают при уменьшении размеров пуансона, при вытяжке
деталей с фиксированными внутренними размерами — при уве-
'<• личении размеров матрицы. С учетом того, что в результате из-
* нашивания рабочий диаметр матрицы £)м увеличивается, а диа-
метр пуансона Dn уменьшается, формулы для определения испол-
нительных размеров инструмента могут быть представлены в сле-
дующем виде [81:
при фиксированном наружном диаметре детали
DM = (dB - 0,8А)+см; Da = (4 - 0,8А - 2г)_вп>
при фиксированном внутреннем диаметре детали
Dn = (4 + 0,2 А)_6п; DM = (4 + о,2 А + 2г)+Ч
где dH — номинальный диаметр детали; А — допуск на изготов-
ление детали; 6М и 6П — допуски на изготовление матрицы и
пуансона, соответственно; z = s* УDQ/Dn — зазор между пуан-
соном и матрицей; s* — толщина металла с учетом положитель-
ного допуска по толщине.
Пример. Расчет диаметра заготовки и технологических пара-
метров вытяжки детали, изображенной на рис. 8.26. Материал —
листовая сталь 20 толщиной 1,0 мм, предел текучести от =
= 250 МПа, временное сопротивление ов = 420 МПа и равно-
мерное относительное сужение = 0,25.
1. Диаметр заготовки определяем с учетом припуска на об-
резку неровного края по формуле (8.22а). При относительной
высоте детали H/d = 200/100 = 2 согласно данным [18] припуск
на обрезку принимаем равным 8 мм. Так как толщина стенки
детали менее 2 мм, расчет ведем по внешним ее размерам. При
этих условиях диаметр заготовки равен
Do = /88а4-4-100(194+ 8)+ 2-6(3,14-88+ 4-6) = 304 мм.
143
2. Вытяжку проектируем с прижимом заготовки, поскольку
относительная высота детали H/d> 1, а относительная толщина
заготовки s/Z)0 мала.
Определим допустимые коэффициенты вытяжки по операциям
в зависимости от относительной толщины заготовки при достаточно
большом радиусе скругления дна детали (г 6s) [18] при (s/D) X
X 100 = (1/304) 100 = 0,33s
Кв (D = 1,72; Кв (2) = 1,37; Кв (З) = 1,25; Кв (4) = 1,22.
3. Определяем расчетные диаметры полуфабрикатов по опера-
циям ВЫТЯЖКИ:
= 304 : 1,72 - 176 мм; d3 = 137 1,25 = ПО мм;
d2 = 176 1,37 = 137 мм; d4 = ПО i 1,22 = 90 мм.
При требуемом наружном диаметре детали, равном 100 мм,
фактический коэффициент вытяжки на четвертой операции /Св (4) =
= ПО : 100 = 1,1. В связи с этим, не изменяя итоговой степени
деформации, имеется возможность перераспределить степень де-
формации по операциям вытяжки и округлить диаметры полу-
фабрикатов.
Для первых трех операций принимаем следующие коэффи-
циенты вытяжки: Лв (1) = 1,69; Кв (2) = 1,28; Кв <з> = 1,22, а для
четвертой, последней операции, коэффициент вытяжки прини-
маем равным /Св (4) = 1,15, так как при этом получается требуе-
мый диаметр детали. Соответственно наружные диаметры полу-
фабрикатов по операциям вытяжки будут равны:
(1г = 304 : 1,69 ~ 180 мм; d3 = 140 : 1,22 ~ 115 мм;
4, = 180 : 1,28 ~ 140 мм; d4 = 115 : 1,15 ~ 100 мм.
4. Определяем высоту полуфабрикатов по операциям вытяжки
по приближенной формуле (8.37а)*:
Hr = (3042 — 1802)/(4 • 180) - 84 мм; Н2 =
= (3042 — 1402)/(4 -140) - 130 мм; Н3 =
= (3042 — 1202)/(4 -120) = 162 мм; Н4 = 200 мм.
5. Определяем силовые условия вытяжки: деформирующее
усилие, усилие прижима и работу деформирования.
А. Деформирующее усилие по операциям вытяжки опреде-
ляем по формуле (8.24)<
РВ(1) = 420-3,14-0,18-0,001 (1,69 — 1) = 0,165 МН = 165 кН;
Рв (2) = 420-3,14-0,14-0,001 (1,28 — 1) = 0,052 МН = 52 кН;
Рв (3) = 420-3,14-0,12-0,001 (1,22 — 1) = 0,034 МН = 34 кН;
Рв (4) = 420-3,14-0,10-0,001 (1,15 — 1) = 0,020 МН = 20 кН.
144
Полученные расчетные данные соответствуют реальным усло-
виям деформирования в том случае, когда после каждой операции
вытяжки выполняют рекристаллизационный отжиг для снятия
4 наклепа.
Б. Усилие прижима на первой операции вытяжки определяем
f по формуле (8.27) при Кв и) = 1,69:
5 = 0,1 (1 — -oS) l>692-0,165 = 0,0403 МН ~ 40,3 кН.
Приняв гм = 6s = 6 мм, определим удельное усилие прижима
для первой операции вытяжки согласно формуле (8.25):
ч — 0,785 [0,3042 — (0,180 + 2-0,006)2] = 9,92 МПа ~ 1 ^Па
1 Если считать, что на последующих операциях вытяжки удель-
ное усилие прижима остается неизменным и равным 1,0 МПа,
то усилие прижима по операциям вытяжки можно определить по
7. формуле (8.26):
Q2 = 1,0-0,785 [0,1802 — (0,140 + £-0,006)2 ] =
= 0,073 МН = 7,3 кН;
Qa = 1,0-0,785 [0,1402 — (0,120 + 2-0.006)2] =
: - = 0,017 МН = 1,? кН.
‘ При выполнении четвертой операции вытяжки согласно критерию,
; ' приведенному в § 8.3, прижим заготовки не требуется.
. В. Работу деформирования при выполнении первой операции
вытяжки определяем по формуле (8.30) при Кв (i) = 1,69:
А = 3,14 - 0,052 (1,692 — 1) 0,001 • 250 Г 0,525 — +
2 0,1-0,0403 j 0,001
3,14-0,001.0,05 (1,69+ 1)250 + 2-0,006 + 0,001
(1 + 1,6-0,1) =
= 0,00215 МДж = 2,15 кДж.
* 6. Выбор пресса по силовым условиям вытяжки.
Первый вариант. Все операции вытяжки выполняют на прессе
двойного действия. В этом случае усилие внутреннего ползуна
в момент начала вытяжки должно быть не менее 165 кН, усилие
внешнего ползуна — не менее 40 кН, ход внутреннего ползуна —
не менее 400 мм.
Второй вариант. Все операции вытяжки выполняются на
кривошипном прессе простого действия. В этом случае усилие
ползуна в момент начала вытяжки должно быть не менее 200 кН,
а его ход при работе «на провал» — не менее 200 мм, при работе
с обратным выталкиванием — не менее 400 мм.
145
-а Ч
* П '
8.5. ВЫТЯЖКА ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ ДЕТАЛЕЙ,
ОТЛИЧАЮЩИХСЯ ОТ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
Вытяжкой можно получать осесимметричные де-
тали, отличающиеся по своей форме от цилиндрических деталей,
а именно — с широким фланцем, ступенчатые, конические, с кри-
волинейной образующей (в частности сферические) и др.
Изготовление перечисленных деталей представляет опреде-
ленные трудности в связи с тем, что условия формоизменения
менее благоприятны, чем условия вытяжки цилиндрических
деталей без фланца или с малым фланцем. Поэтому при штамповке
осесимметричных деталей, отличающихся по форме от цилиндри-
ческих, применяют определенные приемы, позволяющие получать
их без разрушения.
Многопереходную вытяжку деталей с широким фланцем можно
осуществлять без прижима заготовки двумя способами: втягива-
нием заготовки в матрицу пуансоном; передающим давление дон-
ному ее участку с последующей правкой фланца в отдельном
штампе или вытяжкой с одновременным проталкиванием заго-
товки в матрицу силой, приложенной к торцовому участку за-
готовки, и правкой фланца в конечный момент вытяжки (рис 8 27).
Второй способ вытяжки более предпочтителен, так как при про-
талкивании создаются осевые сжимающие напряжения, которые
разгружают опасное сечение детали и это позволяет вести много-
переходный процесс без межоперационных отжигов с высокой
степенью итоговой деформации на многопозиционных листоштам-
повочных автоматах.
Особенность технологии вытяжки деталей с широким флан-
цем заключается в том, что после первой операции получают диа-
метр фланца, предусмотренный чертежом детали (с припуском
на обрезку). На всех последующих операциях этот диаметр ос-
Рис. 8.27. Схема вытяжки:
а — без проталкивания; б — с проталки-
ванием полуфабриката
Рис. 8.28. Переходы вы-
тяжки деталей с широким
фланцем
146
рис. 8.29. Стадии фор-
моизменения при вы-
тяжке и проталкива-
нии детали с широким
фланцем
тается неизменным, формоизменение происходит вследствие умень-
шения диаметра цилиндрической части полуфабриката, увели-
чения ширины фланца и высоты детали (рис. 8.28).
Высота полуфабриката после первой операции вытяжки hlf
определяемой из условия равенства площадей поверхности за-
готовки и детали:
Dm — dl
К = -ф + 0,86гп,
где — диаметр полуфабриката после первой операции вы-
тяжки; d$ — диаметр фланца.
Высоту полуфабрикатов на последующих операциях вытяжки
определяют по формуле [18]
/ijv" — (hN-i — 0,86г.у_1) Кв 4~ 0,86гjy,
где rN_r и rN — радиусы полуфабрикатов по переходам вытяжки;
Кв = dN_JdN — коэффициент вытяжки.
Существенное влияние на суммарную степень деформации
. при вытяжке с проталкиванием оказывает распределение объема
металла по операциям. Под действием проталкивающей силы
стенка полуфабриката утолщается и ее утолщенный участок ча-
стично вытесняется во фланец, в связи с чем объем полуфабри-
ката, претерпевающего формоизменение, уменьшается. В резуль-
тате этого при вытяжке у детали может быть оторвано дно. Для
того чтобы процесс вытяжки протекал устойчиво, необходимо
при расчете высот полуфабрикатов предусмотреть некоторый из-
быток металла на предыдущей операции по сравнению с после-
дующей. На первой операции рекомендуется набрать на 20—
25 % металла больше по сравнению с последней операцией и рав-
номерно распределить его по остальным операциям.
При вытяжке деталей с широким фланцем проталкивание за-
готовки осуществляется специально предусмотренным в штампе
толкателем, опирающимся на буферное устройство, или пуансо-
ном с заплечиком (буртом). Пуансон с заплечиком не только про-
талкивает заготовку в матрицу, но и на заключительной стадии
процесса разгибает и правит фланец. Этапы формоизменения детали
при вытяжке с широким фланцем показаны на рис. 8.29. Излишне
большое усилие проталкивания приводит к потере устойчивости
полуфабриката, в результате чего появляются кольцевые вы-
147
пуклости в месте сопряжения участка свободного изгиба и не-
деформируемой цилиндрической части полуфабриката. Потеря
устойчивости наступает периодически, что приводит к изменению
усилия проталкивания и образованию кольцевых полос на ци-
линдрической поверхности полуфабриката. Для устранения этого
явления необходимо уменьшить усилие проталкивания за счет
уменьшения контактных сил трения или увеличения радиуса
скругления рабочей кромки матрицы.
Большой вклад в исследование вытяжки деталей с широким
фланцем сделал И. А. Норицын, дальнейшее развитие его иссле-
дований получило в работах А. А. Бебриса, П. Г. Орлова и др.
Ступенчатые осесимметричные детали получают, как правило,
многооперационной вытяжкой (рис. 8.30). Первую ступень диа-
метром dr вытягивают из плоской заготовки за одну или несколько
операций, после чего диаметр dx, равно как и диаметр фланца
(если чертежом детали предусмотрен фланец), остаются неиз-
менными, а последующие ступени диаметром d2, d3 и т. д. полу-
чают в результате перераспределения металла по аналогии с тех-
нологией штамповки деталей с широким фланцем. Высоты полу-
фабрикатов по операциям вытяжки определяют по условию
равенства площадей поверхностей и подсчитывают с высокой точ-
ностью. Отсутствие избытка высоты полуфабриката, полученного
на предыдущей операции, приводит к отрыву дна на последующей
операции вытяжки. Избыток (3—5 %) поверхности полуфабри-
ката, втягиваемого в матрицу, исключает возможность отрывов,
он должен учитываться при расчете высот полуфабрикатов.
В том случае, когда итоговый коэффициент вытяжки больше
допустимого, вытяжка ступенчатой детали возможна за одну
операцию. В данном случае оформление ступеней в конечный
момент штамповки сопровождается уменьшением толщины стенки
в угловых участках детали. Существует эмпирическая формула,
предложенная 3. М. Кальмановичем для определения итогового
коэффициента вытяжки ступенчатой детали:
К™ = -Г~А---------7Г~а-----------TT—d---------3— ’ (8-38)
^1 ^1 . h2 d2 ... hN-l aN-l . aN
&2 Dq h3 Dq hN Dq Dq
где hN и dN — высоты и диаметры ступеней, соответственно,
начиная от ступени наибольшего диаметра. Если Кв < /Свп,
штамповка ступенчатой детали возможна за одну операцию.
Вытяжкой можно получать детали конической формы: низ-
кие— в виде усеченного конуса (рис. 8.31, а) и высокие, остро-
конечные — с малым и большим углом конусности (рис. 8.31, б).
Особенность условий деформирования конических деталей при
вытяжке их из плоской заготовки заключается в том, что пуан-
сон штампа для вытяжки контактирует только с небольшим цен-
148
Рис. 8.30. Переходы вытяжки
ступенчатых деталей
Рис. 8.31. Конические де-
тали
тральным участком заготовки, а остальная ее кольцевая часть
не контактирует с пуансоном и прижимным кольцом и остается
свободной, не нагруженной внешними силами (рис. 8.32, а).
По мере опускания пуансона на этом участке вытягиваемой де-
тали возникают радиальные ар и окружные ое напряжения.
Условие равновесия элемента, находящегося в рассматриваемой
зоне, выводится с помощью проецирования сил на нормаль к сре-
динной поверхности элемента (уравнение Лапласа). При оп = 0
оно имеет вид
вр/Rp + gg/Rq = 0, откуда Rp = —7?еор/ое,
где и RQ — радиусы кривизны срединной поверхности эле-
. мента заготовки в меридиональном и окружном сечениях.
При ое = 0 7?р = оо, т. е. только при отсутствии' окружных
напряжений образующая детали может быть прямолинейной,
' при всех других значениях ое — криволинейной. Например,
при разных знаках напряжений ор и ое образующая детали вы-
пуклая и имеет тот же знак кривизны, что и кривизна окружного
сечения (рис. 8.32, б). Однако при о0 = 0 согласно условию
пластичности ар = (3os, что при вытяжке недопустимо, так как
Рис. 8.32. Схема вытяжки низких конических деталей
149
может произойти обрыв дна детали. Поэтому, если необходимо
получить коническую низкую деталь с прямолинейной образую-
щей, в технологическом процессе необходимо предусматривать
операцию правки конйческого участка детали.
Под действием окружных сжимающих напряжений ае кони-
ческий участок детали (находящаяся вне прижима) может по-
терять устойчивость, в результате чего появятся складки. Для
того чтобы уменьшить сжимающие напряжения ое, необходимо
искусственно увеличить растягивающие напряжения ор, дей-
ствующие в радиальном направлении, при этом по условию пла-
стичности ор4-О0 = Pas сжимающее напряжение ое уменьшается.
Один из способов увеличения радиальных напряжений —
вытяжка в матрице с перетяжным порогом (рис. 8.32, в), который
создает дополнительное сопротивление на пути перемещения
фланца заготовки относительно матрицы, увеличивая напряже-
ние Ор. Однако увеличение радиальных растягивающих напряже-
ний вызывает убиение стенки, что может привести к разрушению
деталей. Поэтому размеры перетяжных порогов должны быть подо-
браны так, чтобы увеличение радиальных напряжений не при-
вело бы к отрыву дна детали [24].
Матрицы с перетяжными порогами применяют при вытяжке
относительно низких деталей, имеющих форму усеченного конуса
высотой Н 0,3d, где d — диаметр большего основания конуса.
Вытяжку деталей конической формы средней высоты (0,7d >
> Н > 0,3d) можно осуществлять без прижима или с прижи-
мом заготовки в зависимости от относительной толщины заготовки
(s/Z)0) 100. При (s/Z?0) 100 > 2,5 вытяжку ведут без прижима
в закрытой матрице с плавной заходной частью в одну операцию
с правкой в конце хода (рис. 8.33, а). При (s/Z)0) 100 < 2,5 вы-
тяжку осуществляют с прижимом фланца и, как правило, за
две операции (рис. 8.33, б). При этом полуфабрикат, полученный
после первой операции вытяжки, имеет плавные очертания кон-
тура, диаметр его равен диаметру большого основания конуса,
а высоту определяют из условия равенства площади поверхности
детали (или полуфабриката) и заготовки.
Высокие конические детали с большим углом наклона обра--
зующей (30—60°), у которых Н > 0,7d, вытягивают за несколько
операций одним из следующих способов.
Первый способ заключается в многооперационной вытяжке
ступенчатого полуфабриката с последующим растяжением и прав-
кой в специальном штампе (рис. 8.34, а). Данный способ не обес-
печивает получение гладкой поверхности. Поэтому необходимо
проводить обработку (выглаживание) детали на ротационном
станке.
По второму способу на первой операции вытягивается ци-
линдрический полуфабрикат, диаметр которого равен диаметру
основания конуса, после чего за каждую последующую операцию
вытяжки образуется все увеличивающаяся коническая поверх-
150
Рис. 8.33. Схема вытяжки конических
деталей средней высоты:
* а — в одну операцию; б — в две операции
Рис. 8.34. Переходы вытяжки высоких
конических деталей
ность (рис. 8.34, б). Качество поверхности готовой детали при
* вытяжке вторым способом выше.
’ > При вытяжке высоких конических деталей вторым способом
на всех переходах, кроме первого, для устранения возможности
- ч образования складок принимают более высокие значения допу-
* стимых коэффициентов вытяжки, например, для низкоуглероди-
’ стых сталей Кв= 1,2-4-1,35.
При вытяжке конических деталей диаметры полуфабрикатов
по переходам определяются так же, как и при вытяжке цилин-
z дрических деталей, т. е. диаметр цилиндрической части последую-
\ щего перехода равен диаметру цилиндрической части предыду-
щего перехода, деленному на соответствующий коэффициент вы-
Л тяжки dN = d^/Kv.u.
{ Высокие конические детали могут быть изготовлены из полых
/ цилиндрических полуфабрикатов — заготовок, полученных вы-
: тяжкой, продольным обжимом со стороны дна. При этом заготовка
заталкивается в коническую матрицу силой, приложенной к ее
торцу (рис. 8.35, а). В процессе обжима диаметр донной части
z заготовки постепенно уменьшается. Когда диаметр дна становится
Л равным примерно половине диаметра исходной заготовки, пло-
ская донная часть выпучивается и это способствует оформлению
> ' вершины конуса. Завершающая стадия штамповки конической
детали продольным обжимом показана на рис. 8.35, б.
При таком способе число переходов штамповки по сравнению
. с традиционными технологическими схемами последовательной
вытяжки конических деталей сокращается [171.
Условия деформирования полусферических деталей, вытяги-
ваемых из плоской заготовки за одну операцию, во многом сходны
с условиями деформирования конических деталей. Отличие со-
стоит в том, что при вытяжке низких конических деталей участок
' заготовки, контактирующий с пуансоном, деформируется упруго,
t ' а при вытяжке полусферических деталей — вся заготовка, в том
Рис. 8.35. Схема получения высокой кониче-
ской детали продольным обжимом:
а начальная стадия; б —* завершающая стадия
Рис. 8.36. Схемы напряженного
состояния очага деформации в
начальной стадии вытяжки по-
лусферической детали
числе и контактный ее участок, деформируется пластически.
Кроме того, 1^)и вытяжке полусферических деталей протяжен-
ность ненагруженного, свободного участка заготовки в началь-
ный период деформирования еще больше, чем при вытяжке кони-
ческих деталей.
Напряженное состояние различных участков заготовки при
вытяжке неоднородно: в центральной части возникает двухосное
растяжение, а вблизи рабочей кромки матрицы — сжатие с растя-
жением. Форма образующей ненагруженного участка криволи-
нейная, выпуклая (рис. 8.36).
В связи с тем, что центральная часть полусферической детали
деформируется в условиях двухосного растяжения, на этом
участке происходит утонение стенки детали и, следовательно,
незначительное увеличение ее поверхности. Если силы трения
на контактной поверхности пуансона и заготовки малы или совсем
отсутствуют (например, в условиях гидродеформирования), чрез-
мерное утонение центральной части детали может привести к по-
явлению трещин в ее вершине или на некотором удалении от нее.
Для увеличения сил трения, блокирующих зону возможного
разрушения (вершину детали), применяют штампы с противодавле-
нием, прижимающим заготовку к пуансону и штампы с пуансо-
нами повышенной шероховатости контактной поверхности.
Рис. 8.37. Способы вытяжки полусферических деталей
152
При вытяжке полусферических
деталей в свободном, ненагружен-
ном участке заготовки возможно
складкообразование, зависящее от
относительной толщины заготовки
s/Dq. Поэтому способ вытяжки полу-
сферических деталей выбирают при
условии отсутствия складок. Если
относительная толщина заготовки
(s/D0) 100 > 3,0, вытяжку ведут без
прижима за одну операцию в глухой
матрице с формовкой и правкой в ко-
нце хода (рис. 8.37,а). Если относи-
тельная толщина заготовки (s/D0) 100
ческих деталей выполняют с прижимом заготовки в открытой
матрице, в матрице с перетяжным порогом (рис. 8.37, б) или ревер-
сивным способом (рис. 8.37, в).
Вытяжку тонкостенных высоких деталей с криволинейной
образующей (типа отражателей осветительной аппаратуры) ведут
в несколько операций. За первую операцию вытягивают полый
цилиндр с плоским или выпуклым дном, диаметр которого больше
Рис. 8.38. Штамп для реверсив-
ной вытяжки днища
3,0, вытяжку полусфери-
диаметра основания детали на удвоенную толщину стенки коль-
цевой матрицы для реверсивной вытяжки (на130—50 мм). На после-
дующих операциях (или переходах) выполняют вытяжку реверсив-
ным способом (рис. 8.37, в).
Рациональный способ получения днищ, основанный на совме-
щении прямого и реверсивного способов вытяжки, был разработан
* Л. А. Шофманом и П. И. Локотошем. Перетягивание заготовки
через рабочую кромку кольцевого пуансона-матрицы (рис. 8.38)
приводит к увеличению растягивающих напряжений в донной
части детали, что уменьшает сжимающие напряжения и, следова-
тельно, возможность появления складок. В то же время уменьше-
ние диаметра краевой части детали, подвергающейся в начальный
период деформирования прямой вытяжке, повышает ее устойчи-
вость. Образующиеся при вытяжке небольшие складки разглажи-
ваются при перемещении заготовки в зазоре между пуансоном и
матрицей.
8.6. МНОГОПЕРЕХОДНАЯ ВЫТЯЖКА ДЕТАЛЕЙ
В ЛЕНТЕ
Сущность процесса заключается в многопереходной
последовательной штамповке полуфабрикатов непосредственно
в ленте. Полуфабрикаты удерживаются в ней специально преду-
смотренными перемычками — мостиками или запрессовкой от-
деленного полуфабриката в соответствующее гнездо. На послед-
нем переходе происходит вырубка по контуру, в результате чего
деталь отделяется от ленты (рис. 8.39). При перемещении ленты
153
Рис. 8.39. Переходы штамповки деталей в ленте:
а — без вырубки окон; б — с вырубкой окон I
относительно инструмента (штампа)' вместе с ней перемещаются |
и все полуфабрикаты. Таким образом, лента еще и средство меж- ‘
переходного транспортирования полуфабрикатов. |
В ленте можно штамповать детали различной формы: пло- ।
ские — вырубкой и пробивкой, изогнутые — гибкой в штампе и ।
пустотелые — вытяжкой, отбортовкой и т. д. Размеры деталей,
получаемых вытяжкой, обычно невелики, до 40—50 мм в диа-
метре, размеры деталей, получаемых вырубкой, достигают 200—
250 мм при толщине листа 2—3 мм. В ленте шириной 330 мм
штампуют корпуса автомобильных фар в девяти позиционном
штампе последовательного действия длиной около 4000 мм. ।
Преимущества штамповки в ленте очевидны: высокая произ-
водительность процесса, безопасность в работе, возможность
автоматизации процесса подачи ленты в штамп и объединения
большого числа переходов в одном штампе последовательного **
действия (до десяти), в то время как в штампах совмещенного
действия удается объединить лишь два-три перехода. |
Недостатки данного способа штамповки заключаются в не- [
котором ограничении размеров штампуемых деталей, повышен- v
ном расходе металла вследствие увеличения перемычек, в слож-
ности и высокой стоимости штамповой оснастки. '
Вытяжку в ленте можно выполнять по схеме вытяжки деталей
с широким фланцем (см. рис. 8.28).
Для определения диаметров полуфабрикатов по переходам 1
вытяжки необходимо знать допустимые коэффициенты вы- .
тяжки. Их значения приведены в справочной литературе
и отраслевых руководящих технических материалах (например,
РТМ-105-0-212—83).
Для низкоуглеродистой стали значение коэффициента вы- $
тяжки изменяется от 2,63 до 1,96 на первом переходе и .от 1,37
до 1,19 — на последующих переходах [18]. Приведенные коэф-
фициенты вытяжки — предельные, при проектировании техноло-
гических процессов их необходимо уменьшить на 10—15 %.
154
* п
Если вытяжку в ленте ведут по схеме вытяжки деталей с ши-
' роким фланцем с одновременным проталкиванием заготовки в ма-
трицу, итоговая (суммарная) степень деформации без межопера-
ционных отжигов может быть очень высокой, предельно допусти-
мые итоговые коэффициенты вытяжки составляют: для низкоугле-
родистой стали 7,14; для алюминия — 6,25; для латуни Л62
и Л63 — 5,0—3,7. •
При вытяжке в ленте деформирующее усилие, необходимое
для выбора пресса по усилию, определяют приближенно с некото-
рым запасом как сумму деформирующих усилий по переходам
штамповки (в том числе пробивки окон, обрубка фланца и пр.)
и правки фланца.
Область применения штамповки в ленте — изготовление не-
больших деталей в массовом и крупносерийном производстве.
8.7. ВЫТЯЖКА ДЕТАЛЕЙ КОРОБЧАТОЙ ФОРМЫ
В зависимости от числа операций, необходимых
для получения коробчатых деталей требуемых размеров, послед-
ние подразделяются на низкие и высокие. Низкие детали вытяги-
вают за одну операцию, высокие за две и более операций.
Деталь коробчатой формы считают низкой, если ее относитель-
ная высота (отношение высоты детали Н к ее ширине В) Н/В
(0,64-0,8), высокой — если Н/В > (0,64-0,8). При этом отно-
сительный угловой радиус гу должен быть не менее 0,1 (гу =
= гу/В>0,1).
При вытяжке деталей коробчатой формы очаг пластической
’деформации находится в угловых участках фланца, он также
охватывает зону сопряжения фланца и боковых стенок. Напряжен-
ное состояние углового участка
фланца — плоское (сжато-рас-
тянутое), деформированное со-
стояние — объемное. Стенки
детали испытывают сложное и
неравномерное напряженно-
деформированное состояние:
сжатие вдоль контура и растя-
жение по высоте (рис. 8.40). Чем
выше деталь, тем характер рас-
пределения напряжений и де-
формаций более неравномерен.
При вытяжке деталей ко-
робчатой формы в угловых и
криволинейных участках флан-
Рис.х 8.40. Эпюры напряжений во
фланце низкой коробчатой детали при
вытяжке
155
ца возникают не только нормальные напряжения ар и Ое, дей-
ствующие в радиальном и окружном направлениях, но и ка-
сательные напряжения тр0 и (по закону парности) T0p, дей-
ствующие в направлениях, ортогональных направлению нор-
мальных напряжений (рис. 8.40). Эти касательные напря-
жения возникают вследствие отсутствия осевой симметрии
деформирования и, следовательно, неравномерного распреде-
ления деформаций по контуру детали. На биссектрисе угло-
вого участка касательные напряжения отсутствуют (в связи
с тем, что это ось симметрии данного участка), а в месте сопряже-
ния криволинейного и прямолинейного участков контура дости-
гают наибольшего значения.
Вследствие сплошности металла касательные напряжения по-
степенно убывают в двух взаимно противоположных направле-
ниях: к биссектрисе угла 2у (рис. 8.40) и в направлении прямо-
линейных участков контура.
Касательные напряжения изменяются и по ширине фланца,
увеличиваясь по мере приближения к периферийной его части.
Таким образом, касательные напряжения изменяются вдоль двух
координат — р и 0 (рис. 8.40).
А. Г. Овчинников получил формулу для определения радиаль-
ного растягивающего напряжения, решив совместно уравнения
равновесия и пластичности при граничном условии, согласно
которому при 0 = 0 и р = R Op = [iQ/nRs:
tfp = [<ts/(t Zз )] [In (R/p) — e2] + [p,<2/(n7?s)l.
•
Анализ этой формулы показывает, что ор увеличивается
с уменьшением р и 0. При р = гу и 0 = 0 радиальное растягиваю-
щее напряжение достигает максимума:
Ор щах “ [ав/(т /3 )] In (R/ry) + hQ/(h/?s). (8.39)
Экспериментально установлено, что угол у, определяющий
протяженность очага пластической деформации, может быть
принят равным одному радиану: у = 1 rad. В этом случае макси-
мальное по очагу деформации радиальное растягивающее напря-
жение будет равно
Пр max = (о8//3 ) In (R/ry) + Rs). (8.39a)
Сравнивая полученный результат (без второго слагаемого)
с формулой (8.5), можно установить, что при вытяжке коробчатых
деталей напряжение пртах на биссектрисе угла 2у в 1,73 раза
меньше, чем максимальное радиальное растягивающее напряже-
ние, возникающее при вытяжке цилиндрических деталей.
Указанное объясняется разгружающим действием касатель-
ных напряжений, возникающих вследствие отсутствия осевой
симметрии деформирования при вытяжке коробчатых деталей
и благоприятного направления этих напряжений к центру кри-
156
* Рис. 8.41. Схемы построе-
ния угловых участков за-
' готовок для вытяжки низ-
• ких коробчатых деталей
различной относительной
- высоты:
а Н/г < 5; б « в
= 5; в Л Н/г >5
*
волинейного участка контура на границе зон изгиба и вытяжки.
Этот вывод хорошо подтверждается практикой — предельно до-
пустимая степень деформации при вытяжке низких коробчатых
’Деталей примерно в 1,5—2 раза выше, чем при вытяжке цилиндри-
ческих деталей.
При вытяжке тонкостенных коробчатых деталей в угловых
участках возникают окружные нормальные напряжения, большие
по значению, чем напряжения, действующие вдоль прямолиней-
ных участков. В связи с этим при разгрузке возникают различные
упругие деформации в угловых и прямолинейных участках, при-
водящие к появлению сжимающих напряжений, способных вы-
звать упругий изгиб стенок. Это подтверждается тем, что даже
легкое надавливание на стенку коробки сопровождается хлопком
(так называемым «хлопуном»).
Хлопуны можно устранить, если при вытяжке придать стен-
, кам коробки слегка овальную, выпуклую форму или подвергнуть
ее правке растяжением стенок на 2,5—4 % в специальном штампе
с раздвижным секторным пуансоном.
Определение форм и размеров заготовок. Размеры заготовок
для деталей коробчатой формы определяют из условия равенства
площади поверхности заготовки и вытягиваемой детали. Форма
заготовок для коробчатых деталей зависит от соотношения основ-
ных размеров детали: относительной высоты (Н/В), относительной
ширины (В/А) и относительного радиуса скругления угловых
участков коробки (гу/В) (рис. 8.41). В зависимости от относитель-
ных размеров детали применяют различные способы построения
контура заготовки. Эти способы и область их применения по-
дробно изложены в работах [11, 18, 27 и др.].
Рассмотрим некоторые частные случаи построения контуров
Заготовок для наиболее часто встречающихся в практике соотно-
шений основных размеров коробчатых деталей.
157
Методика построения контура заготовки для низких деталей,
у которых Н/гу < 5, была предложена В. П. Звороно и заклю-
чается в следующем (рис. 8.41, а):
1. Контур детали в плане вычерчивают в масштабе, после
чего делают развертку прямолинейных участков контура детали
на плоскость: длину развертки Z (считая от плоского участка
дна детали) определяют как при обычной гибке:
Z = Н + 0,57гд.
2. По формуле, полученной из условия равенства поверхности
заготовки и детали, определяют радиус заготовки Ro, необходи-
мый для получения цилиндра, вписанного в угловой участок
коробки:
= V Гу (гу + 2Н) — гд (0,86гу + 0,14гд) у
где Гд — радЗУус скругления дна цилиндра: при малом гд
Яо ~^Гу(Гу + 2Н).
3. Радиусом Ro из центра О проводят дугу а—b до пересече-
ния с прямыми Ос и Od, ограничивающими прямолинейные уча-
стки контура заготовки.
4. Отрезки ad и Ьс делят пополам (точки тип соответственно)
и через эти точки проводят касательные к дуге ab.
5. Касательные, проведенные через точки т и п, и прямоли-
нейные участки контура заготовки сопрягают дугами, радиус,
которых Rq,
Рассмотренный способ построения контура заготовки для
вытяжки низких коробчатых деталей основан на предположении,
что недостаток металла (треугольник akm) компенсируют его
избытком (треугольник akm) (рис. 8.41, а).
Форма углового участка контура заготовки зависит от соот-
ношения размеров коробки Н/гу, При Н/гу < 5 контур углового
участка заготовки выпуклый (рис. 8.41, а), при Н/гу = 5 — пря-
молинейный (рис. 8.41, б), при Н/гу >5 — вогнутый (рис. 8.41, в).
Экспериментально установлено, что для изготовления высоких
квадратных деталей можно использовать заготовки в виде круга,
диаметр которых определяют по условию равенства площади
поверхностей. Если не принимать во внимание радиусы скругле-
ния углов и дна и с учетом этого не назначать припуск на обрезку
(что допустимо при ориентировочных расчетах), то условие ра-
венства поверхностей будет иметь вид 0,7850% = В2 + ^ВН,
откуда
Do = 1,13 / В (В + 4/7). (8.40)
При более точных расчетах с учетом радиусов скругления
угловых участков и дна детали, равных друг другу (гу = гд = г),
158
Рис. 8.42. Заготовки для прямоугольных (а), квадратных (б) высоких коробча-
тых деталей и зависимость высоты детали от диаметра заготовки (в)
диаметр заготовки определяют по формуле
£>о=1ЛЗ / В2 + 4В (Яп - 0,43г) - 1,72г (Нп + 0,33г), (8.41)
где Нп — высота детали с припуском на обрезку.
1 Заготовка для прямоугольных высоких деталей с относительно
большими радиусами скругления углов (гу/В > 0,2) имеет форму
эллиптического овала. Степень деформации для такой заготовки
на различных участках контура детали приблизительно одинакова,
однако использование таких заготовок не имеет существенных
преимуществ. Для вытяжки относительно высоких прямоуголь-
ных деталей применяют заготовки в виде овала, контур которого
образован двумя полуокружностями и параллельными касатель-
ными к ним [18]. Размеры такой заготовки могут быть опреде-
лены, если расчленить площадь дна прямоугольной детали дли-
ной А и шириной В на три участка, два из которых представляют
собой половинки дна квадратной коробки с размерами В X В/2,
а третий — прямоугольной с размерами (Л-В) X В. Тогда
согласно вышеизложенному заготовками для двух половин услов-
ной квадратной коробки будут полукруги, диаметр которых
определяют по формуле (8.40) или (8.41) с центром, совпадающим
с центром условной квадратной коробки. Ширина заготовки Во =
= 27?О, а ее длина Ло = 2/?0 + А — В (рис. 8.42, а).
Вследствие неодинаковых условий деформирования на раз-
личных участках контура, а также анизотропии механических
свойств материала заготовки высота коробчатых деталей еще
более неравномерна, чем высота осесимметричных деталей, по-
лучаемых вытяжкой. Поэтому в технологическом процессе из-
готовления таких • деталей предусматривают обрезку неровного
края. Припуск на обрезку Д/f зависит от относительной высоты
детали HjB. Чем она больше, тем больше припуск. На основании
опытных данных припуск на обрезку принимают равным 5—15 %
высоты детали Н или вычисляют по эмпирической формуле
АЯ~0,8/Я.
159
Приведенные данные служат лишь для ориентировочных рас-
четов размеров заготовок, которые уточняют при отработке тех-
нологического процесса вытяжки.
Получение коробчатых деталей без фестонов возможно лишь
при использовании фигурных заготовок, контур которых строят
с учетом анизотропии листового металла. Методика построения
контура фигурных заготовок для вытяжки квадратных деталей
разработана на базе теории пластического течения металла.
Эта задача решена методом проб в более сложной постановке,
чем задача об определении контура фигурной заготовки для вы-
тяжки цилиндрических деталей. Мы ограничимся рассмотрением
методики построения фигурной заготовки для квадратной ко-
робки по экспериментальным данным [25].
По результатам измерений высоты квадратных коробок в угло-
вых и прямолинейных участках контура, полученных вытяжкой
из круглых заготовок разного диаметра (при определенной
ориентации ЯГотовки относительно матрицы), строят гра-
фическую зависимость высоты детали от диаметра заготовки
отдельно по углу и по стороне коробки (рис. 8.42, в, кри-
вые 1 и 2 соответственно). Используя эти данные, определяют
максимальный (Z)o) и минимальный (£>у) размеры фигурной
заготовки, показанной на рис. 8.42, б. Контур углового участка
заготовки I—I представляет собой косинусоиду, а остав-
шиеся участки /—// дуги — окружности радиуса исходной за-
готовки [25].
При вытяжке прямоугольных деталей высота фестонов будет
наименьшей, когда заготовка ориентирована направлением jRmax
вдоль большей оси рабочего отверстия матрицы в виде эллипса
или овала.
Силовые условия вытяжки. При вытяжке деталей коробчатой
формы осевая симметрия деформирования отсутствует, поэтому
радиальные растягивающее напряжения распределяются по кон-
туру детали неравномерно. Кроме того, как показали экспери-
менты, во всех элементах фланца вытягиваемой детали (в том
числе и прямолинейных) возникают не только растягивающие,
но и сжимающие (вдоль контура) нормальные напряжения, кото-
рые убывают по мере удаления от угловых участков контура.
Установить степень влияния указанных явлений на усилие вы-
тяжки коробчатых деталей теоретическим путем пока не удается.
Поэтому данная задача решена лишь приближенно, в резуль-
тате использования ряда упрощений.
При вытяжке квадратных деталей с относительно большим
радиусом скругления угловых участков напряженное состояние
очага деформации в углах подобно напряженному состоянию, воз-
никающему при вытяжке цилиндрических деталей. Исходя из
этого, среднее значение растягивающих напряжений прибли-
женно равно напряжениям, возникающим при вытяжке цилин-
дрических деталей эквивалентного диаметра, определяемого из
160
I
' условия равенства периметров квадратной и цилиндрической де-
. талей:
d9KB = 4/л (В — 0,43гу).
На этом основании усилие вытяжки квадратной детали опре-
деляют как произведение площади поперечного сечения условной
цилиндрической детали диаметром d9KB на наибольшее растягива-
ющее напряжение оРтах:
В = л сЦкв8Ор тах = 4 (5 0,43гу) scip шах, (8.42)
где Оргаах определяют по формуле (8.39а) при условии, что гу =
= d9KB/2.
При вытяжке высоких прямоугольных деталей неравномер-
ность распределения напряжений по контуру больше, чем при
вытяжке низких деталей. Если отношение сторон контура прямо-
угольной детали A/В достаточно велико (AIB > 2), то при втя-
гивании заготовки в матрицу возникают дополнительные напря-
жения от действия сил трения и изгиба на прямолинейных участ-
ках контура детали. О. В. Попов предложил определять усилие
вытяжки прямоугольных деталей с учетом сил трения как сумму
усилий вытяжки условной квадратной детали со сторонами, рав-
ными меньшей стороне прямоугольной детали и усилия, необхо-
димого для гибки и преодоления контактных сил трения при де-
формировании оставшейся центральной части детали, длиной,
равной разности размеров А и В (см. рис. 8.42, а).
С учетом сделанных предпосылок и допущений формула для
определения усилия вытяжки прямоугольных высоких коробча-
тых деталей может быть представлена в следующем виде:
РБ = 4 (В — 0,43ry) SGp П!ах + 2 (Л — В) (атр + аи) (1 + 1,6р.), (8.43)
где Ортах — максимальное растягивающее напряжение вытяжки
в угловых участках детали; отр — удельное сопротивление тре-
ния от силы прижима заготовки; сги — удельное сопротивление
изгибу центральных прямолинейных участков детали при втяги-
вании заготовки в матрицу, оп ~ os.
Отметим, что В. П. Романовский [18] предложил расчетные
формулы для определения усилия вытяжки деталей коробчатой
формы, например:
В в “ £у8СУв0С,
где а = 0,34-1,1 — коэффициент, зависящий от формы и разме-
ров детали, относительной толщины и материала заготовки, сте-
пени деформации (чем больше степень деформации, тем больше ос)
[18].
При вытяжке деталей коробчатой формы окружные сжима-
ющие напряжения сге переменны по контуру фланца, в связи
с чем усилие прижима, обеспечивающее отсутствие складок,
должно быть переменным.
6 Аверкиев
161
Согласно данным А. А. Бебриса усилие прижима зависит от
временного сопротивления материала заготовки ав, ее относи-
тельной толщины s0TH = s/(A + В + 4гу) и формы участка
фланца (прямолинейный, криволинейный). Им установлено, что
с увеличением ов усилие прижима на всех участках фланца уве-
личивается, при этом с увеличением относительной толщины
заготовки усилие прижима на прямолинейных участках фланца
увеличивается, а на угловых — уменьшается. С учетом этого
усилие прижима можно определить как сумму двух слагаемых:
Q ~ РуЯ? “F ^пр?пр»
где Fy и Fnp — площадь угловых и прямолинейных участков
фланца соответственно (в начальный момент вытяжки); q7 и ^Пр —
удельные усилия прижима на угловых и прямолинейных участ-
ках фланца соответственно. Удельные усилия q7 и (?пр в зависи-
мости от указанных факторов изменяются в пределах: q7 = 0,244-
2,32; ?пр = 0,244^,45 МПа.
Коэффициент вытяжки, форма и размеры полуфабрикатов.
Отношение радиуса скругления углового участка контура полу-
фабриката, полученного на предыдущей операции ry(w-i) к
радиусу скругления углового участка полуфабриката, получен-
ного после последующей операции гУ(2у>, или, в частном случае,
радиуса заготовки 7?0 к радиусу полуфабриката после пер-
вой операции г7 называют коэффициентом вытяжки деталей ко-
робчатой формы:
ч
Кв ~ Гу (2V—1)/Гу (2V) — jR^q/Гу (1).
Предельное значение КВп зависит от характеристик механиче-
ских свойств материала заготовки, ее толщины, формы и относи-
тельных размеров вытягиваемой детали. Для алюминиевых спла-
вов предельное значение Квп = 3,444-2,56, для стали 10 Квп =
= 3,574-2,08 [18].
Значение Кв всегда должно быть меньше или, в крайнем слу-
чае, равно значению Квп. В тех случаях, когда это условие не
выполняется, следует применять дополнительную операцию для
уменьшения углового радиуса на требуемый размер.
При вытяжке высоких деталей коробчатой формы суммарный
коэффициент вытяжки можно рассматривать как отношение длины
контура заготовки Lo к длине развертки контура детали L:
Лв = LJL
или как корень квадратный из отношения площади заготовки,
площадь дна детали коробчатой формы 5ДН:
Кв = V F0/FKB,
I
эта зависимость предложена Боксом и Шредером.
162
Число операций вытяжки для получения детали с требуемыми
! размерами зависит от механических свойств материала заготовки,
ч . радиусов скругления ее угловых участков гу, относительной
•с J высоты Н/В соотношения размеров A/В, а также от способа вы-
' тяжки (с прижимом или без прижима заготовки).
Для определения числа операций вытяжки, необходимых для
изготовления высоких коробчатых деталей, используют различные
г методики, основанные на экспериментальных данных.
. ' Как уже указывалось, заготовка для прямоугольной высокой
Ж коробчатой детали имеет форму овала. Поэтому и все полуфабри-
каты, полученные после первого и последующих переходов вы-
тяжки, также имеют форму овалов (рис. 8.43, а).
V Размеры полуфабрикатов определяются допустимой степенью
If* деформации (или значением предельного коэффициента вытяжки),
Д условием равенства площади поверхности и условием равенства
степени деформации по переходам вытяжки.
Полуфабрикат на предпоследнем переходе имеет форму овала
(или четырехугольника с выпуклыми сторонами и скругленными
Y углами), который описан вокруг контура готовой детали. Пред-
if последний переход вытяжки выполняют без применения прижим-
" ного кольца штампа. Размеры контура полуфабриката назначают
из условия сохранения устойчивости его стенками, а дно должно
иметь форму и размеры готовой прямоугольной детали.
У Высокие квадратные коробчатые детали, у которых Н/В >
' > (0,64-0,8), вытягивают из круглой заготовки. Поэтому и все
У полуфабрикаты, получаемые после первой и последующих опера-
ций вытяжки, должны иметь форму цилиндров, размеры которых
определяются так же, как и при вытяжке цилиндрических дета-
/ лей. Полуфабрикат на предпоследнем переходе имеет форму
цилиндра, сопряженного с квадратным дном, вписанным в попе-
речное сечение цилиндра, стороны которого равны сторонам по-
перечного сечения коробчатой детали (рис. 8.43, б). В связи с этим
п при вытяжке квадратных высоких коробчатых деталей коэффи-
J циент вытяжки на всех переходах, кроме последнего, принимают
{ (или рассчитывают) по ранее рассмотренной методике для цилин-
' дрических деталей. На последнем переходе, когда из цилиндриче-
ского полуфабриката (с квадратным дном) получают коробчатую
/ деталь, коэффициент вытяжки /Св можно рассматривать как
отношение периметров поперечных сечений предпоследнего (ци-
линдрического) полуфабриката к последнему (коробчатому):
* Перетяжные ребра и зазоры. В процессе вытяжки деталей
у коробчатой формы сопротивление втягиванию заготовки в матрицу
неодинаковы на различных участках ее контура: на прямолиней-
ных участках сопротивление втягиванию меньше, чем на криво-
а линейных участках, причем на криволинейных участках оно
5 возрастает с уменьшением углового радиуса кривизны матрицы.
Ж 6* 163
*
t
Рис. 8.43. Переходы вытяжки высоких коробчатых деталей:
а — прямоугольных; б — квадратных; в — матрица с перетяжными ребрами для вытяжки
коробчатой детали
В результате этого вытянутые детали (или полуфабрикаты) имеют
неравномерную высоту: на угловых участках высота больше,
а на прямолинейных — меньше. Кроме того, неравномерные по
контуру матрицы условия втягивания заготовки вызывают не-
равномерное напряженное состояние стенок детали, что может
привести к ее разрушению.
Для создания хотя бы приблизительно одинаковых условий
втягивания заготовки в матрицу по всему контуру на прямоли-
164
I
fi/О^нейных ее участках искусственно увеличивают сопротивление
\ втягиванию заготовки путем использования специальных перетяж-
^,\ных ребер (рис. 8.43, в), которые служат своеобразным тормозом
при перемещении заготовки относительно матрицы. Форма, раз-
W меры и способы закрепления перетяжных ребер рассмотрены
Ж в работе [24 ], число рядов ребер устанавливают экспериментально.
‘Ж Перетяжные ребра применяют только по мере необходимости,
Ж поскольку их установка усложняет штамп и увеличивает его
Ж стоимость.
ж Так как при вытяжке в угловых участках контура детали про-
исходит естественное утолщение фланца, это явление учиты-
вается при определении зазора между пуансоном и матрицей
I’ штампа для вытяжки: в угловых участках зазор должен быть
Д больше, чем на прямолинейных участках контура матрицы. Сог-
ласно практическим данным на прямолинейных участках контура
зазор между пуансоном и матрицей z = 1,2s и на криволинейных
участках z — (1,34-1,4) s. Направление зазора безразлично на
всех операциях вытяжки, кроме последней. При вытяжке деталей
с требуемыми наружными размерами зазор назначают, уменьшая
размеры пуансона, при вытяжке деталей с требуемыми внутрен-
ними размерами, увеличивая размеры матрицы. .
Оригинальный способ вытяжки высоких квадратных деталей
коробчатой формы был предложен С. А. Валиевым [5]. Сущность
1' этого способа заключается в совмещении вытяжки плоской заго-
< товки в конусный полуфабрикат с квадратным дном, с вытяжкой,
да;' из этого полуфабриката, квадратной высокой детали в комбини-
рованной матрице (рис. 8.44). При таком способе вытяжки до-
стигается расчленение процесса на отдельные, следующие друг
за другом стадии, а также более равномерное, чем при вытяжке
в обычных матрицах, распределение окружных напряжений по
‘•у
г
к '
Jv‘ Рис. 8.44. Схема штампа с комбинированной матрицей для вытяжки высокой
$ квадратной коробчатой детали
* m
контуру вытягиваемой детали. Последующая стадия вытяжки
должна начаться только после того, как произойдет спад усилия
на предыдущей стадии.
•
8.8. ОСОБЕННОСТИ ВЫТЯЖКИ АВТОКУЗОВНЫХ
ОБЛИЦОВОЧНЫХ ДЕТАЛЕЙ
К деталям наружной облицовки кузова автомобиля
относятся: панель капота, панель переднего ветрового стекла,
панели дверей, крыша и другие им подобные детали. Своеобразие
формы этих деталей, определенная общность построения техноло-
гического процесса штамповки, специфичность технических тре-
бований объединяют их в обособленную группу.
При изготовлении облицовочных деталей используют отрезку,
вырубку, пробивку, гибку, формовку и другие операции. Однако
главной операцией, определяющей возможность их изготовления,
является вытяжка. Основной критерий оценки технологичности
облицовочных деталей — относительная глубина (глубина вытя-
гиваемой полости при требуемых поперечных размерах).
Одна из особенностей штамповки облицовочных деталей за-
ключается в том, что их необходимо изготовлять не более чем
за одну операцию. Это объясняется высокими требованиями,
предъявляемыми к качеству поверхности облицовочных деталей,
особенно легковых автомобилей. А при многопереходной вытяжке
появляются следы и отпечатки на поверхности панели от преды-
дущих операций штамповки.
Вытяжку облицовочных панелей, как правило, осуществляют
на прессе двойного действия, внешний ползун которого обеспе-
чивает достаточно большую силу прижима заготовки. Кроме того,
конструкция прессов двойного действия позволяет применять
штампы для вытяжки с матрицей, закрепляемой на нижней плите,
что облегчает установку заготовки в штамп. К числу преимуществ
прессов двойного действия относится также возможность регули-
рования силы прижима на отдельных участках фланца вытягивае-
мой детали.
Условия втягивания заготовки в матрицу при вытяжке не-
одинаковы на различных участках ее контура. В связи с этим
условия втягивания заготовки в матрицу изменяются от силы
прижима заготовки, выполненных перетяжных ребер и перетяж-
ных порогов, которые, как при вытяжке коробчатых деталей,
создают дополнительное сопротивление перемещению заготовки
под прижимным кольцом, способствуют разглаживанию обра-
зующихся при вытяжке складок. При проектировании штампов
для вытяжки место расположения и число ребер определяют
ориентировочно и окончательно уточняют в процессе отладки
штампа.
Существенное влияние на качество поверхности вытягиваемых
деталей (отсутствие складок) оказывает технологический припуск,
166
«/служащий для удержания заготовки под прижимным кольцом
в процессе вытяжки. Его ширина и другие размеры зависят от
формы детали, толщины заготовки, конструкции перетяжного
порога и пр. Чем шире припуск, тем меньше складкообразо-
| вание детали при вытяжке, при этом расход металла увеличив
вается.
Для уменьшения припусков при изготовлении неглубоких
У’ пологих деталей применяют штамповку растяжением-обтяжкой.
Сущность этого способа в том, что листовую заготовку жестко
закрепляют в штампе только по двум противоположным кромкам.
* При этом формоизменение происходит как вследствие втягивания
' заготовки в матрицу, так и вследствие пластического двухосного
растяжения при обтягивании ее по пуансону. Практическое при-
% менение данного способа штамповки дает экономию металла
/ в 10—15 % из-за уменьшения ширины припуска (30 мм вместо
50—50 мм при обычной вытяжке) и уменьшения размеров заго-
товки вследствие уменьшения толщины заготовки при растяже-
нии. Кроме экономии металла, штамповка растяжением с обтяж-
кой позволяет использовать прессы простого действия вместо
прессов двойного действия и устранять хлопуны на пологих
* участках детали в результате уменьшения упругих деформаций
[111. Схема штампа для растяжения с обтяжкой показана на
z рис. 8.45, а. Теоретические и экспериментальные исследования
штамповки растяжением с обтяжкой развиты в трудах А. Д. Ма-
твеева и его сотрудников.
Ряд облицовочных деталей, а именно: наружная панель двери,
задняя часть крыши грузового автомобиля, внутренняя панель
задней двери и пр. имеют проемы («выштамповки»), донная часть
таких выштамповок образуется из-за локального утонения заго-
товки, при этом в очаге деформации возникают растягивающие
,v напряжения, способные вызвать появление трещин. Для созда-
ния условий, при которых часть металла из дна перетягивается
в стенки, в дне предусматривают технологические вырезы (окна)
г вблизи наиболее напряженных участков детали (угловые участки
проемов и пр.) (рис. 8.45, б). Вырезку окна выполняют по не-
замкнутому контуру (надрезка), при этом отход от заготовки не
отделяется и удаляется из штампа вместе с деталью. Форму и
размеры технологических вырезов уточняют при испытании и
отладке штампа.
Ряд облицовочных деталей имеют только три боковые стенки,
некоторые из них парные (правая и левая), например, декора-
тивная накладка крыла автомобиля «Москвич». Такого рода
детали, при условии что их изготовляют из стали одинаковой
толщины одной и той же марки, при приблизительно равных по-
перечных размерах (или одного из них) целесообразно штампо-
вать за один переход. Такой способ штамповки позволяет эконо-
мить металл вследствие уменьшения припусков и повысить, ми-
нимум, вдвое производительность труда.
167
Рис. 8.45. Штамп для штамповки кузовных деталей растяжением с обтяжкой (а)
и расположение технологических вырезов при вытяжке кузовных деталей авто-
мобиля (б, в)
Один из основных вопросов разработки технологического про-
цесса штамповки облицовочных деталей — выбор пространствен-
ной ориентации их в штампе. При его решении необходимо учи-
тывать возможность ввода в полость детали пуансона для вытяжки
и съема детали с пуансона, получение требуемой глубины по-
лости за один переход, обеспечение благоприятных условий при-
жима заготовки, максимальной контактной площади пуансона
и заготовки в начале вытяжки и пр.
Процесс вытяжки сложных по форме крупногабаритных дета-
лей теоретически исследован недостаточно, поэтому большое зна-
чение приобретает обобщение практического опыта, накопленного
передовыми отечественными и зарубежными автозаводами.
8.9. ВЫТЯЖКА ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ
С УТОНЕНИЕМ СТЕНКИ
Вытяжка с утонением стенки применяется для полу-
чения высоких пустотелых деталей или полуфабрикатов, у кото-
рых толщина дна больше толщины стенки. Вытяжка с утонением
168
? *
ЙРис. 8.46. Очаг пластиче-
* ской деформации, его на-
ь пряженное состояние (а)
и схема действия внеш-
них сил (б) при вытяжке
с утонением стенки
•fca. *
ь я
J г
%
ж
15Л*
£
пр
й
б)
а)
к
г».
г
,-р>
. У
я.
л' '
f
осуществляется протягиванием заготовки в виде колпачка (по-
лученного вытяжкой или каким-либо другим способом) через
матрицу, при этом зазор z между пуансоном и матрицей должен
быть меньше толщины стенки заготовки z ~ (DM — D^I2 < s.
Данным способом вытяжки получают детали с полем допуска h9—
hl2. Допуск на толщину стенки составляет 15—25 % номиналь-
ной толщины стенки, допуск на высоту полуфабриката — до
15 % его высоты.
В процессе вытяжки с утонением происходит уменьшение пер-
воначальной толщины стенки заготовки при относительно неболь-
шом уменьшении ее диаметра. За одну операцию можно получить
полуфабрикат значительно большей высоты, чем при вытяжке без
утонения.
При вытяжке с утонением очаг пластической деформации
находится в зоне уменьшения толщины заготовки. Он мал по
сравнению с другими размерами полуфабриката и ограничен
с обеих сторон упругодеформированными участками (рис. 8.46, а).
Вытяжка с утонением происходит в условиях объемного де-
формированного состояния. Однако, если учесть, что относитель-
ное уменьшение диаметра мало по сравнению с деформациями
в осевом (увеличение длины) и радиальном (уменьшение толщины
стенки) направлениях, то без большой погрешности можно счи-
тать, что вытяжка с утонением происходит в условиях плоского
осесимметричного деформированного состояния.
Ч"
£
* \
£ М
169
При деформировании элементарного объема, выделенного
в очаге деформации, возникают нормальные растягивающие сгр,
нормальные сжимающие сгп, окружные сжимающие ве и касатель-
ные т напряжения (см. рис. 8.46, а). Таким образом, при вытяжке
с утонением напряженное состояние — объемное.
При вытяжке заготовка скользит относительно пуансона
(вверх), в результате чего возникают контактные силы трения,
действующие в направлении движения пуансона. Одновременно
заготовка скользит относительно матрицы в направлении движе-
ния пуансона, при этом возникают контактные силы трения, на-
правленные в сторону, противоположную направлению движения
пуансона.
Силы трения на поверхности контакта заготовки и пуансона
разгружают опасное сечение, уменьшая растягивающие напря-
жения Ор. Силы трения на поверхности контакта заготовки и
матрицы способствуют увеличению растягивающих напряжений ор.
Особенность напряженного состояния при вытяжке с утоне-
нием заключается в том, что касательные напряжения т на по-
верхности контакта заготовки матрицы и пуансона направлены
в разные стороны и сжимающие напряжения оп по абсолютному
значению велики по сравнению с напряжениями т, ар и а0- Рас-
смотренная особенность напряженного состояния очага пластиче-
ской деформации — основная причина того, что допускаемая
степень деформации при вытяжке с утонением выше, чем при
вытяжке без утонения стенки.
Напряжения, возникающие в стенках протянутой части за-
готовки в период установившегося деформирования, определяют,
используя один из методов решения задачи о пластическом фор-
моизменении, а именно — метод работ, метод линий скольжения,
метод верхней оценки, метод конечных элементов (МКЭ) и др.
Приведем формулу для определения наибольшего растягива-
ющего напряжения в осевом направлении при вытяжке с уто-
нением стенки, полученную методом работ [231:
Oz = o's {{ 1 + [hi 4-(Н1 — Р-2)In(т?/-»/"Rr)]/<р) 1п(/?/г) + <р/2}), (8.44)
где <р — угол наклона образующей матрицы (угол ската матрицы);
рх — коэффициент контактного трения по матрице; р2 — коэф-
фициент контактного трения по пуансону; R и г — радиусы дуг,
ограничивающих очаг пластической деформации (рис. 8.47).
Анализ формулы (8.44) показывает, что увеличение коэффи-
циента трения р2 по пуансону приводит к уменьшению oz. Однако
это еще не значит, что коэффициент трения можно увеличивать
беспредельно, так как с его увеличением увеличивается выделе-
ние теплоты на контактной поверхности, что может привести
к налипанию (схватыванию) металла и, следовательно, появлению
задиров.
Расчеты по формуле (8.44) дают наименьшую погрешность по
сравнению с экспериментальными данными при степени деформа-
170
рис. 8.47. Сетка линий скольже-
ния притк = 0; разрывное кине-
матически допустимое поле и го-
дограф скоростей при вытяжке
с утонением
ции ф 0,4 при всех уг-
лах ската матрицы ср. При
малых степенях деформа-
ции (ф < 0,3) и больших
углах наклона матрицы
(<р^> 18-4-20°) расхождения
значительно больше [6].
Если условия трения
по пуансону и матрице
одинаковы, то рц — р2 — ц. Для данного случая вытяжки при
замене отношения радиусов отношением толщин (7?/г = s/sn) фор-
мула (8.44) примет вид
аг = a's [ 1 + (p./<p) In (s/sfl) + <р/2]. (8.44а)
Исследование данной формулы позволяет найти оптимальное зна-
чение угла сроит, при котором значение <тр наименьшее:
фонт = )z2p In (s/s«) 180°/л.
(8.446)
При отношении s/s^ = 2 и pt = 0,05 сропт = 15°.
Оптимальный угол наклона матрицы сропт увеличивается
с увеличением коэффициента трения и степени деформации.
Размеры заготовки. При вытяжке с утонением толщину заго-
товки принимают равной толщине дна вытягиваемого полуфабри-
ката (s = 5ДН). Диаметр заготовки Do определяют из условия
равенства объема заготовки и детали с учетом объема металла на
припуск под обрезку. Это условие может быть представлено
в виде 0,785sDp = £УД, откуда
Do = 1,13/IV^, (8.45)
где £ — коэффициент, учитывающий объем металла, идущего
на обрезку неровного края полуфабриката; Уд — объем детали.
Значение £ зависит от относительной высоты вытягиваемого
полуфабриката h/dR и изменяется от 1,08 до 1,15, чем больше
относительная высота, тем больше %. В том случае, когда неиз-
вестен объем детали, диаметр заготовки может быть прибли-
женно определен в функции ее размеров (высоты А, наружного
диаметра dH, толщины стенки зд):
Do ~ У dl + 4 (dil~5д) (Л + ДЛ - s) 5Д • (8.46)
171
При выводе формулы (8.46) не учтено скругление угловых уча-
стков дна полуфабриката, поэтому припуск на обрезку неровного
края ДА принимают минимальный.
Деформирующее усилие. При вытяжке с утонением стенки
деформирующее усилие состоит из двух составляющих: усилия,
вызывающего в деформированных стенках полуфабриката растя-
гивающие напряжения сг2 (тянущего усилия), приложенного
к донной его части, и равнодействующей сил контактного трения
по пуансону, направленной в сторону, противоположную движе-
нию пуансона (рис. 8.46, б). Учитывая это, суммарное усилие вы-
тяжки будет равно [23]
я
Рв = л ds^z 4~ л dpas J [ 1 — In (Z?/p)] dp.
г
Принимая во внимание, что г = sfl/sin <р, после интегрирова-
ния получаем
Рв = л ds^'s [1 + (р/<р) In (R/r) + ф/2 + (p/sin ф) In (R/r)].
Приняв p/sin ф ~ р/ф и заменив отношение радиусов R/r
отношением толщин стенки s/sA при условии, что коэффициенты
трения на наружной и внутренней поверхности заготовки в очаге
деформации одинаковы, с учетом (8.44а) получим
Рв-= л dsAOs [(1 + 2р/ф) In (5/5д) + ф/2]. (8.47)
V
Если использовать степенную аппроксимацию кривой упроч-
нения (по С. И. Губкину), то при средней, по очагу деформации,
степени деформации фср = 0,5 (s — §д)/§ напряжение текучести сг^
в формуле (8.47) будет равно
Os = Ов/( 1 — Ipp) [($ — 8д)/25%]М1_,|,р).
P. Хиллом, а затем Л. А. Шофманом было показано, что,
используя сетку линий скольжения (ABCD), построенную приме-
нительно к вытяжке с утонением стенки (см. рис. 8.47, а), можно
определить деформирующее усилие как произведение удельного
усилия на площадь поперечного сечения деформированного (про-
тянутого) участка полуфабриката:
рв = -й=-*(1 + и ctgф)^Лг^шф я [s«(27?п + s«)]-
Оптимальный угол наклона матрицы фопт, при котором усилие
деформирования минимально, можно определить методом верх-
ней оценки, используя для этого кинематически допустимое
разрывное поле и годограф скоростей. В результате минимизации
установлено, что фопт = 15-4-25°.
Экспериментальные исследования вытяжки с утонением стенки
показали, что наиболее существенное влияние на деформирующее
усилие оказывает угол наклона матрицы только при малых сте-
172
пенях деформации (до 30 %). Например, при степени деформа-
ции 20 % увеличение угла наклона матрицы с 6 до 30° вызывает
увеличение усилия вытяжки стальных полуфабрикатов в 2 раза,
латунных в 2,4 раза. При более высоких степенях деформации
усилие вытяжки от угла наклона матрицы практически не за-
висит. Также установлено, что с увеличением относительной
толщины стенки полуфабриката усилие вытяжки уменьшается [6].
Степень деформации при вытяжке с утонением характеризуется
относительным уменьшением площади поперечного сечения вытя-
гиваемой детали (полуфабриката). Если обозначить FN_A и
Fn — соответственно площади поперечного сечения полуфабри-
катов до и после вытяжки; dN_t и dN — номинальные наружные
диаметры полуфабрикатов до и после вытяжки и dB — номиналь-
ный внутренний диаметр вытягиваемой детали, то степень дефор-
мации будет равна
Ф = (F N—i — F^)/F^—\ = 1 — i — dl). (8.48)
Зная ф, djy-i и dB, из формулы (8.48) можно определить на-
ружный диаметр полуфабриката, получаемого вытяжкой с уто-
нением при принятой степени деформации:
dw — dw—i — ф i — ^в) • (8.48а)
Изменение диаметра полуфабриката при вытяжке с утонением
мало по сравнению с изменением толщины стенки, поэтому при-
нимают dN_t — dN. Учитывая это, степень деформации может
быть принята равной ф = (s^i — = 1 — От-
ношение sN_i/sN называют коэффициентом утонения и обозна-
чают его
Существует критическая (предельная) степень деформации фкр,
а также критический коэффициент утонения ЛуК, при котором
напряжения в опасном сечении близки к разрушающим. Крити-
ческая степень деформации фкр теоретически определена
И. П. Ренне из условия az ав. Предложенная им формула для
определения фкр может быть представлена в следующем виде:
4>кр = 1 — 1/ехр [-/з (1 + п)/2Са],
(8.49)
где
Са = 1 + (1 — 4>кр) (1 + |л ctg <р) р,.
Формула (8.49) является трансцендентным уравнением с одним
неизвестным фкр, которое решается методом итерации.
Сопоставление результатов расчета по формуле (8.49) с экспе-
риментальными данными применительно к вытяжке латунных и
стальных заготовок показало, что расчетные значения фкр на
10—15 % больше фактических. Это расхождение объясняется
тем, что разрушение стенки происходит в результате образования
трещин, которые совпадают с границами пластической области,
173
являющимися линиями разрыва скоростей течения. Значительные
локальные деформации сдвига, возрастающие с увеличением
угла наклона матрицы при наличии растягивающих напряжений,
делают металл весьма чувствительным к дефектам структуры,
которые в данных условиях приводят к разрушению.
Для определения предельно допустимой степени деформации
при вытяжке с утонением можно использовать формулу (8.49),
введя множитель, равный 0,85—0,9. Тогда, приближенно, пре-
дельно допустимая степень деформации будет равна [6]
ф (0,85 — 0,90} фкр.
Допустимая степень деформации при вытяжке с утонением
зависит от материала заготовки, числа последовательно установ-
ленных матриц и угла наклона матрицы <р. При ф< 18° допусти-
мая степень деформации равна: при вытяжке мягкой стали (С <
<0,12 %) через одну матрицу 0,45—0,55; через две матрицы 0,60—
0,70; через три матрицы 0,75—0,80; при вытяжке латуни (Zn
= 25-4-32 %) соответственно: 0,55—0,60; 0,60—0,70 и 0,75—0,85
[111.
Первая операция вытяжки (свертка) в большинстве случаев
выполняется без утонения. Срединный диаметр свертки dcp
определяется как при вытяжке без утонения стенки: dcp —
Желательно, чтобы внутренний диаметр свертки был бы равен
внутреннему диаметру детали, это обеспечивает минимальную
разностенность, минимальную косину кромки и кривизну про-
дольной оси полуфабриката. Зазор на вхождение пуансона в за-
готовку принимают равным 0,005 диаметра пуансона.
Последующие операции вытяжки ведутся с утонением при
незначительном уменьшении наружного диаметра полуфабриката.
В зависимости от материала заготовки и его .состояния (наклепан-
ный, отожженный) по нормативным данным выбирают допустимую
степень деформации или коэффициенты утонения Ду2 •••>
после чего определяют диаметры и толщины стенок полуфабрика-
тов по операциям вытяжки. Общее число операций N, необходимое
для получения детали с требуемыми размерами, можно определить,
используя зависимость [11]:
N = (In Fn - In F0)/ln (1 -фср), (8.50)
где Fo и Fn — соответственно площади поперечного сечения за-
готовки (свертки) и детали; фср — фд — допустимая степень
деформации. Среднюю высоту полуфабрикатов определяют из
условия равенства объема плоской заготовки диаметром Do и
соответствующего полуфабриката:
4 (rfH sn)
(8.51)
где dn и sN — соответственно наружный диаметр и толщина
стенки полуфабриката. Формула получена для полуфабриката, не
174
Рис. 8.48. Чертеж детали (а) и переходы ее штамповки (б)
имеющего плавного сопряжения дна и стенок в угловых участ-
ках, поэтому расчетная высота полуфабриката незначительно пре-
вышает среднюю фактическую.
В процессе вытяжки с утонением происходит интенсивное
упрочнение материала заготовки (наклеп), при этом существенно
повышается ее твердость. Для восстановления пластических
свойств заготовки, по мере необходимости, после вытяжки про-
водят рекристаллизационный отжиг (желательно в нейтральной
атмосфере) с последующим травлением, промывкой и сушкой.
Рассмотрим пример расчета диаметра заготовки и параметров технологиче-
ского процесса вытяжки тонкостенной детали (рис. 8.48, а). Методика более точ-
ного расчета параметров технологического процесса вытяжки с утонением и
размеров инструмента приведена в [11]. Материал — латунь марки Л-68 с вре-
менным сопротивлением ов = 300 МПа и равномерным относительным сужением
при растяжении фр = 0,3. Припуск на обрезку неровного крзя детали равен 10 мм.
1. Размеры заготовки. Толщину заготовки принимаем равной толщине дна
детали, т. е. s = 3 мм, а ее диаметр определяем по формуле (8.46):
DB у 202 +
—— (60 + 10 — 3) 1 = 45,8 ~ 46 мм.
2. Первую операцию вытяжки проектируем без утонения стенки и без при-
жима заготовки, так как удовлетворяется критерий сохранения устойчивости
Dq — d (18-7-22) s. При относительной толщине стенки (s/D0) 100 = 3 предель-
ное значение коэффициента вытяжки Къ1~ 2,0 [11, т. IV]. Можно предполо-
жить, что при (s/Dq) 100 = (3/46) 100 = 6,5 предельное значение КВ1 будет
выше. При вытяжке заготовки (свертки) с толщиной стенки s = 3 мм и средин-
ном диаметре dcp = 18+3 = 21 мм коэффициент вытяжки равен КВ1 = 46/21 =
= 2,19. Заготовка (свертка) будет иметь наружный диаметр dH = 21 + 3 =
= 24 мм и внутренний диаметр dB = 21 — 3 = 18 мм. Учитывая зазор z =
= 0,005d = 0,005-20 = 0,1 мм, обеспечивающий свободное вхождение пуансона
в заготовку, ее внутренний диаметр d' = 18,1 мм. Среднюю высоту заготовки
определяем по формуле (8.51):
А = 3
462 _ 242
4 (24 — 3) 3
= 21,3 мм,
175
а технологическое усилие по формуле (8.24):
в = 3’14 21-3<^-№1 = 70>62 кН.
1000
После первой операции вытяжки без утонения предусматривают рекристал-
лизационный отжиг, травление, промывку и сушку.
3. Последующие операции вытяжки проектируем с утонением стенки. Сте-
пень деформации фх на первой операции (с утонением) принимаем равной 0,55
[11, т. IVJ. Используя формулу (8.48а), определим наружный диаметр полуфаб-
риката после первой операции:
dN1 = /242 — 0,55 (242 — 182) = 20,9 мм,
при.этом толщина стенки полуфабриката равна s, = (20,9 — 18)/2 = 1,45 мм.
Степень деформации на второй операции вытяжки при наружном диаметре полу-
фабриката dH2 — 20 мм равна (см. 8.48, а)
ф2 = (20,92 — 202)/(20,92 — 182) = 0,326.
Определим суммарную степень деформации после двух операций вытяжки:
фс = (242 — 202)/(242 — 182) = 0,698 ~ 0,7.
Суммарная степень деформации не превышает допустимую при вытяжке
через две отдельные матрицы, а также через одну сдвоенную матрицу [11, т. IV].
Для проверки выполненных расчетов определим по формуле (8.50) общее число
операций вытяжки N при средней степени деформации фср ~ 0,55:
In [0,785 (202 — IS2)] — In [0,785 (242 — 182)] _
In (1—0,55) ’
Расчеты показывают, что рассматриваемую деталь можно получить за две
операции вытяжки с утонением стенки. Результаты технологических расчетов
сведены в табл. 6, а эскизы полуфабрикатов по операциям приведены на
рис. 8.48, б.
Конструктивные особенности штампов и инструмента. Схема
штампа для вытяжки с утонением показана на рис. 8.49, а. В нем
зазор между пуансоном 1 и матрицей 2 меньше толщины стенки
свертки, поэтому при вытяжке происходит утонение и полуфаб-
рикат плотно охватывает пуансон. Штамп имеет разжимной
съемник 5, состоящий из трех одинаковых отрезков кольца. При
прохождении пуансона вместе с полуфабрикатом сквозь съемник
отрезки кольца расходятся и пропускают полуфабрикат, после
чего вновь сжимаются под действием пружины 4 до упора в бо-
ковую поверхность матрицы. При обратном ходе кромка вытяну-
того полуфабриката наталкивается на съемник, который снимает
его с пуансона. Для облегчения съема рабочую часть пуансона
делают слегка конусной (угол конусности 1—1° 30'), поверхность
пуансона полируют и хромируют. Для устранения вакуума, обра-
зующегося при съеме полуфабриката с пуансона, в нем преду-
сматривают центральное отверстие, сообщающееся с атмосферой.
Пуансоны изготовляют из инструментальной стали У10А или
ее заменителей, термообработка заключается в закалке с после-
дующим отпуском на твердость HRC = 58-4-62. Конусную рабо-
чую часть матрицы и калибрующий поясок (3—5 мм) также поли-
176
> Рис. 8.49. Схема штампа для
вытяжки с утонением (а) и по-
этажно-расположенные матри-
цы (б):
1 — пуансон; 2 — матрица; 3 — раз-
жимной съемник; 4 — пружина
руют и хромируют ДЛЯ
повышения износостой-
кости. Матрицы изготов-
ляют из твердого сплава
ВК20-С или инструмен-
тальной стали У10А, твер-
дость после закалки и
отпуска HRC = 624-64.
Угол конусной части мат-
рицы (угол ската) в зависи-
мости от условий деформирования равен 8—18°. Методика расчета
исполнительных (рабочих) размеров инструмента приведена в [11].
Для повышения производительности труда совмещают два и
более переходов вытяжки с утонением стенки в одном штампе.
Для этого в штамп устанавливают несколько матриц (одна под
другой) с последовательно уменьшающимися диаметрами рабочего
отверстия (рис. 8.49, б). В таком штампе толщина стенки вытя-
гиваемого полуфабриката уменьшается постепенно, проходя по-
следовательно через поэтажно расположенные матрицы, при этом
разностенность и искривление продольной оси детали меньше,
чем при вытяжке в однопереходной матрице.
Увеличение суммарной степени деформации при вытяжке через
две и более матриц можно получить в том случае, когда процесс
вытяжки в нижней матрице начинается после того, как закон-
6. Результаты технологических расчетов вытяжки
№ п/п Определяемый параметр Вытяжка без уто- нения Вытяжка с утонением № формул
первая операция вторая операция
1 Наружный диаметр, мм 24,0 20,9 20,0 —
2 Внутренний диаметр, мм 18,1 18,06 18,0 —
3 Толщина стенки, мм 3,0 1,45 1,0 —
4 Степень деформации 0,54 0,55 0,32 8.44
5 Коэффициент утонения 1,0 2,07 1,45 1 '
6 Средняя высота полуфабрика- та, мм 21,3 47,6 70,0 8.51
7 Оптимальный угол наклона матрицы (т) = 0,1) 20° 22° 16° 8.446
8 Усилие вытяжки, кН 70,6 60 27 8.47
177
чится в верхней, т. е. когда между матрицами имеется достаточно
большое расстояние.
Если вытяжка с утонением сопровождается существенным
уменьшением диаметра полуфабриката, ее называют комбиниро-
ванной. Исследование процесса комбинированной вытяжки пока-
зало, что одновременное уменьшение толщины стенки и диаметра
полуфабриката (в определенных пределах) не только не снижает
предельно допустимую степень деформации, но даже несколько
увеличивает ее [5].
Применяя комбинированную вытяжку, за одну (первую) опе-
рацию получают деталь высотой до 1,5 ее диаметра, в то время
как при вытяжке без утонения деталь такой высоты можно полу-
чить только за две, три операции (или перехода). Это объясняется
тем, что при комбинированной вытяжке, как и при вытяжке с уто-
нением, полезные (активные) силы трения существенно разгру-
жают опасное сечение полуфабриката.
Комбинированная вытяжка позволяет не только сократить
число операций, но и улучшить качество поверхности полуфаб-
риката, повысить точность его диаметральных размеров. Она
применяется для получения деталей, у которых толщина стенки
меньше толщины дна.
Степень деформации при комбинированной вытяжке опреде-
ляется соотношением
Ф — (F n-i — Fn)/Fn~i — 1 — Fn/Fn-i — I — ^%/(^N-l%-l)«
Имея в виду, что — dN_JdN и /Сву = sN_t/sN, получим
Ф = 1 — 1/КвКву = 1 — 1ЛКвю
где /Свк = КвКву — коэффициент формоизменения при комбини-
рованной вытяжке, он равен произведению коэффициентов вы-
тяжки /Св и вытяжки с утонением /Сву. Зная значения /Св и /Сву,
можно определить толщину стенки и диаметры полуфабрикатов
по операциям комбинированной вытяжки:
di (ср) =
^2 (ср) — d\ (ср)/Кв2,
dtf (ср) = ^(Л^—1) ср/^СвМ,
$1 = 5//С/ву Ь
S2 :=: Sl/Кву 2,
Syv — —1/Кву N-
В том случае, когда требуемый по чертежу детали диаметр dcp
получен вытяжкой, а толщина стенки полуфабриката больше
требуемой (dcp = d и sN > s), вытяжка продолжается только
с утонением стенки; при sN — s, но при dNcp>d вытяжка про-
должается без утонения стенки.
Высоту полуфабрикатов по операциям вытяжки определяют
из условия равенства объемов заготовки и соответствующего полу-
фабриката и подсчитывают по формуле (8.49).
178
Основополагающие теоретические и экспериментальные иссле-
дования вытяжки с утонением и комбинированной вытяжки вы-
полнены коллективами ученых МВТУ им. Баумана и Тульского
политехнического института.
8.10. ВЫТЯЖКА ДЕТАЛЕЙ ИЗ ПЛАСТМАСС
Пустотелые тонкостенные детали (изделия) промыш-
ленного и бытового назначения, а именно: автокузовные облицо-
вочные детали, детали холодильников, раковины умывальников,
корпуса различных приборов, детские ванны, детские игрушки
и пр. изготовляют из листовых термопластичных пластмассовых
заготовок, которые перед формоизменением нагревают до опре-
деленной, оптимальной температуры. Только фибру перед штам-
повкой увлажняют. В результате нагрева пластические свойства
заготовок существенно повышаются и это позволяет деформиро-
вать их с высокой степенью деформации без разрушения,
Наиболее термопластичные листовые пластмассы — полисти-
рол, полиэтилен, органическое стекло и пр. Температура нагрева
заготовок этой группы зависит от вида пластмассы и ее марки,
она изменяется от НО до 160 °C. Из перечисленных материалов
изготовляют наиболее глубокие и сложные по форме детали.
Менее пластичные пластмассы — текстолит, стеклотекстолит и им
подобные. Температура нагрева текстолита составляет 170 °C,
стеклотекстолита — до 230 °C. Из этих материалов изготовляют
неглубокие детали промышленного назначения. Гетинакс, эбонит
и материалы на основе слюды — в штампах пластически не де-
формируются.
Для изготовления пластмассовых деталей вытяжкой-формов-
кой применяют специальные установки с автономным приводом.
В массовом и крупносерийном производстве наиболее широкое
применение получили специальные вакуум-формовочные уста-
новки, имеющие вакуум-насос, компрессор, термоэкран и устрой-
ство, позволяющее работать в автоматическом режиме.
Конструктивная схема одной из таких установок, служащая
для изготовления холодильной камеры бытового холодильника,
показана на рис. 8.50, а. Она состоит из алюминиевого пуансона /,
имеющего множество отверстий небольшого диаметра, располо-
женных по линиям перегиба детали, плиты-основания 2, пневмо-
привода пуансона 3, зажимного и герметизирующего устройства 4
и корпуса 5. Заготовку из полистирола устанавливают в зажимное
устройство 4, после чего ее нагревают до температуры 110—120 'С
нагревателем 6. При перемещении пуансона в верхнее положение
заготовка обтягивается по пуансону, но углов не заполняет,
происходит формовка за счёт уменьшения толщины стенки (с 5
до 1,5 мм). В результате создания вакуума в угловых полостях
пуансона Л, Б, В и др. (см. рис. 8.50, а) заготовка заполняет все
угловые участки, впадины и пр., ибо во всех этих местах создается
179
Рис. 8.50. Схемы вакуум-формовочных установок (а, б) и схема штампа (в) для
изготовления деталей из листовых пластмасс
разрежение. После окончания вакуумирования полуфабрикат
охлаждают струей сжатого воздуха до температуры 30 °C и уда-
ляют из установки.
В мелкосерийном производстве для изготовления средних и
крупных деталей, имеющих форму тел вращения из органического
стекла и других пластмасс, применяют вакуум-формовочные уста-
новки брлее простой конструкции (рис. 8.50, б). Такая установка
состоит из корпуса /, матрицы 2, прижимного и уплотнительного
колец 3 и 4, струбцины 6, формующей матрицы 7 и термоэкрана 5.
С помощью вакуум-насоса в корпусе 1 создается разрежение,
в результате чего под действием атмосферного давления нагретая
заготовка втягивается в матрицу 2 и принимает форму матрицы 7.
180
Кроме рассмотренных вакуум-формующих установок для из-
готовления деталей из листовых пластмассовых заготовок тол-
щиной до 15—20 мм применяют пневматические установки для
вытяжки-формовки по жесткой матрице давлением сжатого воз-
духа, а также штампы для вытяжки, устанавливаемые на гидрав-
лические прессы (рис. 8.50, в). Материалом для их изготовления
служит силумин или низкоуглеродистая сталь.
8.11. СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИЕ технологические
СРЕДСТВА, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ ВЫТЯЖКЕ
При вытяжке с высокой степенью деформации пра-
вильный выбор смазочно-охлаждающих технологических средств
• (СОТС), их состава и вязкости имеет первостепенное значение.
Использование эффективных СОТС позволяет устойчиво вести
процесс при высоком качестве поверхности получаемых деталей
и удовлетворительной стойкости инструмента.
В производстве применяют большое число смазочных материа-
лов различного состава, которые можно подразделить на две
группы: материалы без наполнителей и с наполнителями. Смазоч-
ные материалы без наполнителей не создают достаточно прочной
разделяющей (экранирующей) пленки и сравнительно легко
выдавливаются. Наилучшие материалы при высоких удельных
усилиях — вещества с наполнителями в виде мела, талька и, осо-
бенно, порошкообразного графита или древесной муки. Примене-
ние таких материалов, кроме повышения допустимой степени де-
* формации, повышает стойкость инструмента (особенно матриц),
так как наполнитель является разделяющим слоем между заготов-
кой и инструментом.
Смазочные материалы, применяемые при вытяжке, должны
удовлетворять следующим требованиям:
а) создавать прочную, не засыхающую пленку, способную вы-
держивать высокие удельные усилия, не выдавливаясь с кон-
тактной повер хности;
б) обеспечивать хорошее прилипание (сцепление) и равномер-
ное распределение смазывающего слоя;
в) легко удаляться с поверхности готового изделия;
г) быть химически стойкими и безвредными;
д) частицы наполнителя не должны портить механически (ца-
рапины) поверхность изделия и инструмента;
е) не изменять свою вязкость с изменением температуры,
т. е. быть термостабильными.
1 Последнее требование до настоящего времени остается прак-
тически трудно выполнимым.
При вытяжке стальных деталей и цветных сплавов хорошие
результаты дают СОТС на основе веретенного масла с различного
рода наполнителями в виде талька, серы, графита, мела и пр.
[11]. Кроме того, при вытяжке несложных деталей используют
181
смазочные материалы с присадками хлора и серы типа ХС-147,
ХС-163, XС-164, Укринол-23 и др. [11].
При вытяжке жаропрочных и титановых сплавов и коррозион-
но-стойкой стали, весьма склонной к налипанию (схватыванию) на
инструмент, используют пасту БЖС-4, получаемую синтезом
продуктов переработки нефти, а также покрывают заготовки ла-
ком ХВЛ-21, служащим разделительным слоем, или используют
полиэтиленовые или бумажные пропарафиненные прокладки.
Весьма перспективным смазочным материалом при вытяжке кор-
розионно-стойких сталей является пластифицирующее медное
покрытие, наносимое на заготовку из солевого раствора.
Налипание жаропрочных и коррозионно-стойких сталей на
рабочую кромку матрицы объясняется тем, что они имеют более
высокий предел текучести и равномерное относительное сужение
при растяжении по сравнению с малоуглеродистыми сталями.
В связи с этим при вытяжке контактное давление на кромке ма-
трицы соответственно увеличивается. Это приводит к налипанию
металла, вызывающего появление задиров на поверхности де-
тали.
При вытяжке алюминиевых сплавов используют смеси воска
и скипидара или технический вазелин; при вытяжке меди —
Укринол-3 или животный жир, а также сурепное масло или мыль-
но-масляную эмульсию. При вытяжке деталей, подвергающихся
отжигу, в том числе деталей, получаемых вытяжкой с утонением,
используют водно-мыльную эмульсию, так как другие виды сма-
зочных материалов, сгорая, покрывают деталь слоем трудно уда-
ляемого нагара. Температура эмульсии должна быть не выше
20—30 °C, при более высокой температуре вязкость эмульсии
настолько уменьшается, что она теряет свои антифрикционные
свойства, появляется брак по разрывам.
Исследования, выполненные Е. И. Исаченковым, целью кото-
рых было установление оптимальной вязкости смазочных мате-
риалов в зависимости от скорости деформирования и контактных
давлений на инструмент при вытяжке, показали, что смазочные
материалы, пригодные при вытяжке с малой скоростью деформи-
рования, совершенно непригодны при вытяжке с высокой ско-
ростью деформирования вследствие нагрева и уменьшения вязко-
сти. Применяя термостабильные смазочные материалы оптималь-
ной вязкости, Р. В. Пихтовников показал возможность получения
годных деталей вытяжкой со скоростью деформирования порядка
300 м/с. При штамповке взрывом листовых алюминиевых сплавов
используют вазелиновое масло или 10 %-ную водно-мыльную
эмульсию [11].
Рассмотренные смазочные материалы используют не только
при вытяжке, но и при выполнении других формоизменяющих
операций: гибке, обжиме, раздаче, отбортовке и пр.
182
ГЛАВА 9. ОТБОРТОВКА, ОБЖИМ, РАЗДАЧА
, 9.1. ОТБОРТОВКА ОТВЕРСТИЙ
I
Отбортовкой получают горловины на плоских за-
готовках или на заготовках одинарной (цилиндр, конус) и двой-
ной (сфера и пр.) кривизны, в которых, как правило, имеется тех-
нологическое отверстие, эквидистантное контуру горловины.
В процессе отбортовки одновременно увеличивают технологи-
ческое отверстие и изгибают заготовку на рабочей кромке матрицы,
а затем спрямляют ее при перемещении относительно рабочей
кромки пуансона. Начальная стадия процесса отбортовки пока-
зана на рис. 9.1, а, а конечная на рис. 9.1, б.
Зона пластической деформации при отбортовке представляет
собой кольцевой участок, ограниченный радиусами гот и 7?
(рис. 9.1, а). Напряженное состояние зоны пластической дефор-
мации — плоское, характеризуемое двухосным растяжением в ра-
диальном и окружном направлениях. В связи с этим пластичность
материала заготовки невысокая, высота горловины, полученная
отбортовкой, составляет всего 0,2—0,3 ее диаметра.
При отбортовке в холодном состоянии происходит упрочнение
металла и уменьшение толщины заготовки в зоне деформации (уто-
нение борта). Эти явления оказывают противоположное влияние
на максимальные, радиально направленные растягивающие на-
пряжения Op тах — утонение заготовки уменьшает, а упрочнение
увеличивает значение артах. Если считать, что влияние упрочне-
ния и утонения на артах компенсируют друг друга, то в анализе
напряженного состояния их можно не принимать во внимание
[22].
С учетом напряжений, возникающих в заготовке на всех ста-
диях процесса, а также с учетом дополнительных напряжений,
Рис. 9.1. Стадии отбортовки:
а — начальная; б — конечная
183
вызванных силами контактного трения, формула для определения
наибольшего радиального растягивающего напряжения в «пико- i
вый» момент отбортовки (когда угол охвата заготовкой рабочих |
кромок матрицы и пуансона осм = ап = 90°), полученная инже- I
нерным методом, имеет вид
Ортах = + 2rn+s + 4rM + 2s ) С1 + 1>6^’ ,
где г0 = г + 0,57 (гм + гп + $) — радиус технологического от-
верстия в заготовке в «пиковый» момент отбортовки; R — радиус
горловины.
В формуле (9.1) двучлен (1 —г0//?) представляет собой сте-
пень деформации, слагаемые s/(2rn + s) и s/(4rM + 2s) учитывают ;
изгиб заготовки на кромках пуансона и матрицы соответственно, ’
а множитель (1 + 1,6jjl) — контактное трение на рабочей кромке
пуансона [22].
Более точно величину артах с учетом влияния упрочнения
металла и утонения борта можно определить по методике, при-
веденной в работе [16].
Деформирующее усилие отбортовки цилиндрическим пуансо-
ном с плоским торцом в «пиковый» момент процесса при условии,
что (/? — г0) > гп, определяется по формуле
— 2л<о/?5(Ур гаах,
от
(9.2)
где ар max — максимальное радиальное растягивающее напря-
жение, определяемое по формуле (9.1).
Деформирующее усилие отбортовки приближенно можно опре-
. делить, используя формулу (9.1), исключив в ней второе и третье
слагаемые и множитель (1 + 1,6р), которые учитывают влияние
напряжения изгиба и контактного трения:
Рот ~ nDsoB (1 — 1/г0//?). (9.3)
Влияние неучтенных факторов (в том числе упрочнения) в фор-
муле (9.3) компенсируется тем, что вместо напряжения текуче-
сти ав, входящего в формулу (9.1), принято временное сопротив-
ление разрыву сгв.
Существенное влияние на усилие отбортовки оказывает форма
рабочей части пуансона. На рис. 9.2 показан график изменения
усилия по ходу при отбортовке цилиндрическим (а), сфериче-
ским (б), параболическим (в) и коническим (г) пуансонами. Наи-
меньшее усилие отбортовки требуется при штамповке параболиче-
ским и коническим пуансонами.
Деформирующее усилие отбортовки коническим пуансоном:
Рот = nRsoB
( 1----sin <р + (1 — sin ф) In (R/r0)
X (sin ф + И cos ф) (1 + У R 2L Го) sin у ) ,
(9-4)
где ф — угол наклона образующей пуансона.
184
Применение пуансона с углом ср = 30° позволяет снизить
усилие отбортовки при отношении г/7? = 0,6 примерно в 1,5 раза
по сравнению с усилием, необходимым для отбортовки цилиндриче-
ским пуансоном с плоским торцом и малым радиусом скругления
кромки.
Форма рабочей части пуансона влияет на точность размеров
и форму образующей горловины. При отбортовке цилиндрическим
пуансоном с плоским торцом и относительно малым радиусом
скругления рабочей кромки поверхность горловины становится
бочкообразной, при этом ее диаметр увеличивается в зоне изгиба
и борт отходит от пуансона. Такой дефект недопустим, если гор-
ловина предназначена для соединения с другими деталями резь-
бой или неподвижной посадкой.
Вышеизложенное объясняется действием изгибающего мо-
мента, образованного радиальными напряжениями ор и контакт-
ными силами трения в конечный момент отбортовки. Чем больше
зазор между пуансоном и матрицей, тем изгибающий момент
больше и тем больше искажается форма борта. Бочкообразность
горловины устраняют путем увеличения радиуса скругления ра-
бочей кромки пуансона. При отбортовке полусферическим или
коническим пуансоном форма борта остается прямолинейной.
Наибольшая высота горловины hmaXt полученная отбортовкой
без дефектов в виде трещин у кромки, зависит от равномерного
относительного удлинения кольцевого участка заготовки, гра-
ничащего с технологическим отверстием, значение которого, в свою
очередь, зависит от степени деформации, характеристик механиче-
ских свойств материала заготовки и относительной толщины стенки
борта горловины s/D.
Существенное влияние на значение относительного равномер-
ного удлинения оказывает состояние материала заготовки у кромки
технологического отверстия. Если упрочнение металла у кромки
отверстия незначительно или совсем отсутствует (что может быть
185
при получении отверстия сверлением или пробивкой с последу-
ющей зачисткой, а также в результате отжига заготовки после
пробивки), то относительное удлинение значительно больше, чем
при отбортовке отверстия, полученного пробивкой в штампе, когда
ширина упрочненного кольцевого участка заготовки, гранича-
щего с отверстием, соизмерима с ее толщиной.
Относительное удлинение краевой части горловины при от-
бортовке существенно больше относительного удлинения при рас-
тяжении стандартного образца. Это объясняется неравномерным
характером распределения деформаций по высоте горловины:
периферийный слой деформируется больше, чем слои заготовки,
брлее удаленные от кромки отверстия, в результате чего последние
сдерживают деформацию периферийного слоя, увеличивая этим
его относительное равномерное удлинение.
Относительное удлинение кольцевого участка заготовки, гра-
ничащего с технологическим отверстием, определяется зависи-
мостью
. 6g = D/d^ — 1,
где d0 — диаметр технологического отверстия; D — диаметр горло-
вины. Отношение D/d0 называется коэффициентом отбортовки /Сот.
В связи с отсутствием методики учета влияния концентраторов
напряжений и деформационного упрочнения вдоль кромки тех-
нологического отверстия, полученного пробивкой, сверлением или
каким-либо другим способом, аналитическая функция (в явном
виде) для определения коэффициента отбортовки пока не полу-
чена.
Предельная степень деформации может быть определена в ре-
зультате использования метода В. Л. Колмогорова для определе-
ния ресурса пластичности. Для этого достаточно получить поле
распределения деформаций тем или иным способом и построить »
диаграмму пластичности для данной марки и толщины металла.
Для определения допустимого коэффициента отбортовки ис-
пользуют экспериментальные данные в виде таблиц или графиче-
ских зависимостей. Анализ этих данных показывает, что с увели-
чением относительной толщины заготовки s/D значение предельно
допустимого коэффициента отбортовки /Сот увеличивается
(рис. 9.3, а).
В связи с тем, что продольная относительная деформация 6Р
по очагу деформации изменяет свой знак (у кромки горловины —
сжатие, а затем на определенном расстоянии от него и далее —
растяжение), максимальная разница между длиной развертки
образующей борта и шириной деформируемого участка заготовки
составляет примерно 10 %. Используя эти данные, диаметр тех-
нологического отверстия можно определить из условия равенства
длины развертки борта ширине деформируемого участка заготовки
(см. рис. 9.1, б):
dQ = D + 2,4s + 0,9rM — 2h. (9.5)
186
Применение формулы (9.5) возможно, если требуемая высота
горловины не превышает предельно допустимую (h < йтах):
l (1 1/^Сот) Ч” 2,4s -|- /п
Л-тах — 2 ’ \у,°/
где Кот — коэффициент отбортовки, определяемый согласно экспе-
риментальным данным, имеющимся в справочной литературе [24].
Более корректное решение задачи по определению диаметра
технологического отверстия получают при использовании усло-
вия неизменности объема детали до и после деформации. Однако
результаты измерений высот горловин, полученных отбортовкой,
показали, что отклонения расчетных [по формуле (9.5) 1 и опыт-
ных данных (при (s/D) 100 5) не превышают 6 %. Поэтому
формула (9.5) приемлема для практического использования.
Высота борта обычно не превышает 0,3 диаметра горловины D.
Если технологическое отверстие подвергнуть зачистке, высота
борта увеличивается до (0,3—0,4) D. В том случае, когда требуе-
мая высота горловины больше предельно возможной (h > hmax),
горловину получают предварительной вытяжкой цилиндриче-
ского углубления (за одну или несколько операций по схеме вы-
тяжки деталей с широким фланцем) высотой h' с последующей
пробивкой технологического отверстия и отбортовкой его (см.
рис. 9.3,6). Высота углубления. А', обеспечивающая получение
требуемой высоты гор-
ловины после отбортов-
ки, определяется зави-
симостью
hf ~h- 0,28 (Кот ~
- 1)/Кот, (9.7)
которая получена при
условии, что диаметр
технологического отвер-
стия d0 = (D + s)/Kot и
радиус скругления дна
углубления гп = (D —
- dQ)/2.
Штампы для отбор-
товки без утонения сход-
ны по своей конструк-
Рис. 9.3. Зависимость допус-
тимого коэффициента отбор -
товки от относительной тол-
щины заготовки для стали 08:
(/ — отверстие получено про-
бивкой, 2 — сверлением) (а) и
схема получения горловины вы-
тяжкой и отбортовкой (6)
187
Рис. 9.4. Схема штампа
для отбортовки:
1 — пуансон; 2 — съемник;
3 — матрица; 4 — выталки-
ватель
ции со штампами для первой операции вытяжки, используе-
мыми на кривошипных прессах простого действия (рис. 9.4).
Отличие заключается в том, что на пуансоне закрепляется фикса-
тор, диаметр которого равен диаметру технологического- отвер-
стия d0. Зазор между пуансоном и матрицей принимается равным
толщине металла, диаметр пуансона Da соответствует диаметру
горловины D. Радиус скругления пуансона гп принимается рав-
ным 6—8 толщинам заготовки^ Д
Отбортовка плоских кольцевых заготовок. При штамповке
плоских кольцевых заготовок возможны различные варианты
формоизменения, а именно: вытяжка цилиндрической детали
диаметром d при неизменном диаметре отверстия dQ (рис. 9.5, а);
вытяжка цилиндрической детали сопровождается увеличением
диаметра d0 (рис. 9.5, б); отбортовка горловины диаметром D,
сопровождающаяся уменьшением диаметра заготовки Do
(рис. 9.5, в); отбортовка горловины при неизменном диаметре за-
готовки Do (рис. 9.5, г).
Характер формоизменения зависит от соотношения диаметраль-
ных размеров кольцевой заготовки и, следовательно, от значения
технологического усилия, необходимого для штамповки. Соотно-
шение между усилием вытяжки и отбортовки можно установить,
используя ранее приведенные приближенные формулы (8.24) и
(9.3). Сделав сокращения и приняв d0 — D, получим
Ръ/Рм = (Кв ” 1) КоЛКот “ 1). (9.8)
При равных друг другу усилиях вытяжки и отбортовки начало
обоих процессов равновероятно. Это условие (Рв = Рот) позво-
ляет найти функциональную связь /Св = 2 — 1//COT, используя
которую можно построить граничную кривую, разделявшую
области отбортовки и вытяжки (рис. 9.5, б). Область соотношений
Кв и Кот» лежащая под граничной кривой, характеризует от-
бортовку, область над кривой — вытяжку.
Более детальное исследование формоизменения кольцевых
заготовок выполнено 3. Марчиньяком (ПНР), его результаты пред-
ставлены в виде граничных кривых, разделяющих поле графика
в осях /Св — 1//С0Т (см. рис. 9.5, а) на пять областей, каждая из
188
$
Область I
Область II
Область III и IV
Область V
г
д)
е)
Рис. 9.5. Отбортовка плоских кольцевых заготовок:
а—г — возможные варианты формоизменения; д — граничная кривая разделения об-
ласти отбортовки и вытяжки; е — граничные кривые по 3. Марчиньяку (ПНР)
которых соответствует различным вариантам формоизменения
(см. рис. 9.5, а ... г). График состоит из двух зон. Зона А (верхняя
часть графика) соответствует разрушению заготовки (трещины,
отрыв дна), зона Б — штамповке без разрушения.
Нанеся на график точку с координатами d0/d и DJd, можно
установить характер формоизменения кольцевой заготовки. Из
графика следует, что собственно отбортовка возможна только
в области V, когда Оф — Do. При других соотношениях,диаме-
тров D, d и d0 (области III и IV) процесс отбортовки ведут с же-
стким прижимом (защемлением) фланца.
Особые способы отбортовки. Кроме рассмотренной тради-
189
ционной отбортовки плоской заготовки с предварительно про-
битым отверстием существуют другие способы получения горло-
вин. К их числу относятся: отбортовка с наложением сжимающих
осевых нормальных давлений по кромке отверстия (рис. 9.6, а),
отбортовка с наложением сжимающих радиальных давлений по
кромке отверстия (рис. 9.6, б), отбортовка с предварительным вы-
глаживанием боковой поверхности отверстия конусным пуансоном
(рис. 9.6, в), отбортовка с наложением нормальных осевых на-
пряжений в конечный момент деформирования (рис. 9.6, г), сов-
мещение отбортовки с предварительной формовкой выступа для
горловины и пробивкой отверстия (рис. 9.6, д) и др. Наложение
сжимающих давлений на очаг деформации способствует повыше-
нию пластичности и, следовательно, повышению предельно до-
пустимой степени деформации. Выглаживание кромки отверстия
коническим пуансоном устраняет микротрещины, появляющиеся
при пробивке технологического отверстия, что также способствует
новышению степени деформаци и.
С. 3. Юдович и В. Ф. Писков предложили выполнять формовку,
пробивку и отбортовку в штампе совмещенного действия, особен-
ность которого заключается в том, что пробивка отверстия осу-
ществляется пуансоном без матрицы, острые кромки которого
надрезают обтянутую вокруг него заготовку, а затем отделяют
отход (рис. 9.6, ё).
Отбортовкой можно получить горловины не только на плоских,
но и на цилиндрических пустотелых заготовках (рис. 9.7). Данным
способом изготовляют, например, отростки различного вида для
приварки трубопроводов. Для того чтобы горловина имела при-
близительно одинаковую высоту по всему контуру, технологи-
190
ческое отверстие должно иметь форму овала, большая ось а ко-
торого расположена вдоль оси симметрии цилиндрической заго-
товки, длину можно определить из условия равенства длины
развертки борта ширине деформируемого участка заготовки (как
при отбортовке круглого отверстия) по формуле (9.5), а длину
малой оси Ъ определяют из того же условия по формуле (см.
обозначения на рис. 9.7, а)
b = (Он — s) cos
(2РН Ч~ 2гн) arccos (tfB 2гн)/(^н — 2гв) — 2Л
(9.9)
Если на чертеже детали имеется только размер Н (рис. 9.7, а),
а высота цилиндрического пояска h отсутствует, последняя опре-
деляется по формуле
h = (H~ 0,5s)
Р + (Я + 2г)]Л-(4±^)2
где D, г и d — срединные размеры поперечного сечения заготовки.
Для изготовления горловин небольших тройников из трубча-
тых цилиндрических заготовок (рис. 9.7, б) в мелкосерийном про-
изводстве применяют штампы с разъемной матрицей, в которых
пуансоном для отбортовки служит шарик, заталкиваемый в тех-
нологическое отверстие клином, совершающим возвратно-посту-
пательное движение внутри заготовки. Существуют более слож-
ные конструкции штампов для отбортовки, применяемые для изго-
товления толстостенных тройников большого диаметра.
Горловины диаметром до 500 мм на трубах большого диаметра
и длины можно получать развальцовкой на специальных станках
мод. ТЗО—Т500 (Финляндия),
оснащенных комбинированным,
легко переналаживаемым, вра-
щающимся инструментом (рис.
9.8, а). При опускании инстру-
мента происходит сверление
техно ло ги ческого отвер сти я
сверлом 2, при этом пальцы 3
втянуты регулирующим кону-
сом 4 в корпус 1 (рис. 9.8, б).
После окончания сверления
корпус 1 перемещается внутрь
трубы, при помощи регулирую-
щего конуса 4 из него выдви-
гают пальцы 3 и настраивают
на развальцовку горловины
требуемого диаметра. Затем
Рис. 9.7. Горловина на цилиндриче-
ской пустотелой заготовке
191
Рис. 9.8. Схема развальцовки
горловины на трубах
методом «Т—ДРИЛЛ»
инструмент перемещают вверх, пальцы для развальцовки контакти-
руют с трубой, постепенно развальцовывая горловину (рис. 9.8, в).
В течение всего процесса развальцовки труба прочно закреплена
на столе станка.
Время обработки стальной трубы при диаметре горловины
54 мм составляет 15—30 с, при диаметре горловины 500 мм —
10—20 мин. Если диаметр горловины превышает 100—120 мм,
технологическое отверстие фрезеруют, после чего развальцовы-
вают. Рассмотренный способ получения горловин запатентован
в Финляндии, где он получил название «Т — ДРИЛЛ».
Отбортовка с утонением. Если требуется получить высокую
горловину, ее изготовляют в штампе с односторонним зазором
между пуансоном и матрицей меньше первоначальной толщины за-
готовки (z <; s). При этом увеличение высоты горловины проис-
ходит вследствие преднамеренного уменьшения толщины борта.
Такой способ формоизменения называется отбортовкой с утоне-
нием.
Детали, полученные данным способом, имеют высокую точ-
ность диаметральных размеров горловины (8—10-й квалитет) и
высокую чистоту поверхности (Ra — 3,24-1,6). Кроме того, в ре-
зультате холодной пластической деформации твердость горловины
увеличивается на 30—40 % по сравнению с твердостью заготовки.
Отбортовку с утонением выполняют конусным пуансоном.
Вначале осуществляется отбортовка без утонения, а затем, когда
в матрицу войдет цилиндрическая его часть, начинается отбор-
товка с утонением (рис. 9.9, а).
Степень деформации при отбортовке с утонением характери-
зуется двумя показателями — коэффициентом отбортовки без
утонения Кот = D/dQ (d0 — диаметр технологического отверстия;
D — диаметр горловины, полученной без утонения) и коэффи-
циентом отбортовки с утонением (или коэффициентом утонения),
192
* Рис, 9.9. Схема отбортовки
с утонением:
а — начальная стадия; б — ко-
1 вечная стадия
а)
который представляет собой отношение толщины исходной заго-
товки к толщине стенки горловины (после утонения) /Соту = s/s^.
Очаг пластической деформации при отбортовке с утонением
состоит из участка /, в пределах которого осуществляется от-
бортовка без утонения, и участка //, где происходит преднаме-
ренное утонение борта (рис. 9.9, а). На участке / очага пластиче-
ской деформации возникает плоское напряженное состояние, на
участке // — объемное.
Анализ напряженно-деформированного состояния очага де-
формации позволил установить оптимальные условия отбортовки
с утонением. На базе этого анализа, после принятия ряда упро-
щающих допущений получена формула для определения опти-
мального угла наклона образующей конусного пуансона для
отбортовки аопт, при котором технологическое усилие наименьшее:
cos аопт ~ 1 — 0,5р [2 — In (s/sA)J In (§/§д), (9.10)
где 5Д — толщина борта горловины, полученная после отбортовки
с утонением.
При р = 0,1 и s/Sn = 0,5 аопт « 20°. Из формулы (9.10)
следует, что оптимальный угол наклона образующей пуансона
увеличивается с увеличением коэффициента трения и степени де-
формации.
Деформирующее усилие, необходимое для отбортовки с уто-
нением, приближенно можно определить как произведение пло-
щади поперечного сечения горловины на среднее по очагу дефор-
мации напряжение текучести:
РОТ —“ «ГС (Dy ~Sy) Sy(J$ (ср)’ (9« 11)
Если принять степенную аппроксимацию диаграммы упрочне-
ния и считать, что относительная степень деформации фср =
= (s — sy)/2s, то среднее значение напряжения текучести будет
равно
__ / Д -- Sy
8 ср “ 1 — Ч»р \ 2sxpp
7 • Аверкиев.
193
Более точно деформирующее усилие отбортовки может быть
определено как алгебраическая сумма сил, создаваемых растяги-
вающими напряжениями в стенке горловины, и сил трения,
возникающих на контактной поверхности пуансона и детали.
Наибольшая высота горловины #тах, получаемая отбортовкой
с утонением, зависит от равномерного относительного удлинения
материала заготовки, состояния кромки технологического отвер-
стия (как при отбортовке без утонения) и относительного утоне-
ния стенки горловины. При утонении, превышающем допустимое
(Коту = s/Sy), возможен отрыв горловины от фланца детали.
*Если известно значение Коту, то наибольшую высоту горло-
вины можно определить из условия равенства объемов заготовки
(с технологическим отверстием) и детали:
(Оу + 2s/KOTy)2 — dp
Л max - (4S//C0Ty)(Py+s/X0Ty)S-
где dQ — диаметр технологического отверстия; Dy — внутренний
диаметр горловины.
При составлении уравнения равенства объемов сделано допу-
щение о том, что заготовка жесткопластическая, разделенная на
жесткую и пластическую зоны цилиндрической поверхностью
диаметром D и высотой s, а объемы кольцевых участков 1 и 2
с внутренними диаметрами D и Dy соответственно равны друг
другу (на рис. 9.9, б поперечные сечения их зачернены).
Допустимое уменьшение толщины стенки горловины опреде-
ляется на основании экспериментальных данных, для пластичных
материалов Коту = 2,0-4-1,66. Диаметр d0 технологического от-
верстия в заготовке, обеспечивающий получение горловины тре-
буемой высоты, определяют по формуле (9.5), как при отбортовке
без утонения, с учетом того, что D = Dy — 2s (1 — l/Лоту)-
Штамп для отбортовки с утонением стенки имеет конструктив-
ную особенность, заключающуюся в том, что вследствие высоких
радиальных давлений на матрицу ее бандажируют.
Рассмотрим пример расчета технологического процесса изготовления детали,
показанной на рис. 9.10. Материал детали — сталь 20 с временным сопротивле-
нием ов = 420 МПа и сопротивлением срезу оср = 360 МПа. Допустимый коэф-
фициент отбортовки при получении отверстия пробивкой /Сот = 1,66, при полу-
чении отверстия сверлением /<от = 2,38. Отбортовка выполняется цилиндриче-
ским пуансоном с плоским торцом.
1. Наибольшую высоту горловины определяем по формуле (9.7):
при отбортовке отверстия, полученного пробивкой:
. 50(1 - 1/1,67) 4-2,4.2 + 0,9.8 1С
Ашах = —11-----------------------= 16 мм;
при отбортовке отверстия, полученного сверлением:
. _ 50 (1 - 1/2,38)+ 2,4-2 4-0,9-8 „ мм
Лтах — « — «60 ММ.
194
Поскольку hmax <Z 30 мм, горло-
вину можно получить только после вы-
тяжки в заготовке цилиндрического
углубления диаметром 50 мм с после-
дующей пробивкой технологического
отверстия в дне и отбортовкой.
2. По формуле (9.7) определяем
высоту углубления, обеспечивающую
после отбортовки получение горловины
высотой 30 мм:
h = 30 — 0,28-50 (1 — 1/1,67) =
= 24,4 мм ~ 25 мм.
Рис. 9.10. Деталь, получаемая отбор-
товкой
3. Определяем диаметр технологи-
ческого отверстия в дне углубления при коэффициенте отбортовки /<от = 1,67:
d0 = (50 + 2)/1,67 = 31,2 мм,
принимаем d0 = 32 мм, при этом радиус сопряжения дна и стенок углубления
равен
г — (50 — 32)/2 = 9 мм.
4. По условию равенства поверхностей заготовки и полуфабриката диа-
метром 50 мм, высотой 25 мм, с фланцем диаметром 100 мм при rM = гп = г =
= 9,0 мм определяем диаметр заготовки Z)o, используя размеры срединной по-
верхности:
ро =+ 4 + s)ft'~ 3.44г (£> + *); [18]
Do = ]ЛЮО2 + 4 (50 + 2) 25 — 3,44 (9 + 1) (50 + 2) = 116 мм.
Зная Z)o, можно установить, что фланец детали широкий, так как отношение
DjD = 116/50 > 2.
5. Число операций вытяжки. При относительной толщине заготовки
(s/D0) 100 = (2/116) 100 = 1,72 и относительном диаметре фланца D$lD =
= 100/50 = 2 допустимый коэффициент вытяжки с широким фланцем /<в1 =
= 2,38 [18]. Сравнивая его с расчетным коэффициентом = 116 (50 + 2) =
= 2,23, можно заключить, что вытяжка углубления, имеющего внутренний диа-
метр 50 мм, из заготовки диаметром 166 мм возможна за одну операцию.
6. Деформирующие усилия по операциям:
а) при вырубке заготовки диаметром 116 мм по формуле (4.9)
Рх = 1,2-3,14-0,116-0,002-360 = 0,315 МН = 315 кН;
б) при вытяжке углубления диаметром 50 мм по формуле (8.24)
Р2 = 3,14-0,050-0,002 (1,67 — 1) 420 = 0,0883 МН = 88,3 кН;
в) при пробивке технологического отверстия диаметром 32 мм
Р3 = 1,2-3,14-0,032-0,002-360 = 0,087 МН = 87 кН;
г) при отбортовке отверстия диаметром 32 мм по формуле (9.3)
Р4 = 3,14-0,050-0,002 (1 — 1/1,67) 420 ~ 0,053 МН ~ 53 кН.
7*
195
9.2. ОБЖИМ ПУСТОТЕЛЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
ЗАГОТОВОК
Обжимом обрабатывают заготовки в виде отрезков
труб, сварных кольцевых обечаек и цилиндрических полуфабрика-
тов, полученных вытяжкой. Заготовки с дном могут быть обжаты
как со стороны открытого конца (торца), так и со стороны дна
(рис. 9.11).
В массовом и крупносерийном производстве обжим осущест-
вляют в специальных штампах, рабочий орган которых — коль-
цевая матрица. В зависимости от требуемой формы детали (конус-
ной или куполообразной) используют матрицы с рабочей поло-
стью, имеющей прямолинейную, наклонную к оси симметрии, или
криволинейную образующую.
Если обжим ведут в свободном состоянии — без противодав-
ления (подпора) заготовки снаружи и изнутри (или только сна-
ружи), пластически деформируется лишь ее участок, находящийся
в полости матрицы, остальная часть деформируется упруго.
Обжимом получают горловины цилиндрических бидонов (в том
числе баллонов аэрозольной упаковки), различные переходники
трубопроводов, горловины гильз и пр. (рис. 9.12). Кроме того,
обжимом в сочетании с другими операциями листовой штамповки
(например, раздачей) получают различные детали из сварных
кольцевых заготовок (сепараторы подшипников качения, детали
колес сельскохозяйственных машин и др.).
Деформация при обжиме оценивается коэффициентом обжима,
который представляет собой отношение диаметра заготовки к
срединному диаметру деформированной ее части /Соб = D/d.
обжимом
Рис. 9.12. Детали, получаемые
Рис. 9.11. Виды деталей, по-
лучаемых обжимом
196
При обжиме внутренняя поверхность очага деформации не
нагружена (рис. 9.13, а), а напряжение оп, передаваемое матри-
цей, при относительно тонкостенной заготовке мало по сравнению
с напряжением текучести. В связи с этим можно считать, что
напряженное состояние при обжиме плоское, характеризуемое
двухосным неравномерным сжатием нормальными напряжениями
ар и а0 (рис. 9.13, а).
При обжиме деформированное состояние по очагу деформации
неоднородно, оно изменяется в зависимости от соотношения глав-
ных нормальных напряжений ар и а0. Схема деформированного
состояния при обжиме на различных участках образующей заго-
товки показана на рис. 9.13, а. Между нормальными напряже-
ниями и деформациями при обжиме существует связь, установлен-
ная формулой:
еп = (®р + Ое) ее/(ор + 2ае), (9.13)
которая применима для технологических расчетов.
Используя формулу (9.13), можно определить толщину стенки
у кромки отверстия. Так как на кромке ор = 0, формула (9.13)
примет вид
ьп = — е0/2. (9.13а)
Поскольку еп и е0 имеют разные знаки и е0 характеризует
деформацию сжатия, очевидно, что еп определяет деформацию
растяжения. Выразив е0 и еп в функции соответствующих разме-
ров обжатой заготовки
е0 = In (d/D); en = In (sK/s)
и подставив значения е0 и еп в уравнение (9.13а), получим
In (sK/s) - 1/2 In (D/d),
откуда толщина стенки у кромки отверстия
sK = s V D/d = s / Хоб. (9.14)
Из полученной формулы следует, что толщина стенки у края
деформированной части заготовки больше толщины стенки исход-
ной заготовки, и она тем больше, чем больше коэффициент об-
жима /<об. Если принять допущение о том, что толщина стенки
изменяется в очаге деформации по линейному закону, то средняя
ее толщина будет равна
Scp = (s + sK)/2 = (s + s-/Ko6)/2 = 0,5s(l + / Лоб)- (9.15)
Область применения формулы (9.14) ограничена в связи с тем,
что при высокой степени деформации (7<об >* 2,0) расчеты по этой
формуле дают завышенные значения sK, а при диаметре Ьтвер-
стия d, близком к нулю, sK увеличивается до бесконечности. Это
объясняется тем/ что при выводе формулы (9.14) было сделано
допущение о существовании линейной схемы напряженного со-
стояния у кромки заготовки (ар = оп = 0).
197
При большой степени деформации и относительно толстостен-
ной заготовке (§/£)>> 0,1) главное напряжение оп, действующее
в направлении нормали к ее образующей, становится соизмеримым
с напряжением о0 вблизи края заготовки и это влияет на характер
изменения толщины стенки в очаге деформации — максимальная
толщина стенки образуется не у края заготовки, а на некотором
удалении от него. При d/2 — s cos а, когда краевые участки об-
жатой заготовки соприкасаются друг с другом и отверстие в ней
практически отсутствует, толщину стенки у кромки приближенно
можно определить
SK = S 1/"—^-----, (9.16)
н г 2es cos а х '
где е — основание натурального логарифма.
Расчеты по формуле (9.16) дают результат существенно мень-
ший, чем по формуле (9.14), полученной для линейной схемы
на пр я женного состоя ни я.
Наибольшее по очагу пластической деформации меридиональ-
ное напряжение ортах определяют методом совместного решения
уравнений, определяющих равновесие и пластичность заготовки
при известном граничном условии, согласно которому на кромке
заготовки Opmax = 0. Применительно к обжиму в конической
матрице такое решение с учетом упрочнения (при использовании
степенной аппроксимации диаграммы упрочнения), сил трения,
утолщения краевой части заготовки, изгиба и спрямления ее
при входе в матрицу имеет вид:
Op max = 1,1<Тв/21|>рр/(1 (1 — d/D)^ (1 + И ctg «) X
X (1 +/D/d) (3-2 cos а). (9.17)
Установлено, что после обжима без противодавления заготовки
из большинства применяемых в машиностроении материалов
уменьшаются в диаметре на 20—50 %, при этом отношение D/d =
= 1,254-2,0. Если принять среднее значение D/d = 1,54, то мно-
житель, учитывающий среднее утолщение стенки, согласно фор-
муле (9.15) будет равен 0,5 (1 + s тл/СОб) = 0,5 (1 + 1 1,54) =
= 1,12. Учитывая это, а также введя в формулу (9.17) обозначение
Лоб = D/d, получим
-X = Г (1 - (1 + и Ctg a) (3 - 2 cos a).
(9.17а)
Анализ формулы (9.17а) показывает, что наибольшее по очагу
пластической деформации меридиональное сжимающее напряже-
ние увеличивается с увеличением степени деформации (ф =
= 1 — 1/Лоб) коэффициента трения р и интенсивности упрочне-
ния материала заготовки, характеризуемой величиной фр. Эпюра
198
Рис. 9.13. Схемы деформированного напряженного состояния при обжиме (а),
эпюра напряжений по очагу деформации (б) и схема обжима при малом радиусе
закругления рабочей кромки матрицы (в)
распределения напряжений ар показана на рис. 9.13, б. Иссле-
дование формулы (9.17а) на экстремум после ряда упрощающих
допущений позволяет установить, что угол наклона образующей
матрицы для обжима имеет оптимальное значение, при котором
меридиональное напряжение минимально. Этот угол определяют
по формуле
sin аопт ~ у^р/2 . (9.18)
Расчеты по формуле (9.18) показывают, что при р, = 0,1аопт =
' = 21° 36', а при р, = 0,05 аопт = 17°.
При обжиме в конической матрице с центральным отверстием
краевая часть заготовки при переходе из конической в цилиндри-
ческую полость изгибается (поворачивается) и затем по мере
прохождения через нее снова приобретает цилиндрическую форму,
т. е. поочередно происходит изгиб и спрямление краевой части
заготовки под воздействием изгибающих моментов.
Существенное влияние на точность диаметра обжатой части
заготовки оказывает радиус закругления рабочей кромки матрицы
гм (рис. 9.13, в). Это объясняется тем, что естественный радиус
изгиба (краевой части) заготовки гр имеет вполне определенное
значение, зависящее от толщины и диаметра заготовки, а также
от угла наклона образующей матрицы, который приближенно
может быть определен по формуле
гр = уГDsjQ sin а).
199
Если радиус скругления матрицы гм <С гр, элемент заготовки,
перемещающийся из конической части очага деформации в обра-
зующийся цилиндр, теряет контакт с матрицей и диаметр цилин-
дрической части обжатой детали или полуфабриката уменьшается
по сравнению с диаметром матрицы (d = dM — Ad) (рис. 9.13, в).
Если же гм гр, указанное явление не происходит, и диаметр
обжатой части соответствует диаметру рабочего отверстия ма-
трицы. В связи с этим радиус скругления рабочей кромки ма-
трицы для обжима гм должен быть не менее гр:
Ds 1(2 sin а). (9.19)
Если же условие (9.19) по каким-либо причинам (например,
по конструктивным соображениям) не выполняется, то диаметр
центрального отверстия матрицы увеличивают, при этом Ad
определяют по формуле
Ad = [(УDs/sin а) — 2rM — s] (1 — cos а). (9.20)
Деформирующее усилие обжима может быть определено при-
ближенно как произведение площади поперечного сечения за-
готовки на временное сопротивление ее материала:
Роб л Ds о в. (9.21)
Формула (9.21) применяется для ориентировочных, укрупнен-
ных расчетов, например, при подборе пресса по усилию.
Более точно усилие обжима можно определить как произведе-
ние наибольшего, по очагу пластической деформации, напряже-
ния Ортах» действующего в осевом направлении, на площадь
поперечного сечения заготовки и на коэффициент со:
Роб ~ Л CoZ?SОр max• (9.22)
При обжиме в конической матрице по схеме, показанной на
рис. 9.12, а, для определения усилия обжима используют фор-
мулу (9.22). При обжиме по схеме, приведенной на рис. 9.12, б,
когда краевая часть обжатой детали входит в центральное отвер-
стие матрицы, для определения усилия обжима используют ту
же зависимость .с той лишь разницей, что к напряжению ортах,
определяемому по формуле (9.22), добавляют слагаемое Уs/d sin а,
учитывающее влияние дополнительных напряжений, вызванных
изгибом и спрямлением краевого участка заготовки при выходе
его из очага’деформации. В данном случае формула для опреде-
ления усилия обжима принимает вид
Роб (з.ТРвав/^*-*^) [(1 - l/Koe)70-^ (1 + |л ctg а) +
+ Уs/d sin а (3 — 2 cos а).
(9.23)
Преимущество формул (9.22) и (9.23) по сравнению с формулой
(9.21) заключается в том, что они позволяют установить характер
200
и степень влияния учтенных в анализе факторов на усилие об-
жима.
Работа деформирования. В процессе обжима, усилие деформи-
рования изменяется. В начальный период формоизменения усилие
интенсивно возрастает до момента входа краевого участка заго-
товки в цилиндрический поясок матрицы диаметром d, после чего
на установившейся стадии остается приблизительно неизменным
до окончания процесса. В связи с этим работу деформирования
'можно рассматривать как сумму двух слагаемых: работы
затрачиваемой на деформирование конического участка детали,
и работы А2, затрачиваемой в период установившейся стадии
процесса: А = + Л2-
Работа деформирования в общем виде определяется по фор-
муле
н н
Xi = J Pxdh = cojtjDs J Op max dh, (9.24)
о
где Px — «текущее» усилие деформирования; dh — элементарный
путь матрицы при обжиме; Н — путь матрицы, необходимый
для получения конусного участка детали.
Если считать, что при обжиме утолщение стенки (при /Соб —
= 2,04-1,54) увеличивает радиальное сжимающее напряжение
в среднем на 15 %, то формула для определения ортах без учета
упрочнения может быть представлена в следующем виде:
tfpmax = l,15coos(l — dx/D) (1 + Ji ctg а) (3 — 2 cos ос). (9.25)
Из условия равенства площади поверхности заготовки и детали
можно получить
dx — УD (D — 4Н sin а). (9.26)
Объединив выражения (9.24), (9.25) и (9.26), после интегри-
рования получим формулу для определения работы деформи-
рования:
Аг = (i)nDsas (1 + ctg ос) (3 — 2 cos а) х
Z) К5 — — 4// sin а)3
6 D sin а
Формула (9.27) позволяет определить работу деформирования ч
по ходу матрицы и построить зависимость Р = fP (Н).
Если принять допущение о том, что усилие обжима на первой
стадии процесса изменяется по линейному закону, а на устано-
вившейся стадии остается неизменным, то суммарная работа
деформирования будет равна
А = Аг + А2 = 0,5PHK +Ph = Р (0,5Як + h), (9.28)
где Нк — высота конического участка детали; h — высота ци-
линдрического обжатого участка детали диаметром d. Расчеты по
при обжиме
Рис. 9.14. Виды локальной потери устойчивости
формулам (9.27) и (9.28) при определении Аг дают расхождения
до 10—15 %.
Допустимый коэффициент обжима. Обжим осуществляется
в условиях неравномерного сжатия в осевом и окружном направ-
лениях. При определенном критическом значении сжимающих
напряжений ор и о0 происходит локальная потеря устойчиво-
сти заготовки (выпучивание), завершающая, в большинстве слу-
чаев, складкообразованием. Экспериментально установлено, что
при относительной толщине стенки (s/D) 100 свыше 2—3 обра-
зуются поперечные (кольцевые) складки на участке сопряжения
конической и цилиндрической части заготовки (рис. 9.14, а) или
у опорной ее поверхности (рис. 9.14, б). При относительной тол-
щине заготовки менее 2—3 возникают продольные складки в зоне
пластической деформации, направленные вдоль образующей
(рис. 9.14, в). При обжиме заготовки в виде стакана с внешним
противодавлением на цилиндрическую часть донный ее участок
пластически деформируется и течет навстречу матрице
(рис. 9.14, г). Таким образом, критическая степень деформации
при обжиме, а следовательно, и значение критического коэффи-
циента обжима регламентируются локальной потерей устойчи-
вости.
Предельный (критический) коэффициент обжима приближенно
может быть определен теоретически из условия сохранения ус-
тойчивости заготовки, т. е. когда
max О'кр» (9.29)
где акр — критическое напряжение, при котором происходит
потеря устойчивости. Это условие с учетом уравнения (9.17а)
принимает вид
1,23 ОвЛррМ’-'М (1 - 1//Соб)‘/(‘-*р)(1 +|*ctga)(3-2cosa)<aI,p.
(9.30)
202
Решив полученное уравнение относительно /<об, который при
выполнении условия (9.29) будет предельным, получим
0,81а фМ* *Р> 1* '•’₽')
ав (1 +jictga) (3 — 2 cos а) J J ’ (9 -31)
Более точно, учитывая влияния относительной толщины стенки
заготовки, критическое напряжение окр можно определить по
формуле, полученной на базе теории устойчивости, применительно
к сжатию относительно коротких тонкостенных цилиндрических
оболочек за пределами упругой деформации по формуле А. С. Воль-
мира:
акр = 4- Ес , (9.32)
тде Ес — секущий модуль, численно равный тангенсу угла нак-
лона прямой, соединяющей начало координат с точкой, лежа-
щей на диаграмме растяжения в осях «о — 6». Зная Ес, можно
определить соответствующее критическое значение s/D для ряда
произвольно взятых точек на диаграмме «о — 6», используя для
этого формулу (9.32), после чего построить кривую в осях «окр —
— s/D».
Исследование формулы (9.31) позволяет установить характер
влияния основных факторов на значение предельного коэффици-
ента обжима Аобп- С возрастанием относительной толщины за-
готовки значение К0^п увеличивается. С увеличением равномер-
ного сужения при растяжении фр, характеризующего интенсив-
ность упрочнения, временного сопротивления ов и коэффициента
контактного трения р значение Аобп уменьшается.
На допустимую степень обжатия существенно влияет- нерав-
номерность механических свойств заготовки в продольном направ-
лении вследствие неравномерного упрочнения, что наблюдается
например, у заготовок-полуфабрикатов, полученных вытяжкой
в холодном состоянии. Чем меньше сопротивление деформирова-
нию в зоне обжатия и чем больше критическое напряжение в зоне
выпучивания, тем предельно допустимая деформация больше.
Поэтому при изготовлении латунных и стальных гильз преду-
смотрена операция «отжиг дульца», в результате которой краевая
часть детали разупрочняется, а предельно допустимая деформация
увеличивается.
Критическое напряжение акр может быть определено экспери-
ментально как произведение коэффициента запаса устойчивости
Фу на предел текучести материала заготовки:
(Укр = фуОт. (9.33)
Для определения коэффициента устойчивости используют дан-
ные, полученные при обжиме конической матрицей относительно
коротких заготовок (высотой 1,5—2,0 диаметра) до момента вы-
203
10 20 30 40 50 60 70 D/5
Рис. 9.15. Зависимость коэффициента
устойчивости фу от относительного диа-
метра заготовки
пучивания. Установлено, что
коэффициент устойчивости <ру
уменьшается с увеличением
относительного диаметра заго-
товки D/s и увеличением угла
наклона образующей матрицы
а (рис. 9.15). При D/s = 20 и
2а = 30° коэффициент устой-
чивости стальных заготовок близок к единице, при этом акр ~ от.
С учетом (9.33) и того, что фр = 6р/( 1 -]- 6р) = 1 —еп, формула
для определения предельного коэффициента обжима:
е"-1
е—и
(9.34)
Расчеты по формуле (9.34) показывают, что при от = 300 МПа,
ов - 400 МПа, а = 15°, Sp = 0,25, п = In (1 + 0,25) - 0,223;
р = 0,1 и (ру = 0,9 критический коэффициент обжима Ккр =
= 1,49, что примерно на 10—15 % меньше по сравнению с эк-
спериментальными данными.
Недостаток формулы (9.34) заключается в том, что в ней не
учтено влияние относительного диаметра заготовки D/s на зна-
чение /СОбп- Косвенно это влияние учтено коэффициентом устой-
чивости фу, который зависит от D/s, однако связь между фу и
D/s в виде аналитической функции не установлена.
Расчетные коэффициенты обжима — предельные, т. е. такие,
при которых заготовка, не имеющая никаких локальных дефектов
и отклонений от номинальных размеров, находится на грани
выпучивания. Для создания некоторого запаса устойчивости
с учетом дефектов реальной заготовки (возможные вмятины, разно-
стенность, овальность поперечного сечения и пр.) расчетные зна-
чения Л'обп уменьшают на 10—15 %:
Коб-Кобп/(1Л- 1,15). (9.35)
Допустимые коэффициенты обжима могут быть определены не
только расчетным путем, но и на основании экспериментальных
данных. В технической литературе имеются специальные таблицы
и графические зависимости для определения допустимых коэффи-
циентов обжима в функции основных факторов, влияющих на их
значение [11, 18, 24].
Критический коэффициент обжима, а также точность размеров
деталей, полученных обжимом, существенно зависят от анизо-
тропии механических свойств материала заготовки. С увеличе-
нием коэффициента нормальной анизотропии R предельный коэф-
фициент обжима /Собп увеличивается, так как при этом увели-
204
Рис. 9.16. Фестоны на кривом участке об-
жатой заготовки (а) и схема к определе-
нию размеров заготовки при обжиме (б)
чивается сопротивление стенок
заготовки утолщению и выпу-
чиванию. Следствие плоскостной
анизотропии при обжиме, как
и при вытяжке, — образование
фестонов на краевом участке
обжатой заготовки, что вызы-
вает необходимость обрезки неров-
ного края детали и, следова-
тельно, приводит к повышению рас-
хода металла (рис. 9.16, а). Анизотропия вызывает разнотол-
щинность вершины фестона и впадины, овальность горловины,
а также влечет за собой неравномерное сопротивление материала
заготовки воздействию внешней среды (например, окислению).
Для получения высокой степени деформации при обжиме и устра-
нения указанных дефектов необходимо, чтобы коэффициент нор-
мальной анизотропии 1?* в продольном направлении заготовки был
больше коэффициента анизотропии в окружном ее направлении,
а их значение — больше единицы.
Размеры заготовки. Продольная длина заготовки, из которой
можно получить детали требуемых размеров после обжима,
определяется из условия неизменности объема, а диаметр и тол-
щина стенки заготовки принимаются равными диаметру и толщине
стенки необжатого участка D и s соответственно (рис. 9.16, б).
Конический и цилиндрический (диаметром d) участки детали
после обжима имеют утолщенную стенку. Приняв, что толщина
стенки конического участка изменяется от s до sK по линейному
закону и толщина sK соответствует расчетной по формуле (9.14),
формула для определения продольной длины заготовки L может
быть представлена в следующем виде:
при обжиме по схеме рис. 9.12, а, когда краевая часть за-
готовки не выходит за пределы конической части матрицы:
L = /„ I ^+Q-2r(l-cosa) / D-d tg_a\ Л , 1/Р_\ лга.
0 4D V 2 sin а Г ё 2 Д 1 + V d ) + 180 ’
(9.36)
205
при обжиме по схеме рис. 9.12, б, когда краевая часть заго-
товки’выходит за пределы конической части матрицы и образуется
цилиндрический участок диаметром d:
L = /0 + I + 0 + Т 0 + ЕЧг) х
D~d 2r tg — 'll 1-^2-
2sma Л ? 2 / "Г 180 ’
(9.37)
При выводе формул (9.36) и (9.37) принято, что радиусы из-
гиба г заготовки при входе и выходе из конической части матрицы
равны друг другу и их значение соответствует расчетной [по
формуле (9.19)].
Конструктивные особенности штампов. Конструкция штампа
для 'обжима изменяется в зависимости от требуемой степени де-
формации. Если степень деформации близка к критической, воз-
можна местная потеря устойчивости в виде складки у опорной
поверхности заготовки. В этом случае применяют полузакрытые
штампы с частичным противодавлением (подпором), передавае-
мым цилиндрическому участку заготовки неподвижной втул-
кой, закрепленной на нижней плите штампа.
При высокой степени обжатия, когда коэффициент обжима
больше допустимого, применяют закрытые штампы со скользящей
втулкой, создающей противодавление по всей высоте заготовки.
Использование такого штампа исключает возможность появления
кольцевой складки у опорной поверхности, конструктивная схема
такого штампа показана на рис. 9.17. При обжиме заготовок
с относительной толщиной стенки s/D > 0,3 в закрытых штампах
можно получить степень деформации до 70—80 % . Полуфабрикат,
изготовленный обжимом из стальной трубчатой заготовки с от-
носительной толщиной стенки s/D ~ 0,12 за один переход в за-
крытом штампе, ранее был показан на рис. 9.16, а.
Мы рассмотрели обжим в конической матрице. Если требуется
получать детали куполообразной формы (см. рис. 9.12, в, г),
обжим проводят в матрицах с криво-
линейной образующей, постоянной
кривизны. Этот вид обжима достаточно
хорошо изучен, расчетные формулы
для определения его технологических
параметров в полном объеме имеются в
научно-технической литературе [11,
16, 22].
Рис. 9.17. Закрытый штамп для обжима:
1 — верхняя плита; 2 — матрица; 3 — ловитель;
4 — болт упорный; 5 — оправка опорная; 6 — пру-
жина; 7 — втулка скользящая; 8 — плита нижняя
206
Кроме обжима в продольном направлении заготовки (продоль-
ный обжим) применяют поперечный обжим в кольцевую щель
(см. рис. 9.12, 3), который осуществляется с помощью магнитно-
импульсной штамповки (см. п. 12.3).
9.3. РАЗДАЧА ПУСТОТЕЛЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
ЗАГОТОВОК
В результате раздачи происходит уменьшение тол-
щины стенки и длины образующей заготовки в зоне пластической
деформации, которая охватывает участок с увеличенными по-
перечными размерами. В процессе раздачи в очаге деформации
возникают окружные растягивающие и радиальные сжимающие
напряжения.
В массовом и крупносерийном производстве раздачу выпол-
няют в специальных штампах, рабочий орган которых — жест-
кий цельный пуансон с постепенно увеличивающимися разме-
рами поперечного сечения. Внедряясь в пустотелую заготовку
в виде отрезка трубы или стакана, полученного вытяжкой, или
сваркой кольцевой обечайки, пуансон пластически деформирует
ее. Детали, полученные раздачей, показаны на рис. 9.18.
Формоизменение заготовок оценивается коэффициентом раз-
дачи, представляющим собой отношение наибольшего диаметра
деформированной ее части Ор к диаметру заготовки D:
ЯР = dp/d.
Раздачу применяют для получения различных деталей и полу-
фабрикатов, имеющих переменное поперечное сечение. Применяя
раздачу и обжим, можно получить из кольцевых сварных ци-
линдрических обечаек-заготовок полуфабрикаты сепараторов ко-
нических подшипников, колес сельскохозяйственных машин,
различного рода корпусные заготовки и пр.
В качестве примера на рис. 9.19 показаны два варианта тех-
нологического процесса штамповки колес сельскохозяйственных
машин: вытяжкой из плоской круглой заготовки и раздачей и об-
жимом из сварной кольцевой заготовки. Применение второго вари-
анта технологического процесса
позволяет получить существенную
экономию металла.
При раздаче зона пластичес-
кой деформации охватывает уча-
сток заготовки с переменным по-
перечным сечением, цилиндриче-
ская ее часть деформируется уп-
руго. Наружная часть заготовки
не нагружена внешними силами,
а удельное усилие, передаваемое
Рис. 9.18. Детали, получаемые раз-
дачей
207
les>max (е5)тах
Рис. 10.3. Зависимость для определения параметров формовки
ние условий трения на 8S (max) для различных значений Н при
фиксированных значениях и и 7?м/7?п. Из рисунка следует, что
с возрастанием относительной глубины лунки H/Rn влияние тре-
ния усиливается, что связано с увеличением контактной поверх-
ности пуансона и заготовки.
Для приближенных расчетов по определению деформирую-
щего усилия при формовке полусферическим пуансоном без учета
контактного трения и неравномерности толщины заготовки в очаге
деформации можно использовать уравнение Лапласа. Приняв
условие, по которому деформирующее усилие равно произведению
удельного усилия q на площадь проекций контактной поверхности
пуансона и заготовки на плоскость нормальную продольной
оси пуансона, можно получить формулы для определения’дефор-
мирующего усилия:
при формовке лунки полусферическим пуансоном (см. рис. 10.2)
Р = 2wssh (2/?п — A)/Z?n, (10.1)
при h = Rn к
Р = 2jijRnsos; (10.1а)
при формовке ребра жесткости пуансоном с поперечным се-
чением в виде кругового сегмента (рис. 10.4, а)
Р = (2^/^) /ft (27?n - ft) L, (10.2)
где L — длина ребра при h = Rn
Р = 2Lsoa. (10.2а)
218
а)
Рис. 10.4. Схема формовки ребра жесткости пуансоном с поперечным сечением
в виде кругового сегмента (а) и вид разрушения при формовке (б)
В формулах (10.1) и (10.2) сопротивление деформированию
определяется как функция максимальной степени деформации
в8 = In (sy/s) ~ (s — sy)/s с помощью диаграммы упрочнения
(для данного металла), аппроксимированной степенной или ли-
нейной зависимостью. Экспериментально установлено, что пре-
дельная относительная высота местного углубления, равная от-
ношению его высоты к диаметру, увеличивается с увеличением
толщины заготовки и радиуса скругления торцовой части пуан-
сона. Наибольшая высота углубления достигается при формовке
полусферическим пуансоном. При формовке листовой латуни
Л63 толщиной 1 мм она достигает половины диаметра пуансона.
При формовке полусферических углублений возможно появ-
ление трещин на некотором удалении от полюса полусферы
(рис. 10.4, б). Это объясняется тем, что в полюсе и его окрестности
заготовка плотно прилегает к пуансону и контактные силы трения,
возникающие при скольжении заготовки (при ее утонении) от-
носительно пуансона, сдерживают деформацию в полюсе более
интенсивно, чем на периферийных участках.
Если формовку проводят цилиндрическим пуансоном с пло-
ским торцом и малым радиусом скругления рабочей кромки, пла-
стически деформируется кольцевой участок фланца, ограничен-
ный радиусами Ргр и г, а также плоский участок дна детали
(рис. 10.5, а). Периферийный кольцевой участок фланца, огра-
ниченный радиусами R и Ргр, деформируется упруго. Радиус
окружности, разделяющий зоны упругой и пластической дефор-
мации Ргр, можно определить по данным М. Н. Горбунова, при-
няв граничное условие на этом контуре, Ргр при ор = os/2.
Совместное решение уравнений равновесия и состояния пласти-
чности при принятом граничном условии для внутреннего контура
детали (Ргр = г) приводит к формуле
ар max = Pcrs [In (РГр/И + 0,5]. (10.3)
Используя эту формулу, можно определить Ргр из условия
Пр max = ns, При ЭТОМ Ргр = 1,65г (СМ. рИС. 10.5, tf).
Для рассмотренных условий формовки деформирующее уси-
лие Рф приближенно определяют как произведение напряжения
219
На предельный коэффициент формоизменения при раздаче
влияет анизотропия механических свойств материала заготовки.
С увеличением коэффициента нормальной анизотропии 7?* пре-
дельный коэффициент раздачи увеличивается, так как при этом
увеличивается сопротивление стенок заготовки утонению.
Для получения высокой степени деформации при раздаче
необходимо, чтобы, как и при обжиме, коэффициент анизотропии
в осевом направлении заготовки был бы больше коэффициента
анизотропии в окружном ее направлении, а их значение — больше
единицы.
Допустимые коэффициенты раздачи могут быть определены и
на основании экспериментальных данных. В технической лите-
ратуре [11, 241 имеются специальные таблицы для определения
допустимых коэффициентов раздачи (которые, как и при обжиме,
на 10—15 % больше предельных), применяемые в инженерной
практике при проектировании технологических процессов изго-
товления штампованных деталей, включающих операцию раз-
дачи.
Размеры заготовки. Длина заготовки, из которой можно
получить деталь требуемых размеров, определяется из условия
равенства объема заготовки до и после раздачи, а диаметр и тол-
щина стенки заготовки принимаются равными диаметру и толщине
стенки цилиндрического участка детали D и s соответственно.
После раздачи конический участок детали имеет неравномерную
толщину стенки, изменяющуюся от s до sK. Если принять допуще-
ние о том, что это изменение носит линейный характер и наимень-
шая толщина стенки деформированного участка соответствует
расчетной по формуле (9.38), то формулы для определения про-
Рис. 9.23. Зависимость предельного
коэффициента раздачи (/Ср) от относи-
тельной толщины стенки (s/D) и меха-
нических характеристик заготовки (п)
Рис. 9.24. Схема к определению —
размеров заготовки при раздаче
214
дольной длины заготовки могут быть представлены в следующем
виде:
при раздаче по схеме, приведенной на рис. 9.18:
4D
р .. - г t£ -
2 sin а &
яга .
"180"’
при раздаче по схеме, приведенной на рис. 9.18:
(9.48)
2 sin а
(9.49)
изгиба
яга
18б"‘
При выводе формулы (9.49) принято, что радиусы
заготовки г при перемещении ее на коническую часть пуансона
и сходе с нее равны друг другу и их значения соответствуют рас-
четным по формуле (9.19) (рис. 9.24).
Штампы для раздачи. Конструктивная схема штампа для
раздачи, как и для обжима, зависит от требуемой степени дефор-
мации. Если степень деформации сравнительно невелика и коэф-
фициент раздачи Кр меньше предельного, местная потеря устой-
чивости (в том числе появление шейки на кромке детали) исклю-
чена. В этом случае применяют открытые штампы без противо-
давления (подпора) на цилиндрический участок заготовки.
При высоких степенях деформации, когда коэффициент раз-
дачи больше предельного,
применяют штампы со скользящей
втулкой-подпором, создающей проти-
водавление на цилиндрический учас-
ток заготовки. Схема такого штампа
показана на рис. 9.25. Его конструк-
тивная
Рис. 9.25. Штамп для раздачи со сколь-
зящей втулкой-подпором:
1 — верхняя плита; 2 — пуансон; 3 — тол-
катель; 4 — скользящая втулка; 5 — опор-
ный стержень; 6 — пружина; 7 — нижняя
плнта
особенность заключается в
Рис. 9.26. Схема интенсификации раз-
дачи
215
Технологические переходы изготовления колеса
зерноуборочного комбайна
I Вариант:
ЗаготоВка - круг фУООмм
II Вариант:
ЗаготоВка -полоса размером
1840 * 230 х 5 мм
Вырубка заготовки
Ф61У
------
Формовка края
Пробивка дна
Резка листа на полосы
1840
Ги б ко, сварка
Ф587
1 230
1-яраздача, 1-й обжим
Z-я раздача, 2.-й обжим
Норна расхода металла
39,9кг
54,9 кг с использованием отходов
Рис. 9.19. Варианты технологического процесса штамповки колес:
/ — вытяжкой; II — раздачей и обжимом
208
ч'
У
л
Рис. 9.20. Схемы деформированного и напряженного состояния при раздаче (а)
и эпюры напряжений (б)
Is I
пуансоном, при малой относительной толщине стенки мало
по сравнению с напряжением текучести. Поэтому можно счи-
тать, что напряженное состояние при раздаче, как и при обжиме,
плоское, характеризуемое сжатием в осевом и окружном направ-
лениях нормальными напряжениями ар и а0 (рис. 9.20, а).
Деформированное состояние при раздаче неоднородно по очагу
деформации. Так же, как и при обжиме, деформированное состоя-
ние изменяется в зависимости от соотношения нормальных напря-
жений ар и о0. В точках, где напряжения ар и а0 равны между
собой по абсолютному значению, толщина заготовки в процессе
деформирования не изменяется, деформированное состояние пло-
ское. В остальных участках заготовки деформированное состоя-
ние объемное, причем там, где | ар| > | сге | — происходит утол-
щение стенки, а на участке, где | ор | < | о0 | — утонение. Зона
утолщения стенки мала по сравнению с зоной утонения. Поэтому
с некоторым приближением можно считать, что в очаге деформации
при раздаче стенка заготовки только утоняется [16]. Наименьшая
толщина заготовки находится у ее кромки и определяется по
формуле, сходной по своей структуре с формулой (9.14):
(9-38>
Из формулы (9.38) следует, что утонение стенки на кромке будет
тем больше, чем больше коэффициент раздачи Кр.
Распределение напряжений ар и а0 по очагу пластической
деформации может быть установлено методом совместного решения
уравнений, определяющих равновесие и пластичность заготовки,
используя при этом ряд допущений. Формула для определения
радиального сжимающего напряжения имеет вид
<*р = [ 1 + (tg а/н)] [ 1 - (2p/Dp)n/ts а], (9.39)
209
f
F
tfpmax/На площадь поперечного сечения цилиндрического участка
формуемой полости с учетом изгибных напряжений, сил контакт-
ного трения и упрочнения, которое может быть учтено средним,
по очагу деформации, напряжением текучести crs ср:
Рф = 2л«₽овср f(ln4Z+ 0,5) + еил/2.
L\ г / zumt5/z/ J
При использовании линейной аппроксимации кривой упрочнения
среднее напряжение текучести равно ascp = ат0 0,5П6у, где
6У = As/s — допустимое утонение заготовки; ат0 — экстраполи-
рованный предел текучести.
Формовкой цилиндрическим пуансоном с плоским торцом
можно получить углубления (полости) высотой О.,2—0,3 диаметра
пуансона. Если необходимо получить более высокие полости,
применяют формовку с предварительным набором металла в виде
кольцевого выступа (рифта) (рис. 10.5, б), а при штамповке дета-
лей из алюминиевых сплавов — дифференцированный нагрев
фланца.
При проектировании профиля рабочего инструмента штампов
для формовки необходимо учитывать, что заготовка частично
обтягивается по пуансону, а частично по матрице (рис. 10.5, в).
Исходя из этого глубина матрицы Лм должна быть больше высоты
ребра или углубления Л, а радиус углового участка пуансона гу
существенно меньше радиуса скругления кромки матрицы гм(^уС
< гм). Только при соблюдении этих условий возможно предотвра-
тить появление пережимов (подсечек) стенок формуемой детали,
приводящих к трещинам и неисправимому браку.
Пуансон для формовки, как правило, имеет опорную поверх-
ность (заплечик), обеспечивающую получение требуемой глубины
детали.
Формовку можно осуществлять эластичной и жидкостной сре-
дой. В частности, штамповку резиной и полиуретаном широко
применяют в мелкосерийном производстве (например, в самолето-
а)
Рис. 10.5. Схемы формовки:
а — пуансоном с плоским торцом и малым радиусом скругления рабочей кромки; б —
с предварительным набором металла во фланце; в — рабочий профиль пуансона и ма-
трицы для формовки
220
строении), где затраты на традиционные металлические штампы,
как правило, слишком велики. Один из примеров применения фор-
мовки гидростатическим давлением жидкости — изготовление
сильфонов, представляющих собой гофрированную тонкостенную
осесимметричную оболочку, используемую в качестве компенса-
тора в системах трубопроводов различного назначения или в ка-
честве чувствительных элементов приборов. Технология штампов-
ки эластичной и жидкостной средой подробно рассмотрена в ра-
.ботах Е. И. Исаченкова, А. Д. Комарова и др.
10.2. ФОРМОИЗМЕНЕНИЕ КОЛЬЦЕВЫХ ЗАГОТОВОК
СЕКЦИОННЫМИ РАЗЖИМНЫМИ ПУАНСОНАМИ
Секционными разжимными пуансонами изготовляют
тонкостенные детали из цельных, полученных вытяжкой, или
сварных цилиндрических и конических обечаек (рис. 10.6). Сек-
ционные разжимные пуансоны используют как рабочий инстру-
мент в штампах для получения мелких и средних деталей и при
работе на специальных обтяжных прессах для получения крупных
деталей диаметром до 2000 мм, высотой 1000 мм и более (корпус-
ные детали самолетов, кузовные детали автомобилей, корпуса
стиральных машин и др.).
Данный .способ формоизменения заготовок объединяет с фор-
мовкой сходная схема напряженного состояния — двухосное
Рис. 10.6. Детали, получаемые кольцевой обтяжкой
221
где р — текущий радиус поперечного сечения заготовки в очаге
пластической деформации. При р = Ор/2 радиальное сжимающее
напряжение достигает наибольшего значения:
<тР max = -₽as [ 1 + (tg a/Р)] 1 1 - (D/DJ№ «]. (9.40)
Если двучлен 1 — (О/Ор) M./tga дважды разложить в ряд
(вначале степенную функцию, а затем, получившуюся после
разложения степенной функции, логарифмическую) и учесть при-
ращение радиального напряжения в связи с изгибом при входе ее
на конусную часть пуансона множителем (3 — 2 cos а), то после
преобразований получим
Op max = —(и/tg а + 1) (Dp/D — 1) (3 — 2 cos а). (9.40а)
Если учесть среднее по очагу деформации утонение стенки
введением в формулу (9.40а) множителя 0,5(1 + j/D/Dp) и
принять среднее напряжение текучести равным os (Ср) =
= 0,5ов (Dp/D + 1), что соответствует средней степени деформа-
ции при использовании линейной аппроксимации диаграммы
упрочнения 1-го вида, что формула (9.40а) примет вид
артах = —0,25poB(Dp/D2 — 1) (p/tgа + 1)(1 +/"D/Dp) х
X (3 — 2 cos а). (9-41)
Формула (9.41) применима в том случае, когда наибольший
диаметр деформированной части заготовки не превышает диаметра
цилиндрической части пуансона (Dp < D) (см. рис. 9.20, а).
Если же заготовка при раздаче перемещается вдоль цилиндри-
ческой части пуансона, то при определении ар тах дополнительно
необходимо учитывать приращение радиального напряжения
в связи е еще одним изгибом и спрямлением краевого участка
заготовки.
С учетом этих факторов и после ряда упрощений формула
(9.41) принимает вид
Ортах = — 0,25ав (Dp/D+ l)[(Dp/D— 1) (|i/tg а+1) + 2/s/Z) sin а] x'
X (1 + У D/Dp) (3 — 2 cos а). (9.42)
В формуле (9.42) приращение радиального напряжения от
изгиба и спрямления краевого участка заготовки при выходе из
очага деформации учтено слагаемым 2 ifs/D sin а [28]. Формулы
(9.41) и (9.42) позволяют установить влияние учтенных в анализе
факторов на ар и а0, а также построить эпюры распределения
этих напряжений по очагу пластической деформации (рис. 9.20, б).
При перемещении заготовки вдоль цилиндрической части
пуансона с малым- радиусом скругления рабочей кромки ее обра-
зующая может потерять контакт с ним, изогнуться и принять
210
Рис. 9.21. Схема раздачи при малом радиусе скруг-
ления рабочей кромки пуансона
бочкообразную форму (рис. 9.21). Это
происходит в связи с тем, что при опре-
деленной ширине краевого участка заго-
товки, сошедшего с конической части
пуансона, изгибающий момент, образо-
ванный окружными силами, увеличива-
ется настолько, что краевая часть заго-
товки изгибается в меридиональной плос-
кости. При дальнейшем скольжении заго-
товки относительно пуансона диаметр ее
краевой части уменьшается, так как на
элементы заготовки начинают действовать
окружные напряжения о0, изменившие
знак на обратный (они становятся сжи-
мающими); окружные напряжения увеличиваются до тех пор,
пока возникшие силы не создадут изгибающий момент, необхо-
димый для спрямления изогнутого края заготовки. После изгиба
и спрямления заготовки деформирующее усилие стабилизируется.
Приращение диаметра заготовки при раздаче ADP вследствие
изгиба краевой части заготовки может быть определено по фор-
муле
ADP = (j/ Ds/sin а — 2гп — s) (1 — cos ос), (9.43)
hie гп — радиус сопряжения цилиндрического и конусного участ-
ков пуансона. Зная ADP, можно определить диаметр пуансона,
при котором после раздачи получается требуемый внутренний
диаметр детали:
= DpB — ADP.
Обозначения в формуле (9.43) соответствуют показанным на
рис. 9.21.
Анализ приведенных формул и экспериментальные данные
показывают, что ADp тем больше, чем больше угол наклона обра-
зующей пуансона а, толщина стенки заготовки s и диаметр де-
формированного участка заготовки Dp.
Деформирующее усилие раздачи определяют как произведение
наибольшего по очагу пластической деформации напряжения
ар max, действующего в осевом направлении, на площадь попереч-
ного сечения и коэффициент <о ~ 1, 1ч-1,2. С учетом формулы (9.42)
деформирующее усилие раздачи:
Рр = 0,25<ojiDsaB (Dp/D + 1) [(Dp/D — 1) (1 + р ctg а) +
-}- 2 Уs/D sin а] (1 4" D/Dp) (3 — 2 cos а). (9.44)
211
том, что скользящая втулка 4 опускается вниз регулируемыми по
длине толкателями 3, закрепленными на верхней плите штампа /,
что исключает возможность пережима заготовки на участке кон-
такта пуансона, заготовки и скользящей втулки 4. Применение
штампа со скользящей втулкой-подпором позволяет повысить
степень деформации на 25—30 %.
Предельную степень деформации при раздаче конусным пуан-
соном также можно повысить, если на кромке заготовки получить
небольшой фланец шириной 5—6 s при внутреннем радиусе изгиба
г s. При раздаче фланец воспринимает без разрушения более
высокие окружные растягивающие напряжения, чем кромка
заготовки без фланца. При этом предельная степень деформации
увеличивается на 15—20 % (рис. 9.26).
Критерием выбора типа штампа для раздачи (со скользящей
втулкой или без нее) служат расчеты по приведенным выше фор-
мулам для определения предельного коэффициента по условию
отсутствия складок у основания заготовки (9.46) и условию от-
сутствия трещин на кромке детали (9.47).
Г Л А в А Ю. ФОРМОВКА, ПРАВКА
10.1. РЕЛЬЕФНАЯ ФОРМОВКА ЛИСТОВЫХ ЗАГОТОВОК
Формовка характеризуется двухосным растяжением
и уменьшением толщины заготовки в зоне пластической деформа-
ции. Местные рельефы в листовых заготовках и местные кольце-
вые выступы в сварных обечайках и трубчатых заготовках полу-
чают формовкой жестким инструментом в штампе или эластичной
и жидкостной средой в разъемной матрице (рис. 10.1).
Кроме местных углублений и выпукло-вогнутых рельефов
формовкой получают ребра жесткости. Рационально выполненные
ребра жесткости позволяют существенно повысить жесткость
плоских и неглубоких штампованных деталей, в результате чего
появляется возможность уменьшения толщины заготовки и, сле-
довательно, уменьшения ее массы. Рекомендации по выбору формы
и размеров ребер жесткости, допустимой высоты выступов и уг-
лублений для листового металла различных марок приведены
в работах [11, 24].
При формовке размеры и форма внешнего контура листовой
заготовки (как и высота кольцевой или трубчатой заготовки) /
изменяются незначительно. Поэтому, применяя формовку взамен
вытяжки при изготовлении неглубоких деталей с фланцем, можно
получить экономию металла вследствие уменьшения поперечных
размеров заготовки. При этом повышение прочности (и несущей
способности) деталей, полученных формовкой в результате де-
216
формационного упрочнения, превалирует над уменьшением проч-
ности вследствие утонения заготовки в зоне деформации.
Место расположения очага деформации и его форма при фор-
мовке существенно зависят от формы пуансона. Если формовку
проводят полусферическим пуансоном, то зона пластической де-
' формации состоит из двух участков: контактирующего с пуансо-
ном (/) и свободного участка (//), на котором отсутствуют внеш-
ние нагрузки (рис. 10.2).
Решение задачи о распределении напряжений и деформаций
в зависимости от относительных размеров инструмента в реальных
условиях деформирования (с учетом контактного трения, упроч-
нения, и неравномерной толщины заготовки в зоне деформации)
довольно сложно, так как требуется решить систему уравнений
с десятью неизвестными для участка / и одиннадцатью неизвест-
ными для участка II очага деформации. При достаточном числе
уравнений решение задачи получено С. Е. Рокотяном и Ф. И. Ру-
зановым на ЭВМ в виде графических зависимостей, построенных
для определенных значений исходных параметров: радиуса мат-
рицы 7?м = 14 мм, радиуса пуансона 7?п = 10 мм, толщины заго-
товки s = 1 мм. При этом была использована степенная аппрокси-
мация кривой упрочнения в виде os == Сфл.
Анализ позволяет установить характер влияния различных
факторов на значение максимальной деформации в полюсе лунки
8S (max) и на ее предельно возможную высоту Н. Из рис. 10.3, а
следует, что при фиксированных значениях коэффициентов тре-
ния р = 0,1 и р = 0,25 увеличение радиуса пуансона 7?п (при
неизменном радиусе матрицы J?M) и связанное с этим уменьшение
отношения 7?м/7?п приводит к увеличению Н при одном и том же
значении eS(max). Из рис. 10.3, б следует, что для фиксированных
значений пир увеличение J?n или уменьшение приводит
к увеличению деформирующего усилия Р, необходимого для по-
лучения лунки требуемой высоты Н. Рис. 10.3, в отражает влия-
Рис. 10.1. Схема формовки эластич-
ной средой
Рис. 10.2. Схема формовки жестким
полусферическим пуансоном
217
Из формулы (9.44) следует, что для раздачи заготовок одних
и тех же размеров деформирующее усилие тем больше, чем выше
характеристики прочности материала заготовки, степень деформа-
ции и силы контактного трения. Угол наклона образующей
пуансона а также влияет на деформирующее усилие раздачи.
Исследование формулы (9.44) показывает, что существуют опти-
мальные углы, при которых усилие раздачи наименьшее. При
малых коэффициентах трения р оптимальные углы конусности
равны 15-4-20°.
Работа деформирования. В процессе раздачи, как и в про-
цессе обжима, усилие деформирования изменяется. Используя
методику определения работы деформирования при обжиме, можно
получить формулу для определения работы деформирования при
раздаче, которая по своей структуре сходна с формулой (9.27):
А = (£)iiDs(js (1 4- р ctg а) (3 — 2 cos а) х
I К(£> + 4# sin а)з — Р\АР
\ 6/7 Р sin а
(9.45)
Эта формула позволяет определить работу деформирования по
ходу пуансона и построить зависимость Р = Р (Н),
Предельный коэффициент раздачи. Критическая степень де-
формации при раздаче регламентируется одним из двух видов
потери устойчивости, а именно — складкообразованием у осно-
вания заготовки или появлением шейки в одном или одновре-
менно нескольких участках кромки деформированной части за-
готовки, приводящей к разрушению — трещине (рис. 9.22).
Появление того или иного вида дефектов зависит от характеристик
механических свойств материала заготовки, ее относительной тол-
щины s/D, угла наклона образующей пуансона а, условий кон-
тактного трения и условий закрепления заготовки в штампе.
Отношение наибольшего диаметра деформированной части за-
готовки Z)p к диаметру исходной заготовки D, при котором может
Рис. 9.22. Виды локальной потери устойчивости при раздаче:
а — складкообразование, б — появление шейки, разрушение
212
4
ч
возникнуть местная потеря устойчивости, носит название предель-
ного коэффициента раздачи /Срп.
Предельный коэффициент раздачи приближенно может быть
определен из условий, при котором наибольшее по очагу дефор-
мации радиальное сжимающее напряжение crpmax не превышает
критическое напряжение окр, вызывающее складкообразование:
tfp max акр.
Приравняв Ортах согласно формуле (9.41) критическому на-
пряжению окр = <руот (здесь <ру = окр/от — коэффициент устой-
чивости) и решив полученное уравнение относительно предель-
ного коэффициента раздачи Крп = D^D, получим [111:
к ~ 1/ —__________2>2tpyGT_ ___ , 1
рп У ов (1 + Н а) (3 — 2 cos а) \ • /
Для получения замкнутого решения при выводе формулы (9.46)
принято, что для среднего значения коэффициента раздачи Арп =
= 1,43, сумма 1 4-i/D/Dp = 1 -|- 1/}/ 1,43 = 1,83.
Расчеты по формуле (9.46) показывают, что при а — 15°,
ат = 260 МПа, ов = 400 МПа, <ру = 1 и р = 0,10 /Срп = 1,405,
а Ард - 1,405/1,1 - 1,277.
Недостаток формулы (9.46) тот же, что и формулы для опреде-
ления критического коэффициента обжима (9.34), рассмотренной
ранее.
Определение критической степени деформации в момент по-
явления шейки на кромке заготовки осложняется тем, что окруж-
ная деформация при раздаче коническим пуансоном неравно-
мерна вдоль образующей деформированного участка заготовки:
периферийный слой, . находящийся на кромке, деформируется
больше, чем слои, удаленные от кромки, в результате чего послед-
ние сдерживают разрушение периферийного слоя, увеличивая его
' относительное удлинение. В связи с этим относительное удлине-
ние краевого участка заготовки всегда больше относительного
удлинения стандартного образца при растяжении.
Одно из решений задачи определения предельного коэффи-
циента раздачи по условию появления шейки на краевом уча-
стке заготовки получено А. Ю. Аверкиевым и С. А. Шульгой.
Предложенная ими формула для определения /Ср имеет вид
/<рп = ехр (2м/3) + {scosa/[2 exp (n/3)]} (1 + 2n/3), (9.47)
где a — угол наклона образующей пуансона; s = 2s/D — от-
носительная толщина заготовки.
Анализ формулы (9.47) показывает, что /<рп увеличивается
с увеличением показателя деформационного упрочнения п, от-
носительной толщины заготовки s и угла а.
Для облегчения расчетов формула (9.47) представлена в виде
графической зависимости /Срп = /Срп (s, п) при а = 30° (рис. 9.23).
Аналогичные кривые можно получить для других углов а.
213
Рис. 10.7. Штамп для кольцевой обтяжки (а), механическая схема деформиро-
вания (б) и эпюра распределения направлений (в)
t)
растяжение, а также уменьшение толщины заготовки в зоне пла-
стической деформации. Отличие заключается в том, что пласти-
чески деформируется вся заготовка, а не только какой-либо ее
участок, а при малой относительной ее высоте (менее диаметра)
происходит заметное уменьшение высоты образующей.
Схема штампа для формоизменения разжимным секционным
пуансоном показана на рис. 10.7, а. Усилие пресса передается
через верхнюю подвижную часть штампа 1 на разжимной пуан-
сон 2, секции которого, перемещаясь относительно конусной
оправки 5, расходятся по мере опускания верхней плиты штампа,
при этом диаметр секционного пуансона и зазор между секциями z
увеличиваются, а заготовка, надетая на секционный пуансон,
пластически деформируется и приобретает форму пуансона. Если
зазоры между секциями большие (при малом числе секций),
то деталь может иметь заметную огранку между секциями пуан-
сона. Поэтому число секций должно быть не менее 12. В исходное
положение разжимной пуансон возвращается под действием тол-
кателя 4, работающего от буферного устройства штампа или пресса.
При штамповке секционным пуансоном вся заготовка, в ко-
нечный момент формоизменения, охвачена пластической дефор-
мацией. Любой ее кольцевой участок растягивается в окружном
направлении. При этом в соответствии с условием несжимаемости
происходит уменьшение толщины стенки кольцевого участка и
222
уменьшение ее ширины. Таким образом, деформированное со-
стояние пластической зоны — объемное (см. рис. 10.7, б).
Напряженное состояние элемента заготовки, находящегося
в зоне пластической деформации, строго говоря, так же объемное,
так как в окружном направлении он растягивается, в радиальном
направлении воспринимает давление, передаваемое секциями
пуансона, а в меридиональном направлении растягивается си-
лами трения, возникающими при перемещении сужающегося
кольцевого участка заготовки относительно секций пуансона (см.
рис. 10.7, б). Поскольку внешняя поверхность заготовки в про-
цессе обтяжки не нагружена, а удельное усилие <?, передаваемое
секциями разжимного пуансона, при относительно тонкостенной
заготовке мало по сравнению с напряжением текучести, можно
считать, что напряженное состояние близко к плоскому (и даже
линейному), поскольку при относительно малом удельном уси-
лии q удельные силы трения им пропорциональны, тем более малы.
На этом основании условие пластичности по гипотезе Губера—
Мизеса может быть принято в виде Ое = [Jas.
Совместное решение обобщенного уравнения равновесия и
условия пластичности при граничном условии, согласно которому
растягивающие напряжения ор на кромке деформируемой заго-
товки равны нулю, позволяет установить характер распределения
напряжений при формоизменении секционным разжимным пуан-
соном с криволинейной образующей постоянной кривизны:
ар = -&2^L[cos6 — e^cosep — 2р (sin 6 — e^vsin <р)], (10.4)
величины р, 9, у и ф — определяют по рис. 10.7, в.
Исследование уравнения (10.4) показывает, что на кромках
деформируемой заготовки (9 = ф; у = 0 и р = rj радиальное
растягивающее напряжение ар равно нулю, а в середине заго-
товки (9 = 0; у = ф и р = г2) оно достигает наибольшего своего
значения:
Ортах =-£^-[1 — (cos <р — 2ц Sing,)]. (10.4а)
Эпюра распределения напряжения ор по очагу деформации
вдоль образующей заготовки показана на рис. 10.7, в.
Деформирующую силу, необходимую для формоизменения за-
готовки секционным разжимным цилиндрическим пуансоном,
можно определить, рассмотрев условия равновесия одной из сек-
ций. Схема внешних сил, действующих на секцию пуансона, по-
казана на рис. 10.7, а.
Считая, что пуансон состоит из т секций и что условия трения
на контактной поверхности секции пуансона 2, конусной оправки 3
и верхней части штампа 1 — одинаковы, требуемое для формоиз-
менения усилие пресса Р по данным А. М. Абрамова равно
Р = mN (tg а + р)/(1 — 2р tg а). (10.5)
223
Силу N приближенно можно определить как функцию силы
натяжения заготовки Т в зазоре между секциями пуансона (см.
рис. 10.7, а):
N = 2Т sin (ф/2). (10.6)
Если допустить, что при формоизменении цилиндрической
заготовки возникает только растяжение, то сила натяжения будет
равна
Т = Gohs, (10.7)
или, принимая во внимание условие пластичности,
Т = №8hs. (10.7а)
Учитывая (10.5) и (10.7а), имеем
Р = 2tn$(Jshs sin (ф/2) (tg а + р)/(1 — 2р tg а). (10.8)
При числе секций пуансона гп = 104-12 произведение
m sin (ф/2) л; при малом значении р разность 1 — 2р tg а сх
~ 1. С учетом этих допущений формула (10.8) примет вид
Р = 2ji|Jaefts (tg а + р), (10.8а)
где as — напряжение текучести, которое при холодной пластиче-
ской деформации определяется по кривой упрочнения соответ-
ственно средней степени деформации 6 = (г2 — г^/г^.
В несколько ином виде формула для определения усилия де-
формирования получена Е. П. Унксовым:
Р = лроЛ* (tg а + р) In (D/d); (10.9)
здесь D и d — наружный и внутренний диаметр кольцевой за-
готовки, a /i —ее высота. Если принять In (D/d) = D/d — 1,
то, имея в виду, что (D—d)/2 = s, формула (10.9) переходит
в формулу (10.8а).
Экспериментально установлено, что при m = 12 предельно до-
пустимая степень деформации за один переход кольцевой обтяжки
для сталей 20, 12Х18Н9Т и алюминия АМцА-М составляет 18—
20 %.
Другие параметры кольцевой обтяжки, а именно — удельное
усилие q, вызывающее пластическое формоизменение, толщину
стенки вдоль контура заготовки и др., могут быть определены
с учетом контактных сил трения и неравномерности распределения
деформаций в результате использования кинематически возмож-
ных полей скоростей, построенных по экспериментально уста-
новленным траекториям перемещения частиц металла примени-
тельно к плоской деформации [3]. Так, например, формула для
определения удельного безразмерного усилия на стенку цилинд-
рической заготовки, вызывающего пластическое формоизменение
ее, имеет вид
q/(2K) = 0,5 In ($ - r20 + Гвд)/гвд, (Ю. 10)
224
Рис. 10.8. Зависимость безразмерного
усилия от относительной толщины
заготовки при обтяжке
Рис. 10.9. Инструмент для кольцевой
обтяжки
где Ro и г0 — наружный и внутренний радиус цилиндрической
заготовки; гвд — внутренний радиус цилиндрической детали;
Л = <т8//3 — постоянная пластичности. Графическая зависи-
мость = f (s/r0) (рис. 10.8) показывает, что с увеличением
отношения s/r0 значение qH^K) увеличивается [31.
При кольцевой обтяжке разжимным секционным пуансоном
происходит неравномерное, вдоль окружности заготовки, уто-
нение стенки в результате неодинаковых условий контактного
трения, а также отсутствия сил трения в промежутках между сек-
циями пуансона. Все это способствует образованию огранки, ко-
торая для ряда деталей по техническим условиям недопустима.
Для уменьшения огранки рекомендуется использовать инстру-
мент с рабочим радиусом секций гп, равным радиусу детали гвд.
В этом случае длину прямолинейного участка b и параметр а
(рис. 10.9) можно определить по формуле
а = Гвд — го — г1д~ го sin2 ф — r0 cos ф) cos ф; (10.11)
6 = 2 sin ф г!д — го з1п2ф — го cos ф), (10.12)
обозначения, входящие в формулы (10.11) и (10.12), указаны на
рис. 10.9. С уменьшением радиуса гп огранка (значения а и Ь)
увеличивается [31.
Кроме рассмотренной кольцевой обтяжки разжимными сек-
ционными пуансонами в авиационной промышленности применяют
поперечную и продольную обтяжку, выполняемую на специали-
зированных обтяжных прессах для изготовления внешних обшивок
самолетов из алюминиевых и титановых сплавов.
10.3. ПРАВКА плоских И ТОРОИДНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ
Эта операция предназначена для устранения иска-
жений формы штампованных деталей, которые могут появиться
после вырубки, гибки и других операций, или для уменьшения
8 Аверкиев
225
радиусов сопряжения фланца, дна и стенок деталей, полученных
вытяжкой, когда требуемый радиус сопряжения меньше, чем ми-
нимально допустимый при вытяжке (см. стр. 143).
Для правки плоских деталей и заготовок прйменяют специаль-
ные штампы, рабочие органы которых — плоские плиты с глад-
кой или рефленой поверхностью — вафельные (рис. 10.10, а)
и точечные (рис. 10.10, б) штампы. Вершины зубцов вафельного
штампа притуплены больше, чем точечного, они имеют в плане
квадратную или ромбовидную площадку шириной b до 0,5 тол-
щины металла. Высота h и шаг зубцов I точечного штампа при-
нимаются равным толщине металла s.
Гладкие плиты применяют для правки тонких деталей, то-
чечные и вафельные — для более толстых (s 2 мм). При правке
в точечном штампе могут появляться отпечатки выступов на
поверхности детали. Выступы верхней и нижней плит штампа дол-
жны быть смещены на половину шага относительно друг друга,
это создает возможность для локального пластического деформи-
вЗЖЙКЖКЖЖ
хкхжккжк
kkkkkikkk
жкжжкжжж
ЖЖЖЙЖЖЖЖ
ЙЖЖЙК1ЖК1Й
KKKKKiKKlgi
)ZoZoZoZoZoZoZoZi
Е01о1|£о1о1о1<
&KoZoZoZoZOZ<
>ZoZ<>ZoZoIoZOZ<
Вид на рабочую
поверхность
Рис. 10.10. Способы правки
плоских и тороидных поверхностей
226
рования искаженного участка поверхности детали. В сочетании
с калибровкой, осадкой правят детали после гибки и других опе-
раций.
Усилие правки приближенно определяют по формуле
Р = qP,
где q — удельное усилие, зависящее от толщины металла и спо-
соба правки, оно изменяется от 50 до 300 МПа [18].
Для правки тороидных участков деталей, полученных вы-
тяжкой, применяют штампы, конструкция которых сходна с кон-
струкцией штампа для вытяжки. При правке тороидной поверх-
ности сопряжения донного и цилиндрического участков детали
происходит уменьшение высоты (утяжка), при правке тороидной
поверхности сопряжения фланца — уменьшение наружного диа-
метра фланца. Если считать, что при правке не происходит уто-
нение, то утяжку по высоте детали ДА можно определить из ус-
ловия неизменности длины образующей:
ДА = 0,43 (7? — г).
Утяжка наружного диаметра фланца
\D = 2ДА = 0,86 (7? — г),
где R и г — радиусы сопряжения детали до и после правки со-
ответственно (рис. 10.10, в, г).
Деформирующее усилие правки тороидных поверхностей опре-
деляют как произведение удельного усилия q на площадь проек-
ции деформируемого участка детали на плоскость, нормальную
продольной оси детали. Деформирующее усилие при правке по-
верхности сопряжения донного и цилиндрического участков
детали
р я(£ _ г) (D — R — г) q,
при правке тороидной поверхности сопряжения фланца
Р - л (7? + г) (Р + R - г) q\
здесь D — диаметр цилиндрического участка детали. Удель-
ное усилие правки q принимают равным 150—200 МПа [18].
Кроме правки в штампах, небольшие детали правят между
двумя вращающимися валками, при этом подачу заготовок и
стапелирование деформированных деталей можно автоматизи-
ровать. Рулонный и листовой металл правят в многовалковых ли-
стоправйльных станах путем многократного изгиба его между вал-
ками, оси которых смещены относительно друг друга. Небольшие
листы металла можно править пластическим растяжением на
3—5 %.
8*
227
ГЛ AB A 11. СПОСОБЫ ИНТЕНСИФИКАЦИИ
ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ ЗАГОТОВОК
11.1. СОВМЕЩЕНИЕ НЕСКОЛЬКИХ
ФОРМОИЗМЕНЯЮЩИХ ОПЕРАЦИЙ В ОДНОМ ШТАМПЕ
Основная цель интенсификации формоизменения заготовок за-
ключается в сокращении длительности технологического цикла и, следовательно,
повышении производительности труда, сокращении числа занятого прессового
оборудования и, соответственно, операторов. Отдельные способы интенсифика-
ции формоизменения нами уже рассматривались. К их числу относятся: удаление
зачисткой нагартованного слоя металла по кромке пробитого отверстия при от-
бортовке, проталкивание заготовки при. вытяжке деталей с широким фланцем,
применение скользящих втулок — подпоров в штампах для обжима и раздачи
трубчатых заготовок и пр.
В настоящее время число способов интенсификации формоизменения возросло
настолько, что появилась необходимость в объединении их в отдельные группы.
Совмещение нескольких формоизменяющих операций в одном штампе поз-
воляет уменьшить напряжения в опасном сечении заготовки, повысить критиче-
скую степень деформации и сократить число переходов, необходимых для полу-
чения детали.
Схемы совмещения вытяжки, обжима и раздачи в одном штампе показаны
на рис. 11.1. Анализ этих схем показывает, что при совмещении вытяжки и об-
жима (рис. 11.1, я), а также при совмещении вытяжки, обжима и раздачи
(рис. 11.1,6) из-за дополнительного усилия, заталкивающего заготовку в ма-
трицу, возникают сжимающие напряжения, разгружающие опасное сечение за-
готовки и уравновешивающие в этом сечении напряжения растяжения, возни-
кающие при втягивании заготовки в матрицу пуансоном.
При этом образуются один общий или два самостоятельных очага деформации
(на рис. 11.1 очаги деформации зачернены). Если обе совмещенные операции при-
водят к уменьшению поперечных размеров деформируемой заготовки, например
вытяжка и обжим (см. рис. 11.1, а), то очаг деформации один, он охватывает уча-
сток заготовки, имеющий переменную площадь поперечного сечения. Если одна
из совмещаемых операций приводит к увеличению, а другая к уменьшению попе-
речных размеров заготовки, например раздача, обжим, вытяжка (см. рис. 11.1,6),
Рис. 11.1. Схемы совмещения вытяжки, обжима и раздачи в одном штампе:
а — вытяжки и обжима; б — вытяжки, обжима и раздачи; в, г — раздачи и обжима
228
Рис. 11.2. Эпюры распределения
напряжений при:
а — вытяжке и обжиме выполняе-
мых раздельно; б — при совмеще-
нии вытяжки и обжима
штамповки
на примере совме-
раздача и обжим (см. рис. 11.1,
в, г), то образуются два отдель-
ных очага деформации, разде-
ленные между собой упругоде-
формированной зоной. В этом
случае общая степень деформа-
ции заготовки равна сумме сте-
пеней деформаций, получаемых
при выполнении совмещенных
операций.
Преимущества данного спос
щения вытяжки (последующего перехода) с обжимом в конической матрице (см.
рис. 11.1, а).
Заготовка в виде цилиндрического стакана втягивается в матрицу давлением
пуансона в дно, как при вытяжке, и одновременно заталкивается в матрицу дав-
лением толкателя в краевую часть заготовки, как при обжиме (см. рис. 11.1, а).
При этом образуется общий очаг пластической деформации, в пределах кото-
рого поперечные размеры заготовки только уменьшаются. Как и при раздель-
ной штамповке, в очаге деформации возникают напряжения, направленные
вдоль образующей заготовки: растягивающие от вытяжки и сжимающие от об-
жима. Эпюры распределения этих напряжений показаны на рис. 11.2, а. Результа-
тивная эпюра распределения напряжений, возникающих при одновременной
вытяжке и обжиме, меняет свой знак при орв = <троб- В этом месте заготовка
имеет радиус /?гр, который изменяется в зависимости от соотношения напряже-
ний вытяжки и обжима (см. рис. 11.2,6).
Предельно возможное формоизменение заготовки при вытяжке и обжиме
зависит от значения максимального растягивающего и максимального сжимаю-
щего напряжений в очаге деформации. Если эти напряжения достигнут крити-
ческого значения, произойдет обрыв дна заготовки или складкообразование в зоне
передачи усилия под действием сжимающих напряжений. Опыты показали, что
при совмещении вытяжки и обжима предельно возможное формоизменение выше,
чем при раздельной штамповке. Коэффициент формоизменения /Св об принимают
равным произведению допустимых коэффициентов вытяжки и обжима:
об ~ КвКоб’
Как и при обжиме, на силовые условия совмещенного процесса вытяжки
с обжимом влияет угол наклона образующей конической матрицы. Существует
зона оптимальных углов, при которых технологическое усилие наименьшее. При
использовании смазочного материала, обеспечивающего коэффициент трения
р 0,1, эта зона оптимальных углов находится в пределах 20—25°.
Деформирующее усилие, необходимое для одновременной вытяжки и об-
жима заготовки, определяют как сумму усилий раздельной штамповки:
Р = Рв + Роб = ™ (°р тах^ + °рбтахЧ 0 1 D
где ст® тах — максимальное растягивающее напряжение в зоне вытяжки; арбтах—
максимальное сжимающее напряжение в зоне обжима. Значение максимальных
радиальных напряжений, возникающих при вытяжке и обжиме, определяют по
формулам, приведенным в работах [11, 16]. Совмещение вытяжки и обжима осо-
бенйо эффективно при изготовлении конических деталей с малым углом при вер-
шине (10—20°) или деталей с криволинейной образующей большого радиуса
кривизны, имеющих скругленную или плоскую вершину.
229
11.2. ДОПОЛНИТЕЛЬНОЕ СИЛОВОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ
НА ЗАГОТОВКУ
Наибольшего эффекта от дополнительного силового воздействия
на заготовку достигают при выполнении формоизменяющих операций холодной
штамповки, когда в очаге пластической деформации (особенно в краевых его уча-
стках), возникают растягивающие напряжения. Указанное наблюдение при от-
бортовке, раздаче и изгибе на ребро полосы в зоне растяжения. Создание допол-
нительных сжимающих напряжений в этих участках заготовки повышает ее пла-
стичность и, следовательно, критическую степень деформации.
Дополнительное силовое воздействие на заготовку по данным И. М. Жвика
может осуществляться различными способами. Например, при отбортовке и раз-
даче защемляют краевую часть деформируемой заготовки между коническими
поверхностями пуансона и выталкивателя (рис. 11.3, а) или пуансона и матрицы
(рис. 11.3, б), имеющие разные углы конусности (разность углов составляет
2—3°).
Защемление краевого участка заготовки при отбортовке и раздаче приводит
к возникновению контактных касательных напряжений, сдерживающих разви-
тие локальных деформаций, что повышает критическую степень деформации.
При вытяжке с утонением дополнительное силовое воздействие осуществ-
ляют, проталкивая заготовку в матрицу (рис. 11.3, в), а при отбортовке с утоне-
нием— противодавлением, приложенным к кромке борта (рис. 11.3, а).
Защемление краевого участка заготовки, равно как и снижение растягиваю-
щих напряжений в опасном сечении при проталкивании или противодавлении
в торец, наряду с повышением пластичности заготовки уменьшает неравномер-
чность деформации по ее высоте. Это позволяет повысить точность размеров штам-
пуемой детали по рысоте. Кроме того, дополнительное силовое воздействие на
заготовку способствует уменьшению ее разнотолщинности. Исследования
И. М. Жвика показали, что при раздаче угол матрицы рекомендуется принимать
равным ам 90°, а при отбортовке угол выталкивателя ав 120°. Защемление
краевой части заготовки при отбортовке позволяет увеличить степень деформации
за одну операцию в 1,7 —2 раза. Это позволяет получить высоту горловины, до-
статочную для приварки труб или неразания резьбы.
Дополнительное силовое воздействие при вытяжке и отбортовке с утонением
позволяет за одну операцию получать уменьшение толщины стенки заготовки
в несколько раз, уменьшить разнотолщинность и исключить операцию подрезки
торца.
К способам дополнительного силового воздействия на заготовку можно
отнести и способ продольного сжатия отрезка трубы, находящегося под дейст-
вием внутреннего гидростатического давления, который применяют для получе-
ния полых осесимметричных деталей с кольцевым выступом (рис. 11.4, а) и полых
деталей с одним или несколькими отводами (рис. 11.4,6).
Рис. 11.3. Схема дополнительного силового воздействия на заготовку (по
И. М. Жвику) при: .
а — отбортовке; б — раздаче; в — вытяжке с утонением; г — отбортовке с утонением
230
dr
Г >
Рис. 11.4. Типовые детали, получаемые гидростатическим давлением с наложе-
нием продольного сжатия
Сущность процесса заключается в том, что цилиндрическую заготовку в виде
отрезка трубы со стенкой толщиной до 6—8 мм помещают в штамп с разъемной
матрицей, где ее одновременно подвергают внутреннему гидростатическому дав-
лению и осевому (продольному) сжатию, создающему в зоне пластической дефор-
мации сжимающие напряжения. При этом, по условию пластичности, окружные
растягивающие напряжения уменьшаются, а предельная степень деформации
увеличивается.
Штамп, разработанный во Всесоюзном научно-исследовательском и проект-
ном институте технологии химического и нефтяного аппаратостроения (г. Волго-
град) для изготовления тройника из трубчатой заготовки, показан на рис. 11.5, а.
Особенность его конструкции — матрица с разъемом в горизонтальной плос-
кости. После того, как осевое сжатие и давление рабочей жидкости достигнет оп-
ределенного значения, начинается затекание части заготовки в боковое отверстие
матрицы, завершающееся формообразованием отвода, при этом первоначальная
длина заготовки существенно уменьшается. Технологические переходы изготов-
ления тройника показаны на рис. 11.5, б.
Штамповку тройников ведут на специализированном гидравлическом
прессе конструкции «ЛПИ им. М. И. Калинина (мод. ПГШФ-40) или на универ-
сальных гидравлических прессах усилием 1600—2500 кН в сочетании с автоном-
ной насосной станцией. Гидростатическое давление жидкости, необходимое
для изготовления соединительных деталей велосипедных рам, в конечный
момент деформирования достигает
220—280 МН/м2.
Изготовление полых велосипедных
рам с одним и более отводами с по-
мощью гидростатического давления с
наложением продольного сжатия при
Рис. 11.5. Штамп для изготовления трой-
ника из трубчатой заготовки (а) и техно-
логические переходы изготовления трой-
ника (б)
231
любой программе выпуска наиболее эффективно по сравнению с использованием
штампосварных заготовок вследствие уменьшения объема ручных операций
(сварка и пр.).
Расчетные формулы для определения длины заготовки и всех технологиче-
ских параметров штамповки деталей с отростками приведены в работе [9].
11.3. СОЗДАНИЕ НЕОДНОРОДНОГО ТЕМПЕРАТУРНОГО
ПОЛЯ В ОЧАГЕ ДЕФОРМАЦИИ И В ЗОНЕ
ПЕРЕДАЧИ УСИЛИЯ
Сущность способа интенсификации формоизменения заготовок,
основанного на создании в них неоднородного температурного поля, можно уста-
новить, анализируя условие сохранения прочности (или устойчивости) при вы-
тяжке. Это условие заключается в том, что наибольшее радиальное растягиваю-
щее напряжение не должно превышать критического напряжения текучести as,
при котором происходит локальная потеря устойчивости (появление шейки)
в зоне передачи усилия, а именно — в опасном сечении вытягиваемого изделия.
Используя экспериментально установленную зависимость а* = (1,14-1,2) ов,
указанное условие без учета сил трения может быть представлено в следующем
виде:
0as 1п (/?/г)= 1,1 ов, (11.2)
откуда при Р = 1,1
R/r = Кв = exp (aB/as), (П.З)
где as — напряжение текучести в очаге деформации; ав — временное сопротив-
ление разрыву в зоне передачи усилия.
Анализ условия (11.3) показывает, что коэффициент вытяжки увеличивается
с ростом ов в зоне передачи усилия и уменьшением as в зоне пластической де-
формации. С учетом этого разработаны два способа вытяжки: с локальным на-
гревом зоны пластической деформации (с целью уменьшения as в этой зоне)
и с локальным охлаждением зоны передачи усилия (с целью увеличения ав на
этом участке).
Штамповку с нагревом зоны пластической деформации применяют, в основ-
ном, в производстве деталей летательных аппаратов, изготовляемых из магние-
вых и алюминиевых сплавов. С локальным нагревом проводят вытяжку высоких
цилиндрических и коробчатых деталей из плоских заготовок, а также обжим и
раздачу трубчатых заготовок. Кроме того, осуществляют «выворот» и осадку труб-
чатых заготовок, что позволяет получать детали сложной формы [11, 18].
Температура нагрева зоны деформации зависит от материала заготовки. Для
алюминия и его сплавов она составляет 400—450 °C, для магниевых сплавов —
360—380 °C. Время выдержки для нагрева заготовки зависит, в основном, от ее
толщины. Для заготовок из алюминиевых сплавов время выдержки определяют
из расчета 6—8 с на 1 мм толщины. При вытяжке нагрев зоны пластической де-
формации заготовки осуществляют электронагревателями, встроенными непо-
средственно в штамп (рис. 11.6). Для создания возможно большей разности тем-
ператур в опасном сечении и фланце заготовки пуансон штампа для вытяжки
охлаждают проточной водой. В связи со сравнительно большой продолжитель-
ностью нагрева заготовки штамповку осуществляют на гидравлических прессах
или на прессах для штамповки пластмасс.
Особенно эффективна вытяжка с локальным нагревом при изготовлении не-
круглых в поперечном сечении деталей: квадратных, прямоугольных, овальных,
типа «восьмерки» и др., с малым радиусом скругления угловых участков. При
вытяжке с нагревом за одну операцию можно получить некруглые детали более
высокие, чем при вытяжке при комнатной температуре. Одна из деталей, получен-
ная вытяжкой из алюминиевой полосы, показана на рис. 11.7.
Установлено, что при вытяжке магниевых сплавов МА1 и МА8 с нагревом
фланца до температуры 350 °C критическая степень деформации увеличивается
232
Рис. 11.6. Схема штампа для вытяжки с нагревом зоны пластической дефор-
мации:
1 — матрица; 2 — прижимное кольцо; 3 — пуансон; 4 — электронагреватель
в 3—3,5 раза по сравнению с вытяжкой без локального нагрева [18]. При вытяжке
температура нагрева очага деформации должна повышаться от внутреннего к внеш-
нему контуру фланца. При этом сопротивление деформированию материала флан-
ца будет увеличиватья в обратном направлении [16].
Неравномерное температурное поле по очагу деформации может быть полу-
чено в результате изменения числа и места расположения нагревательных эле-
ментов, а также охлаждения отдельных участков штампа. Кроме того, оно может
быть получено электроконтактным нагревом, особенность которого заключается
в том, что электрический ток подводится к заготовке через контакты, располо-
женные только у внешнего контура. При этом в зависимости от времени нагрева
перепад температуры в очаге деформации (фланца) составляет 200—650 °C.
Недостатки штамповки с локальным нагревом заключаются в конструктив-
ной сложности штампа и низкой производительности труда, достоинства — в воз-
можности существенного сокращения числа операций при вытяжке высоких де-
талей с поперечным сечением сложной формы.
Вытяжка с применением глубокого холода основана на способности опреде-
ленной группы металлов повышать свою прочность под воздействием весьма низ-
ких (криогенных) температур. При охлаждении сталей аустенитного класса до
температур —180 °C существенно возрастает предел текучести, временное со-
противление и другие характеристики прочности. При этом характеристики пла-
стичности (например, относительное удлинение) снижаются незначительно или
остаются без изменения.
Например, при охлаждении сталей 10 и 20 до температур —-180 °C временное
сопротивление увеличивается в 1,9—2,1 раза, а стали 12X13 в 2,3 раза. Относи-
тельное удлинение сталей 10 и 20 при этой температуре несколько снижается,
а стали 12X13 остается неизменным. Кратковременное глубокое охлаждение
с последующим нагревом до комнатной температуры на структурное состояние
указанных сталей не влияет.
Рассмотренное явление используется при вытяжке для повышения прочности
опасного сечения вытягиваемой детали путем локального охлаждения зоны пере-
233
л
Рис. 11.7. Деталь, полученная вытяжкой
с нагревом фланца
г
Рис. 11.8. Схема штампа для вытяжки с глу-
боким охлаждением опасного сечения детали:
1 — матрица; 2 — прижимное кольцо; 3 — пуан-
сон
дачи усилия. Это позволяет существенно повысить степень деформации за один
переход и, следовательно, увеличить производительность труда.
Вытяжку с глубоким охлаждением опасного сечения детали осуществляют
в специальных штампах (рис. 11.8), особенность которых заключается в том, что
в пустотелый пуансон периодически, при каждом ходе пресса, подается оп-
ределенная доза хладагента в виде жидкого азота или жидкого воздуха, имеющего
температуру кипения порядка —180 °C.
При этом происходит интенсивное охлаждение пуансона, который, сопри-
касаясь с тонколистовой заготовкой, отбирает теплоту, охлаждает ее и повышает
прочность металла в зоне контакта пуансона и заготовки. В результате этого
опасное сечение детали способно выдерживать более высокую нагрузку, чем при
вытяжке при комнатной температуре. Время охлаждения составляет 10—20 с,
поэтому вытяжку с применением глубокого холода ведут на гидравлических
прессах. Предельные коэффициенты вытяжки для стали 10 и 20 при таком про-
цессе достигают 2,6—3,0.
Недостатки данного способа вытяжки — сложность конструкции штампа
и необходимость применения установки для хранения и подачи хладагента
в штамп. Преимущество заключается в сокращении числа операций при вытяжке
цилиндрических деталей по сравнению с вытяжкой при комнатной температуре
и возможность штамповки стальных тонколистовых деталей сложной формы за
одну операцию.
11.4. СНИЖЕНИЕ РЕАКТИВНЫХ И ПОВЫШЕНИЕ
РАЗГРУЖАЮЩИХ СИЛ ТРЕНИЯ ПРИ ВЫТЯЖКЕ
При вытяжке на контактной поверхности заготовки и матрицы
возникают силы трения Flt F2 и F3 (рис. 11.9), превышающие при коэффициенте
трения pi = 0,25-4-0,30 (без смазочного материала) усилие, затрачиваемое на пла-
стическое формоизменение. Соотношение значений указанных сил трения сле-
дующее: Fi =75, F2 = 20 и F3 = 5 % (по Е. И. Исаченкову).
В результате действия сил Fb F2 и F3 происходит увеличение растягиваю-
щих напряжений в опасном сечении вытягиваемой детали, что может привести
к утонению стенки и даже обрыву дна. Поэтому всемерно стремятся снизить
силы трения Fi, F2 и F3, применяя эффективные смазочные вещества и умень-
шая шероховатость поверхности инструмента и заготовки. Именно поэтому ра-
бочие поверхности матриц для вытяжки (плоскую и цилиндрическую) шлифуют,
а поверхность криволинейную (заходную) — полируют.
Сила трения F4 приложена к контактной поверхности закругленной части
пуансона и полуфабриката. Она действует в направлении движения пуансона,
234
поскольку деталь, вытягиваясь и утоняясь в опасном сечении, перемещается от-
носительно пуансона в сторону фланца. Сила трения F4 блокирует распростра-
нение растягивающих напряжений в опасном сечении, препятствует утонению
стенки, разгружает донный и прилегающие к нему участки вытягиваемой детали.
Сила трения F4 полезная, поскольку она перераспределяет напряжения в опас-
ном сечении, уменьшая их, чем она больше, тем утонение стенки меньше.
Качественная оценка влияния сил трения, возникающих при вытяжке,
послужила основанием для разработки новых способов штамповки листовых за-
готовок, в числе которых гидромеханическая вытяжка (ГМВ).
Сущность ГМВ заключается в том, что формоизменение заготовки осуществ-
ляют жестким пуансоном в полости штампа, заполненной жидкостью (водой или
маслом). Схема штампа для ГМВ предложена В. И. Казаченком и А. С. Чаузо-
вым (рис. 11.10). По мере опускания пуансона 1 давление жидкости в камере 4
возрастает настолько, что она начинает вытесняться в круговой зазор между
фланцем вытягиваемой заготовки 2 и матрицей штампа 3. При этом реактивные
силы трения Fb F2 и F3 существенно уменьшаются, поскольку фланец заготовки
перемещается между зеркалом прижимного кольца и тонким слоем жидкости.
Одновременно высокое гидростатическое давление жидкости создает нормаль-
ное давление на внешнюю поверхность вытягиваемой детали, что приводит к уве-
личению силы трения F4, и опасное сечение разгружается.
Уменьшение реактивных и увеличение активных (разгружающих) сил тре-
ния позволяет повысить предельно-допустимую степень деформации и с по-
мощью ГМВ получать за одну операцию цилиндрические детали с относительной
высотой Hid 1 при малых радиусах скругления дна и высоком качестве по-
верхности детали. Недостаток ГМВ — большая энергоемкость процесса, так
как необходимое деформирующее усилие в 2—3 раза больше, чем при обычной
вытяжке. Это объясняется тем, что большие энергозатраты расходуются на пре-
одоление противодавления жидкости (до 80 %).
Кроме того, требуется более высокое давление прижимного кольца штампа,
чем при обычной вытяжке, так как с уменьшением растягивающих напряжений
в очаге деформации вследствие уменьшения реактивных сил трения Fx, F2 и F3,
по условию пластичности, сжимающие напряжения увеличиваются и это повы-
шает вероятность появления складок.
ГМВ за одну-две операции получают детали конической, параболической
и сферической формы, в то время как при вытяжке в жестких штампах для из-
готовления такого рода деталей требуется три-четыре и более операций.
Основные параметры ГМВ — оптимальная толщина слоя смазочного мате-
риала и усилие прижима заготовки. Анализ движения смазочного слоя на ос-
Рис. 11.9. Схема действия сил трения
при вытяжке
Рис. 11.10. Штамп для гидромехани-
ческой вытяжки
235
нове теории ламинарного течения жидкости позволил определить основные
закономерности процесса ГМВ и получить расчетные формулы для определения
параметров технологического процесса. На этой основе В. И. Казаченковым уста-
новлено, что деформирующее усилие ГМВ увеличивается с увеличением скорости
штамповки, вязкости жидкости, размеров вытягиваемой детали и существенно
уменьшается с увеличением толщины слоя смазочного вещества.
Давление прижимного кольца определяют экспериментально для различных
условий процесса вытяжки. Для сталей 08кп и 10 оно составляет 4—6 МПа, при
коэффициентах вытяжки /Св1 = 2,6; /СВ2 = 1,7; Квз = 1,6.
11.5. ПУЛЬСИРУЮЩАЯ ВЫТЯЖКА
Пульсирующую вытяжку осуществляют в штампе с прижимным
кольцом, совершающим колебательное (пульсирующее) движение вдоль оси штам-
пуемой детали. В этих условиях вначале происходит вытяжка без прижима
заготовки, сопровождаемая появлением складок (гофрированием) (рис. 11.11, а),
а затем правка (разглаживание) фланца прижимным кольцом (рис. 11.11, б).
В период вытяжки без прижима заготовки отсутствуют силы трения, возникаю-
щие при скольжении фланца относительно рабочей поверхности прижимного
кольца штампа, в связи с чем радиальные растягивающие напряжения в опасном
сечении меньше, чем при вытяжке с прижимом заготовки. Процесс вытяжки с пред-
намеренным гофрированием и разглаживанием фланца предложен Е. С. Сизо-
вым и его сотрудниками. При пульсирующем режиме работы допустимый коэф-
фициент вытяжки составляет 2,5—2,9, а высота деталей, получаемых за одну
многопереходную операцию, в 2—2,5 раза больше, чем при обычной вытяжке.
Наиболее эффективно пульсирующую вытяжку применять при штамповке де-
талей коробчатой формы, при изготовлении которых допустимый угловой коэф-
фициент вытяжки достигает 10,0—12,5, в то время как при обычной вытяжке
он составляет 2,9—3,3. Это позволяет существенно сократить число операций —
вместо трех-четырех операций можно получать требуемую деталь за одну, осу-
ществляемую в условиях пульсирующего режима.
Применение пульсирующей вытяжки особенно целесообразно при штам-
повке цилиндрических деталей, имеющих относительную толщину стенки $0 =
— s/dn 0,03. При этом радиус скругления рабочей кромки матрицы должен
быть в 2—3 раза меньше, чем при обычной вытяжке. Значение этого радиуса
определяют по эмпирической формуле
rM = s (о,25 + О.5/К§7>. (11-4)
где $0 — относительная толщина заготовки; гм — радиус рабочей кромки ма-
трицы. Расчеты по формуле (11.4) показывают, что при $0 > s/dn = 0,014-0,03
Гм = (З-Ьб) s.
Для полного разглаживания фланца и улучшения условий его скольжения
относительно контактной поверхности инструмента рабочая часть (зеркало)
Рис. 11.11. Периоды процесса пульсирующей вытяжки?
а — появление складок; б — правка складок прижимным кольцом штампа
236
прижимного кольца должна иметь плоский кольцевой участок шириной 3—5 мм,
граничащий с его внутренним контуром, а остальная часть зеркала — быть слегка
конусной (угол конусности 0° 30'—1°).
Амплитуду пульсации / прижимного кольца и единичный ход пуансона hn
за один цикл пульсации рассчитывают по формулам:
f = 0,05 (tfB - 1) dn;
hn= (0,14-0,2) /,
где dn — диаметр пуансона.
При пульсирующей вытяжке усилие, создаваемое прижимным кольцом,
должно быть в 3—4 раза больше усилия, создаваемого пуансоном, так как только
при этом условии обеспечивается разглаживание складок, периодически появ-
ляющихся во фланце.
Для пульсирующей вытяжки применяются специальные прессы двойного
действия мод.: ПГ-13, ПМШ-500, ПГВ-1 с номинальным усилием 500/1000,
1000/4000 и 2000/3000 кН (в чиолителе указано усилие, развиваемое внутренним,
а в знаменателе внешним ползунами пресса).
11.6. ЛОКАЛИЗАЦИЯ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ
В мелкосерийном и серийном производстве применяют различ-
ные способы пластического формоизменения металла, сущность которых заклю-
чается в том, что деформирующий инструмент (пуансон, матрица, ролик, накат-
ник) контактирует с заготовкой лишь на небольшом (локальном) участке, созда-
вая в нем очаг пластической деформации, который непрерывно перемещается
по заданной траектории. При этом существенно уменьшается сила деформиро-
вания, реактивные силы трения, повышается стойкость инструмента, упро-
щается его конструкция, что создает возможность производства большой номен-
клатуры деталей при малых затратах средств на изготовление оснастки.
К числу способов ротационной обработки металла относят: ротационную
вытяжку, сферодвижную штамповку, торцовую и кольцевую раскатку полых
заготовок, накатку зубьев шестерен, накатку резьбы и шлицев и пр.
При ротационной вытяжке заготовка вращается вместе с шаблоном или оп-
равкой, а давильник в виде ролика перемещается в направлении касательной
Jis
Рис. 11.12. Схемы процессов с локаль-
ным деформированием:
а — ротационная вытяжка; б — сферо-
движная штамповка; в — торцовая раскат-
ка (без утонения и с утонением)
237
Рис. 11.13. Детали, полученные локальным деформированием:
а — торцовой раскаткой; б — сферодвижной штамповкой; в — ротационной вытяжкой
к шаблону (рис. 11.12, а). При сферодвижной штамповке заготовка не вращается,
а инструмент (пуансон или матрица) совершает ^ачательное и поступательное
(вдоль оси детали) движение (рис. 11.12,6). При торцовой раскатке вращается
заготовка, а ролик, ось которого расположена перпендикулярно оси заготовки,
передает давление на ее торец (рис. 11.12, в). Типовые детали, полученные рота-
ционной обработкой, показаны на рис. 11.13. Точность размеров этих деталей со-
ответствует 8—11-квалитету, а шероховатость поверхности Ra = 5-т-0,63 мкм.
Производительность ротационной обработки ниже производительности штам-
повки на прессах (5—10 дет/мин), за исключением накатки резьбы и неглубоких
шлицев на специализированных автоматах.
Советским ученым принадлежит приоритет в проведении исследований про-
цесса сферодвижной штамповки (Н. П. AreeBj и др.) и разработке схемы сферо-
движного прессователя (А. Н. Силичев), а также в исследовании процесса коль-
цевой и торцовой раскатки полых заготовок (К. Н. Богоявленский, В. В. Лапин
и др.). Более подробно способы ротационной обработки металлов описаны
в [11, 13].
ГЛАВ А 12. ИМПУЛЬСНЫЕ ВИДЫ ЛИСТОВОЙ
ШТАМПОВКИ
12.1. ШТАМПОВКА ВЗРЫВОМ
К числу импульсных способов штамповки относятся: штамповка
взрывом, штамповка электрическим разрядом в жидкости (электрогидроимпульс-
ная штамповка) и штамповка силовым воздействием импульсного магнитного
поля. Применяя импульсные способы штамповки, можно выполнять раздели-
тельные, формоизменяющие и сборочные операции листовой штамповки.
Импульсную штамповку используют в мелкосерийном производстве, так как
оснастка для нее частично универсальная, штамповку ведут по жесткой матрице
(пуансон отсутствует).
При импульсной штамповке внешние силы (давление) воздействуют на заго-
товку в течение весьма коротких промежутков времени, исчисляемых долями
миллисекунды, в связи с чем мощность импульса весьма высока. Импульсный
характер приложения внешних сил приводит к тому, что пластическое формо-
изменение заготовки продолжается и после завершения действия импульса. Это
объясняется результатом воздействия инерционных сил, возникающих в про-
цессе протекания импульса.
Высокоскоростной, импульсный характер приложения нагрузок к обрабаты-
ваемой заготовке существенно улучшает условия деформирования: повышается
температура очага деформации, возникают полезные силы инерции, уменьшаются
силы трения, локализуется очаг деформации. Все это, в конечном итоге, снижает
усилие деформирования и улучшает качество штампуемых деталей. Кроме того,
238
Рис. 12.1. Схема передачи заготовке энергии
взрыва:
1 — заготовка; 2 — матрица; 3 — отраженная удар-
ная волна; 4 — область кавитации; 5 — газовый пу-
зырь
преимущество импульсной штамповки заклю-
чается в малой металлоемкости применяемых ус-
тановок по сравнению с металлоемкостью стан-
дартного прессового оборудования.
Современный уровень развития энергетичес-
кого и химического машиностроения и интенсив-
ное развитие ракетной техники тесно связаны с
обработкой труднодеформируемых высокопроч-
• ных и жаропрочных металлов и сплавов.. Все
это, в сочетании с постоянно увеличивающимися
размерами вновь проектируемых деталей машин
и ракет, вызвало необходимость в создании им-
пульсных процессов обработки металлов давле-
нием, к числу которых относится штамповка
взрывом. В СССР данный способ штамповки
предложил в 1949 г. Р. В. Пихтовников (Харь-
ковский авиационный институт).
При штамповке взрывом на заготовку воздействует энергия взрывной волны,
передаваемая через воздух или жидкость. В результате этого заготовка пласти-
чески деформируется и приобретает форму полости матрицы, на которую она
установлена.
Кроме того, энергию взрыва применяют для привода специальных машин-
орудий, в которых энергия взрыва преобразуется в кинетическую энергию под-
вижных частей, а следовательно, в кинетическую энергию инструмента-штампа.
Энергия заряда ВВ, взорванного в воде, распределяется между ударной волной
и образующимся при взрыве газовым пузырем. Ударная волна, достигнув заго-
товки и начав пластически деформировать ее, передает ей только часть своей энер-
гии. Остальная часть энергии отражается от поверхности заготовки, и ударная
волна начинает двигаться в противоположном направлении.
Изменение направления движения ударной волны вызывает появление об-
ласти кавитации, в которой возникает большое число пузырьков воздуха и пу-
стот (рис. 12.1). Объем, находящийся в состоянии кавитации, обладает определен-
ной энергией, которая частично передается заготовке, способствуя ее дальней-
шему пластическому формоизменению. Газовый пузырь, расширяясь под воздей-
ствием газообразных продуктов взрыва, вызывает перемещение жидкости, соз-
давая радиально направленный поток, который также способствует формоизме-
нению заготовки.
Для штамповки энергией взрыва применяют медленно действующие (мета-
тальные) и быстродействующие (бризантные) взрывчатые вещества. К медленно
действующим ВВ относятся различного рода порохи, смеси горючих газов и
сжиженные газы. Быстродействующие ВВ — тротил, аммиачная селитра, их
смеси (аммонит) и др. Для изготовления крупногабаритных деталей из листового
металла наиболее часто применяют тротил, который считается стандартным
ВВ, поэтому все расчеты параметров взрыва принято выполнять применительно
к тротиловым зарядам.
Для возбуждения взрыва метательных и бризантных ВВ применяют ини-
циирующие ВВ (детонаторы), относящиеся к числу весьма сильнодействующих
ВВ (например, гремучая ртуть, азид свинца и др.). Подрыв детонаторов осуществ-
ляют электрическим током или механическим воздействием — ударом по кап-
суле.
Из ВВ (в частности, из тротила) заряды получают отливкой, прессованием
или пластифицированием. Форма заряда зависит от формы штампуемой детали
и подбирается экспериментально (сфера, цилиндр, - конус, плоская сплошная
пластина, перфорированная пластина и др.) [21 ].
239
Для взрывной штамповки создаются и эксплуатируются специальные уста-
новки двух видов: установки-штампы и установки машины-орудия.
Установки-штампы подразделяются на стационарные, бассейнового типа и
нестационарные — наземные. Для штамповки крупногабаритных деталей диа-
метром 3000 мм и более применяют стационарные установки бассейнового типа
(рис. 12.2, а). Бассейн 1 представляет собой железобетонный колодец, облицо-
ванный внутри листовой сталью в целях предотвращения разрушения стенок.
Вакуумная станция 2 служит для отсоса воздуха из рабочей полости матрицы,
а водонасосная станция 3 — для заполнения бассейна и перекачки воды в запас-
ный резервуар 5 при необходимости очистки бассейна. При помощи подъемного
крана 4 осуществляется подъем и опускание матрицы 6 и заготовки.
Матрицы для штамповки взрывом изготовляют из цинковых сплавов, вторич-
ного алюминия, литой стали и пр. При диаметре штампуемых деталей свыше
2000 мм в качестве материала для изготовления матриц используют бетон, зали-
тый в металлический контейнер. Рабочую поверхность такой матрицы облицо-
вывают стеклопластиком или эпоксидной смолой.
В 60-х годах в СССР был предложен метод безбассейновой штамповки, осу-
ществляемый непосредственно в цехе в передвижной бронекамере. Использова-
ние бронекамер для взрывной штамповки позволяет повысить производительность
труда вследствие использования манипуляторов, улучшить условия труда, по-
высить долговечность сооружений для штамповки взрывом.
Штамповка взрывом особенно широко применяется в мелкосерийном и ин-
дивидуальном производстве.
При штамповке деталей типа днищ оптимальное расстояние от заряда до
заготовки ' составляет приблизительно 0,3—0,5 диаметра штампуемой детали.
Высота столба жидкости над зарядом равна 1,5—2,0 расстояния от заряда до
заготовки. Чем выше столб жидкости над зарядом, тем меньше выброс воды из
бассейна.
Наземные нестационарные установки полузакрытого типа (рис. 12.2, б)
применяют для штамповки деталей средних размеров. В этих установках заго-
товку помещают на матрицу 1 и прижимают к ней фланец трубы 2. Внутреннюю
полость трубы заполняют водой. Внутрь трубы опускают заряд ВВ и взрывают
его, после чего воду сливают и извлекают из матрицы отштампованную деталь.
При штамповке неглубоких деталей к нижнему торцу трубы прикрепляют рези-
новую диафрагму. В этом случае воду заливают один раз, а при установке новой
заготовки и снятии отштампованной детали трубу поднимают вместе с водой.
Вместо трубы 2 можно использовать картонный стакан для разовой штамповки.
Кроме ВВ в качестве энергоносителя используют различные газообразные
смеси, состоящие из недорогих и недефицитных компонентов, например, природ-
ного газа метана или паров бензина в смеси с кислородом воздуха, что существенно
расширяет область применения взрывной штамповки, так как применение газо-
Рис. 12.2. Стационарная установка для штамповки крупных деталей (а) и не-
стационарная установка для штамповки деталей средних размеров (б)
240
Рис. 12.3. Установка для штамповки
взрывом газовых смесей
образных смесей не связано со специфи-
ческими условиями, как, например, хра-
нение ВВ. Запас энергии газообразных
смесей не ниже твердых ВВ (для равных
массовых соотношений), а стоимость еди-
ницы энергии, полученной из газообраз-
ного носителя, значительно ниже стои-
мости энергии, полученной при примене-
нии ВВ [18, 21].
В СССР существуют установки для
штамповки взрывом газовых смесей.
Конструктивная схема одной из таких
установок показана на рис. 12.3. Эта уста-
новка работает следующим образом. После
закрепления заготовки 2 на матрице 1 в
камеру сгорания 3 подают, в определен-
ном соотношении, компоненты газовой
смеси. Затем удаляют образовавшуюся
воздушную пробку путем стравливания
небольшого объема газа через верхний
край. Вслед за этим поджигают газовую
смесь искрой от запального устройства 4.
В результате воздействия падающей и
отраженной волн заготовка, получив
определенное количество энергии в виде
импульса, пластически деформируется и принимает форму рабочей полости ма-
трицы 1. Звуковой эффект при этом незначителен. После продувки камеры сгора-
ния воздухом и замены заготовки установка готова к работе.
12.2. ЭЛЕКТРОГИДРОИМПУЛЬСНАЯ ШТАМПОВКА
Сущность электрогидроимпульсной штамповки (ЭГШ) заклю-
чается в том, что на заготовку, установленную на матрице, воздействует ударная
волна, получившая ускорение от разряда электрической дуги в жидкости. При
этом мощный импульс электрической энергии превращается в энергию механи-
ческую, вызывающую пластическое формоизменение заготовки.
Принципиальная схема установки для ЭГШ показана на рис. 12.4, а. Ее
технологический блок состоит из матрицы 8, камеры с водой 5, прижимного уст-
ройства 7 и рабочих электродов 6. Через повышающий трансформатор 1 и высоко-
вольтный выпрямитель 2 электрический ток поступает в конденсаторную бата-
рею 3 большой емкости, где происходит накопление энергии до требуемого зна-
чения. После замыкания разрядника 4 между электродами образуется электриче-
ская дуга. В результате пробоя межэлектродного промежутка в жидкости об-
разуется токопроводящий канал разряда, частично заполненный ионизирован-
ным газом. При высоких напряжениях на рабочих электродах механизм образо-
вания канала имеет лидерный характер. Лидеры образуют потоки электрон-
ных лавин, срывающихся с отрицательного электрода, выполненного в виде кру-
глой пластины, и устремляющихся к положительному электроду в виде острия.
Быстрое выделение энергии в канале разряда приводит к сильному разо-
греву частиц в нем и мгновенному испарению частиц жидкости с его стенок,
которые диссоциируют и ионизируются. В результате этого в канале разряда об-
разуется плазма, температура которой достигает 4*104 К. Во время мгновенного
расширения канала разряда в жидкости возникает ударная волна, воздействую-
щая на заготовку и создающая давление порядка 100—140 ГПа. По существу и
9 Аверкиев
241
характеру протекания — это электрический взрыв, способный деформировать
и разрушать различные материалы.
ЭГШ обладает теми же преимуществами, что и взрывная штамповка: она поз-
, воляет деформировать малопластичные металлы и сплавы, получать полуфабри-
каты с высокой точностью размеров вследствие малых упругих деформаций, не
применять для штамповки дорогостоящие крупные тяжелые прессы и штампы,
выполнять местную деформацию пустотелых полуфабрикатов импульсом, направ-
ленным от центра заготовки к периферии и т. д.
Преимущества ЭГШ по сравнению со штамповкой ВВ заключаются в том, что
имеется возможность при необходимости легко воспроизводить повторные им-
пульсы разрядов без переналадки технологического блока, автоматизации про-
цесса штамповки и применения его в технологическом потоке.
На рис. 12.4, б показана выпускаемая серийно электрогидроимпульсная
установка мод. Т1223 с запасаемой энергией 20 кДж [18, 21].
В области применения электроискрового разряда в жидкости для пласти-
ческого формоизменения металлов приоритет открытия принадлежит советским
ученым. В 1955 г. Л. А. Юткиным был дан ряд рекомендаций по промышленному
применению высоковольтного разряда в жидкости, в частности, при раздаче ла-
тунных труб серией импульсов с указанием схем технологических блоков.
Применяют два способа превращения электрической энергии в механическую:
разряд через зазор в жидкости и разряд через проволочку. В первом случае элек-
троды разъединены жидкостью, а во втором они соединены проволокой, так назы-
ваемым инициатором разряда. Применение инициатора разряда позволяет сни-
зить рабочее напряжение и тем самым упростить изоляцию электродов. Рабочее
напряжение при разряде через жидкость должно быть порядка 20—30 кВ, при
разряде через проволочку — 4—7 кВ. Инициатором служит проволочка диа-
Рис. 12.4. Принципиальная схема установки для электрогидроимпульсной
штамповки (а), внешний вид установки ЭГШ (б), типовые детали, получаемые
ЭГШ из трубчатой и плоской заготовок (в), схемы технологических блоков для
штамповки из трубчатой и плоской заготовок (г)
I
242
метром до 2 мм из магния, алюминия, вольфрама и других материалов. Основной
недостаток применения инициатора — необходимость его замены после каж-
дой операции, что снижает производительность и затрудняет возможность ав-
томатизации процесса ЭГШ.
Типовые детали, штампуемые ЭГШ из трубчатой и плоской заготовок, пока-
заны на рис. 12.4, в, а технологические блоки для их получения — на рис. 12.4, г.
Электрогидроимпульсной штамповкой можно получать изделия сложной
формы за меньшее число переходов, чем штамповкой пуансоном и матрицей на
прессовом оборудовании. Это объясняется тем, что в условиях ЭГШ давление
на обрабатываемую заготовку передается более равномерно и с более высокой
скоростью, чем при штамповке в жестких штампах, локальные деформации малы,
что в ряде случаев позволяет уменьшать толщину заготовки. Кроме того, ЭГШ
позволяет получать изделия с высокой точностью размеров при калибровке на
завершающем этапе формоизменения. ЭГШ применяют для изготовления деталей
формовкой из трубчатых заготовок, для вытяжки деталей сложной формы из
плоской заготовки, рельефной штамповки, калибровки оболочек, сборки деталей
штамповкой (развальцовки, запрессовки и др.), пробивки отверстий (в том числе
и в трубчатых заготовках), вырубки тонколистовых деталей и заготовок, об-
жима, раздачи и пр. Особенно эффективно ЭГШ применяется для запрессовки
труб в решетках теплообменных аппаратов.
На электрогидроимпульсных установках можно получать пустотелые детали
толщиной стенок до 4 мм и размерами в плане до 650 мм. Производительность штам-
повки — до 60 деталей в час.
ЭГШ выполняют на специализированных гидравлических прессах, на ко-
торые устанавливают технологические блоки. Наиболее мощный и высоко-
производительный пресс для ЭГШ — пресс мод. ПЭГ-100 с энергйей разряда
100 кДж. На прессе можно штамповать сложные детали из заготовок разме-
рами до 1200X900X3 мм. Технологическая универсальность пресса обеспечена
возможностью установки в различных положениях девяти его электродов. Уси-
лие прижима пресса регулируется бесступенчато в пределах от 0,5 до 2,0 МН.
Работа на прессе может выполняться как в наладочном, так и в автоматическом
режимах [10].
Энергетические расчеты электрогидравлических установок сводятся к оп-
ределению энергии, накапливаемой конденсаторной батареей, необходимой для
пластического формоизменения заготовки:
Аэ = СГ72/2, (12.1)
где С — емкость конденсаторной батареи; U — напряжение на конденсаторе.
Накопленная энергия Дэ должна быть не меньше энергии, необходимой для
формоизменения заготовки Дд с учетом КПД т] установки для ЭГШ (0,15—0,20):
Энергию деформирования определяют в результате технологических расче-
тов.
12.3. ШТАМПОВКА ИМПУЛЬСОМ МАГНИТНОГО ПОЛЯ
Сущность штамповки импульсом магнитного поля (ИМП) за-
ключается в использовании электромеханических сил, возникающих в резуль-
тате взаимодействия магнитных полей индуктора и заготовки, отталкиваю-
щих их друг от друга с высокой скоростью в весьма короткий промежуток вре-
мени. Принципиальная схема установки для штамповки ИМП сходна с рассмо-
тренной ранее схемой установки для ЭГШ (см. рис. 12.4, а). Отличие — в кон-
струкции технологического блока. В установке для штамповки ИМП он со-
стоит из матрицы (или пуансона) и индуктора, который в зависимости от вида
технологической операции и формы заготовки может быть плоским (если заго-
товка плоская) или в виде соленоида (если заготовка трубчатая).
При разряде конденсаторной батареи на индуктор вокруг него возникает
магнитное поле большой мощности, наводящее вихревые точки в металлической
9*
243
В)
Рис. 12.5. Схемы установок для магнитно-импульсной штамповки:
а — раздачей; б — обжимом; в — вытяжкой; г — концентраторы магнитного поля; д —
внешний вид установки
заготовке. Взаимодействие магнитных полей индуктора и заготовки создает меха-
ническую силу, способную деформировать заготовку по матрице (рис. 12.5, а, в)
или по пуансону (рис. 12.5, б). Сила воздействия магнитных полей пропорцио-
нальна энергии, накопленной в батарее конденсаторов. Разряд происходит мгно-
венно (40—50 мкс), при этом заготовка получает ускорение (разгон) и развивает
к моменту контакта с инструментом скорость до 200—300 м/с, а давление на заго-
товку достигает 2-Ю6 ГПА и более [21].
Металлы с высокой электропроводностью (малым электрическим сопротив-
лением) — медь, алюминий, латунь и др. лучше деформируются ИМП, чем ме-
таллы с низкой электропроводностью — сталь, титан и др. Последние деформи-
руются ИМП при условии покрытия их тонким слоем меди или алюминия элек-
тролитическим способом или при условии использования медных или алюминие-
вых прокладок («спутников») в виде фольги, устанавливаемых между заготовкой
и индуктором.
Одна из наиболее ответственных сборочных единиц технологического блока —
индуктор. Его изготовляют из медных трубок, ленты или проволоки круглого
или прямоугольного сечения. В связи с тем, что плотность тока, протекающего
по виткам индуктора, неравномерна (ток течет в основном по периферии провод-
ника), целесообразно делать индукторы из стали, плакированной металлом вы-
сокой электропроводности. Такие индукторы обладают более высокой прочностью
при высоких электрических показателях.
Выделение теплоты, происходящее при разряде, разогревает индуктор. Поэ-
тому для увеличения срока службы индуктора его выполняют пустотелым для
обеспечения возможности охлаждения проточной водой. Индуктор монтируют
в специальном стальном корпусе и заливают изоляционным материалом — ар-
мированным стеклопластиком, пропитанным эпоксидной смолой.
Для концентрирования сил, создаваемых магнитным полем на отдельных уча-
стках штампуемой детали, а также более равномерного распределения сил по
обмотке индуктора применяют концентраторы магнитного поля, которые пред-
ставляют собой массивные диски с центрально расположенным отверстием, из-
244
готовленные из высокопрочного металла, обладающего хорошей электропровод-
ностью (например, бериллиевая бронза). Концентратор имеет радиальный шлиц,
служащий для предотвращения возможности образования в них вихревых то-
ков (рис. 12.5, г). Концентратор сжимает магнитный поток, увеличивает его на-
пряженность в требуемых участках деформируемой заготовки.
В СССР выпускают установки для штамповки ИМП, состоящие из зарядного
устройства, блока-накопителя и пульта управления. К их числу относятся уста-
новки: УМШ-15/5 мощностью 15 кДж при рабочем напряжении 5 кВ, на которой
можно штамповать детали из плоских заготовок толщиной до 1,5 мм, пробивая
в них отверстия размером 150X150 мм (рис. 12.5, д)', УЗМШ-1 мощностью 40 кДж
с рабочим напряжением 50 кВ, на которой можно формовать обечайки диаметром
до 1000 мм и длиной до 1500 мм.
Энергетические расчеты установок для штамповки ИМП, как и для ЭГШ,
сводятся к определению энергии, накапливаемой конденсаторной батареей, не-
обходимой для пластического формоизменения заготовки по формуле (12.1).
В зависимости от конструкции индуктора и электропроводности заготовки КПД
установки для штамповки ИМП составляет 3—10 %.
Область применения штамповки ИМП обширна. С ее помощью можно вы-
полнять разделительные, формоизменяющие и сборочные операции. Схемы этих
операций показаны на рис. 12.6.
Особенно эффективна ИМП при изготовлении деталей и полуфабрикатов из
трудн©деформируемых и малопластичных металлов и сплавов, при пробивке'
отверстий в трубчатых заготовках и при получении сложных по форме деталей,
например, бидонов с горловиной или конусных деталей с острой вершиной. Не-
маловажное преимущество ИМП — незначительное локальное утонение заго-
товки.
Максимальный диаметр заготовок, деформируемых на современных уста-
новках отечественного производства, достигает 300 мм, трубчатых заготовок —
200 мм при толщине стенки 3,5 и 1,5 мм соответственно. К числу недостатков
штамповки ИМП можно отнести невысокую стойкость индукторов, большие раз-
меры установок, необходимость в специальной подготовке операторов, сложность
отладки установки, шум при электрическом разряде и пр.
Один из способов, позволяющих расширить область применения обработки
металлов давлением ИМП, — штамповка через эластичную передающую среду.
Сущность этого способа заключается в том, что вихревые токи, наводимые ин-
дуктором, возникают не в заготовке, а в промежуточной подвижной металличе-
с)
Рис. 12.6. Операции, выполняемые магнитно-импульс-
ной штамповкой:
а — вытяжка, формовка; бив — пробивка отверстий в плос-
кой и трубчатой заготовках; г — соединение деталей разда-
чей; д — запрессовка штуцера обжимом
245
ской пластине, обладающей высокой электропроизводительностью, помещенной
между индуктором и эластичной подушкой, находящейся на заготовке. Под
действием ИМП промежуточная пластина с большой скоростью перемещается
в сторону эластичной подушки, в результате чего в ней возникает ударная волна,
которая передается заготовке и пластически деформирует ее [21 ].
Важное преимущество штамповки ИМП через эластичную среду — возмож-
ность штамповки заготовок из черных металлов, обладающих большим электри-
ческим сопротивлением, без «спутников» и без покрытия их медью или алюминием.
Это объясняется тем, что вихревые токи наводятся индуктором в подвижной пла-
стине, обладающей высокой электропроводностью, а не в заготовке.
Г Л А В А 13. ЭЛЕМЕНТЫ СИСТЕМЫ
АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ
ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ (САПР ТП)
Проектирование и расчет технологического процесса
предусматривает:
1) анализ технологичности детали;
2) изучение механических свойств исходного металла и оценку
его штампуемости;
3) анализ возможных вариантов изготовления детали и выбор
оптимального, экономически целесообразного;
4) определение размеров и формы заготовки;
5) раскрой материала (листа, ленты) с целью наивыгоднейшего
использования материала;
6) разработку и расчет параметров выбранного варианта тех-
нологического процесса, определение усилий штамповки;
7) выбор и назначение вспомогательных и отделочных опера-
ций;
8) подбор прессового оборудования и средств автоматизации;
9) выбор схем организации рабочих мест, обеспечивающих
наибольшую производительность при соблюдении правил техники
безопасности;
10) разработку мероприятий по охране труда и технике без-
опасности;
11) пооперационное нормирование с целью установления тех-
нически обоснованных норм выработки;
12) составление калькуляции себестоимости готовой детали
или полуфабриката, являющейся критерием эффективности за-
проектированного технологического процесса.
Для выполнения вычислительных работ, требующих больших
затрат времени, особенно при многовариантных расчетах, по-
следние выполняют с помощью системы автоматизированного
проектирования технологических процессов (САПР ТП), которая
позволяет существенно снизить трудоемкость счетной работы.
246
Рис. 13.1. Подсистемы автоматизированного проектирования листовой штам-
повки
Автоматизированное проектирование позволяет также преобра-
зить сферу деятельности технолога, открывая широкие перспек-
тивы использования ЭВМ.
Систему автоматизированного проектирования условно мож-
но подразделить на два класса: проектирование технологичес-
ких процессов (САПР ТП) и проектирование штампов (САПР Ш).
Система группирования технологических задач показана на
схеме (рис. 13.1). Отдельные подсистемы группируют собственные
задачи, такие, как проектирование технологии холодной штам-
повки, конструирование штампов, нормирование и изготовление
технической документации.
Система автоматизированного проектирования в общей струк-
туре приведена в виде схемы на рис. 13.2. Информационную базу
программной системы составляют следующие массивы: типораз-
меры холоднокатаных и горячекатаных листов, полос и лент,
характеристики механических свойств металлопроката, норма-
тивы оценки штампуемости металла, техническая, характеристика
оборудования, массивы коэффициентов для расчета нормативных
параметров раскроя, допустимые коэффициенты вытяжки и дру-
гих формоизменяющих операций, минимальные радиусы гибки,
зазоры между пуансонами и матрицами и т. д. Кодирование чер-
тежа детали и схемы раскроя отражает особенности их геометри-
ческого построения.
Программное обеспечение строится по модульному принципу,
как открытая система, т. е. оно может быть либо пополнено мо-
дулями, либо модули могут быть исключены или заменены. На-
. пример, модули для расчета только развертки, раскроя, вытяжки
и обрезки, нормирования и печати технологических карт и эски-
I 247
зов достаточны для расчета технологии определенной детали, для
другой детали выбирают другие модули. В условиях автоматизи-
рованного проектирования совершенствование технологической
подготовки производства направлено в первую очередь на созда-
ние типовых технологических процессов, на стандартизацию тех-
нологических решений, из которых формируют входную инфор-
мацию для ЭВМ. Типовой технологический процесс характеризуют
однотипностью операций, переходов, штампов, оборудования и
приспособлений для отдельной группы деталей.
К техническим средствам САПР относят один из типов ЭВМ
в сочетании с алфавитно-цифровым печатающим устройством, гра-
фопостроителем, алфавитно-цифровым дисплеем.
Системы автоматизированного проектирования процессов штам-
повки позволяют интенсифицировать разработку, нормирование
и оптимизировать технологические процессы листовой штамповки.
С помощью САПР ТП проводят расчет размеров развертки про-
странственных деталей, выбор рационального варианта и расчет
нормативов раскроя штампуемого материала, формирование тех-
нического задания на проектирование разделительных или фор-
моизменяющих штампов (рис. 13.3). Результаты расчетов ЭВМ
печатают в виде таблиц. Исходные данные — кодированные све-
дения о геометрической форме деталей, размерах и допусках на
них, о материале, программе выпуска и т. д. Программная си-
стема состоит из ряда функциональных подсистем: «Развертка»,
«Раскрой», «Маршрут», «Штамп» и т. д., т. е. решаются задачи
расчета размеров развертки типовых изогнутых и полых деталей,
выбора рационального раскроя в листе, ленте, полосе с расчетом
коэффициентов использования материала и выбора максимального
проектирования маршрута технологического процесса и форми-
рования задания на проектирование штампов для данных опера-
ций или переходов.
Рис. 13.2. Структура САПР листовой штамповки
248
расчета технологии листовой штам-
Рис. 13.3. Структурная схема алгоритма
повки
Как пример рассмотрим один из вариантов автоматизирован-
ной подсистемы проектирования технологических процессов вы-
тяжки цилиндрических деталей без утонения стенки. Он включает
следующие этапы: ввод исходных данных, определение размеров
заготовки, расчет числа операций (или переходов) вытяжки и раз-
меров полуфабрикатов, установление вида смазочного материала,
расчет усилий прижима заготовки, выбор прессового оборудова-
ния и средств автоматизации, установление конструктивной схе-
мы штампа, расчет технико-экономических показателей техно-
логического процесса, формирование технологических доку-
ментов.
249
Подготовка для расчетов на ЭВМ включает нормативно-спра-
вочную (НСИ) и входную оперативную информацию. К НСИ
относятся постоянные данные: механические свойства металла,
технические характеристики прессового оборудования и средств
механизации, припуски на обрезку вытягиваемых деталей, до-
пустимые коэффициенты вытяжки, составы смазочных материалов
и др. К входной оперативной информации относятся сведения
о чертеже детали, наименовании, марке и толщине материала,
массе детали, технические требования к детали и др.
Образующая (контур) детали разбивается на отрезки прямых
линий и дуг окружностей, которые кодируются в ЭВМ (опреде-
ляются координаты граничных точек и точек сопряжений). Вся
входная оперативная информация в закодированном виде зано-
сится в карту исходных данных. Укрупненная структурная схема
алгоритма для расчета размеров плоской заготовки, числа и раз-
меров переходов вытяжки, разработанная Г. П. Тетериным и
В. А. Жарковым, приведена на рис. 13.4. Блоки 2—5 используют
для назначения по справочным данным припуска на обрезку де-
талей с фланцем и без него. Наличие у детали фланца определя-
ется в блоке 3, в блоке 6 проводится расчет диаметра заготовки,
в 7 — значения допустимых коэффициентов вытяжки для
/n-переходов. В блоках 8—16 сначала проверяют возможность вы-
тяжки детали без фланца за один переход и необходимость обрезки
припуска; если оба условия удовлетворены, то рассчитывают два
перехода штамповки. Если вытяжка детали без фланца за один
переход невозможна, то в блоках 17—27 рассчитывают число пе-
реходов вытяжки и размеры полуфабрикатов. Далее оставляют
алгоритмы по выбору прессового оборудования, учитывая, что
номинальное усилие пресса должно быть примерно в 2 раза больше
усилия деформирования.
Выходные документы — операционная карта листовой штам-
повки и карта эскизов, полученные на цифропечатающем устрой-
стве и графопостроителе ЭВМ.
Примером широкого использования САПР может служить
производственное объединение «Ижмаш», где разработаны пакеты
прикладных программ на ЭВМ серии ЕС для расчета технологии
изготовления плоских, гнутых и полых деталей изделий массового
производства. Для описания формы деталей разработаны класси-
фикаторы, в которых даны эскизы и размеры деталей—предста-
вителей. Информационную базу САПР составляет: а) классифи-
катор деталей-представителей; б) массивы: материалов, сорта-*
мента листового металла, прессового оборудования, кодов тех-
нологической оснастки и пр.; в) общемашиностроительные нор-
мативы времени. Структурная схема автоматического проекти-
рования приведена на рис. 13.5, все программы, помещенные в ней,
могут работать как в автономном, так и в автоматическом режиме
[19]. По коду конфигурации детали отыскивают класс деталей-
представителей (плоские, гнутые, полые) и соответствующую
250
«А
с'Л-
Ввод исходных данных
19_________________________
Назначение 2 перехода: обрезка
припуска и доштамповка
15
л
1
Л=7
Нет
Ъ
Да
Нет
Да
Назначение припуска на обрезку
для детали без фланца
Обрезка
припуска необходима
__________________t......
Расчёт 1 перехода вытяжки
детали без фланца
16_________I________
Qbixod из алгоритма)
17
без фланца(xk=Xk+i)
т
Назначение припуска на обрезку
для детали с фланцем
6_____ill________
Расчет площади детали
и диаметра заготовки Взаг
11
т~т + 1
16_____________J______________
Расчет допустимого диаметра
детали для т-го перехода:
dm-dm-l/hm
19
нет
Да |
Вытяжка за
т переходов возможна
го
Расчет (т-1)~го перехода вытяжки
детали диаметром dm-1 без фланца
Расчет значений допустимых коэф-
фициентов вытяжки kfi
в
т-1
9______________I_____________
Расчет допустимого диаметра
детали для 1 перехода вытяжки
дт-бзог/^т
Нет
10
11
1Z
13
Нет
Да
Нет
Да
Расчет Iперехода вытяжки дета -
ли диаметром dm =2хк с фланцем
Деталь
без фланца (х^х^ 7)
Обрезка
припуска необходима
Да
Вытяжка за
переход возможна (йт^2хк
27
нет
22
Да
Расчет (т - 1)-го перехода вытяжки
детали диаметром дт^без фланца
Обрезка
припуска необходима
23____________|______________
Расчет т-го перехода вытяжки
детали диаметром dm =2хк с флан -
цен с учетом припуска на обрезку
Zk I
Назначение (т+1)-го перехода:
обрезка припуска и доштамповка
Z5 I
Расчет (т-1) -го перехода
вытяжки детали диаметром
dm^ без фланца
26 |
Назначение т-го перехода
вытяжки детали диаметром
dm ~2хк без фланца
17 i -
^Выход из алгоритма)
Рис. 13.4. Структурная схема алгоритма
расчета процесса вытяжки
251
to
сл
to
Исходные данные
1. Номер детали
^Наименование детали
3. Код контура (профиля)
4. Размерные характе-
ристики
5. Толщина материала
6. Код материала
7. Применяемость
В. Масса детали
9. Внутренние элементы
10. Размерные ха ранте -
ристики
11. Класс точности
12. Термообработка
13. Покрытие
Технические требования
1. Состав исходных данных const для
всех алгоритмов и кодов
Z.CocmaB расчетных данных const
для Всех алгоритмов и кодов до по-
зиций Н-17
3. Расчетные данные с 18 -й по 20-ю
позиции только для полых дета-
лей
Ч'.Общие программы
5. tx-общая часть системы для всех
алгоритмов и кодов
6. Массив кодов имеет возможность
наращивания
Плоские детали
1. Программа раскроя
2.На значение заготови-
тельных и прессобых
операций
3*Выбор оборудования
4*. Выбор оснастки
5*. Техническое нормиро-
вание
6. Технические требова-
ния к Выполнению опе-
раций
Гнутые детали
1. Расчет разберток
2. Раскрой материала
З.Назначение заготови-
тельных и прессобых
операций
4*. Выбор оборудования
5* Выбор оснастки
6*Техническое нормиро-
вание
7.Технические требова-
ния к Выполнению
операций
Полые детали
1. Программа расчета пе-
реходов вытяжки
2. Ра счет заготовок и
раскрой материала
3. Вы бор заготовитель-
ных и прессобых one -
раций
чВВыбор оборудования
5*Выбор оснастки
Б*.техническое нормиро-
вание
7. Технические требова -
ни я к Выполнению
операций
Расчетные данные
1. Исходная заготовка
2. Ширина полосы (лен-
ты)
3. Дли на полосы (ленты)
4. Шаг подачи
5. Масса листа (лен-
ты)
6. Количество полос из
листа
7. Количество деталей
из полосы (ленты)
в. Количество деталей
из листа
9. Норма расхода на де -
таль
10. Норма расхода на из -
делие
11. Коэффициент исполь-
зования материала
12. Усилие штамповки
13. боковая перемычка
14. Перемычка между де -
талями
15. Вариант раскроя
1б. Количество раскроя
п. Угол наклона
18. Диаметр заготовки
19. Число переходов
20. Коэффициент вытяж-
ки
21. Коэффициент вытяж-
ки 1
22. Диаметр перехода 1
23. Вы сота перехода I
24. Радиус дна перехода I
25. Радиус фланца пере -
хода 1. п.п. 20 -27пов-
торяются для пере-
ходов I
Рис. 13.5. Система САПР производственного объединения «ИЖМАШ»
ветвь алгоритма. После расчета параметров раскроя и выбора за-
готовки назначают технологический маршрут штамповки. Вы-
бор технологических требований к выполнению операций произ-
водится на основе типового технологического процесса.
Технологические операции нормируются в автоматическом
режиме по алгоритмам для каждого вида операций и работ в со-
ответствии с общемашиностроительными нормами времени. После
выполнения расчетов на АЦПУ ЭВМ распечатывается маршрутная
карта со всеми реквизитами в соответствии с требованиями
ЕСТД. По данным Пр «Ижмаш» при использовании САПР трудо-
емкость проектирования технологического процесса составляет
5—10 мин, а экономия металла по сравнению с ручным проекти-
рованием составляет от 4 до 19 %.
РАЗДЕЛ IV
ШТАМПЫ ДЛЯ ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ,
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ГЛАВ А 14. КЛАССИФИКАЦИЯ И МЕТОДИКА
ПРОЕКТИРОВАНИЯ ШТАМПОВ
14.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ШТАМПОВ
Конструкция штампов зависит от исходного ма-
териала (лист, полоса, лента), выполняемой операции, формы и
размеров штампуемой детали, требуемой точности ее размеров,
масштаба производства и пр. Поэтому штампы для листовой штам-
повки классифицируют по нескольким признакам: технологиче-
скому, конструктивному, эксплуатационному и по числу одновре-
менно выполняемых операций за один ход пресса.
По технологическому признаку различают штампы: для вы-
рубки-пробивки, гибки, вытяжки, отбортовки, обжима и др.
Конструктивно штампы различают по виду направляющих
устройств, обеспечивающих равномерный зазор между пуансо-
ном и матрицей. К ним относятся: плиты, колонки и втулки,
цилиндры (плунжеры) и др.
При использовании заготовок произвольной формы, например,
отходов металла после штамповки крупных деталей применяют
штампы без направляющих устройств (открытые штампы) с уни-
версальным подвижным съемником, прикрепляемом к верхней
части штампа. Цилиндры (плунжеры) используют как направля-
ющие устройства при вырубке небольших деталей (размером до
50 мм) повышенной точности, например, в часовом производстве.
Эксплуатационный признак штампов определяется способом
удаления деталей и отходов из штампа. Если поперечные раз-
меры штампуемой детали (или отхода при пробивке отверстий)
меньше размеров отверстия в плите пресса, она проваливается
сквозь него, штамповка ведется «на провал». При поперечных раз-
мерах штампуемой детали больше размеров провального отверстия
в плите пресса, штамповка ведется с обратным выталкиванием
детали на поверхность матрицы, после чего она удаляется из
штампа вручную или автоматически. Отход металла при штам-
повке из полосы удаляют из штампа целиком, а при штамповке
крупных деталей из листа — после разрезки отхода на части спе-
циальными ножами, прикрепленными к боковой поверхности пу-
ансона. Удаление отходов из штампа осуществляется вручную
или автоматически.
По числу одновременно выполняемых операций за один ход
пресса штампы подразделяют на простые (однооперационные) и
254
комбинированные, выполняющие одновременно несколько опера-
ций. Комбинированные штампы, в свою очередь, делятся на штам-
пы последовательного действия, в которых изготовление детали
происходит за несколько переходов различными парами пуансо-
нов и матриц при последовательном перемещении заготовки, и
на штампы совмещенного действия, в которых заготовка не пере-
мещается, а инструмент расположен концентрично. В штампах
последовательного и совмещенного действия за каждый ход пресса
получается одна или несколько (если штамп многорядный) гото-
вых деталей (не считая первых ударов пресса).
Существуют комбинированные штампы последовательно-сов-
мещенного действия, в которых сочетаются элементы штампов
последовательного и совмещенного действия.
Штампы для листовой штамповки подразделяются еще на
специальные (или специализированные) и универсальные, пере-
налаживаемые для изготовления различных однотипных деталей.
В особую группу можно выделить /Штампы, применяемые
в мелкосерийном производстве, а именно — специальные и уни-
версальные легкопереналаживаемые штампы для штамповки де-
талей по элементам, универсально-сборные штампы (УСШ), со-
бираемые из комплекта готовых деталей и сборочных единиц,
специальные штампы упрощенной конструкции (листовые или
«пинцетные», пластинчатые, ленточно-ножевые, пакетные) и штам-
пы из легкообрабатываемых материалов (свинцово-цинковые,
из дерева твердой породы, полиуретана и пр.).
Основные признаки, положенные в основу классификации
штампов, используют при составлении полного наименования
штампа, отражающего его особенности. Например, «штамп про-
стого действия для пробивки отверстий» или «штамп совмещенного
действия для вырубки, вытяжки и пробивки» и т. д.
14.2. МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ ШТАМПОВ
Для проецирования штампов необходимо иметь
следующие основные исходные материалы: карты технологиче-
ского процесса штамповки детали, операционные эскизы полу-
фабрикатов при многопереходной штамповке, карту раскроя
материала, годовые программы выпуска детелей, технические
условия приемки, паспортные данные оборудования, стандарты,
машиностроительные нормали на детали и сборочные единицы
штампов, сведения об оснащенности инструментальной базы —
изготовителе штампов (наличие координатно-расточных станков,
оборудования для получения и обработки твердосплавных эле-
ментов инструмента и пр.).
Методика проектирования штампов включает следующие эле-
менты: выбор и обоснование конструктивной схемы штампа в за-
висимости от программы выпуска продукции, точности размеров
детали и характеристик имеющегося прессового оборудования
255
(тип пресса, номинальное усилие, закрытая высота пресса и
др.); подбор деталей и сборочных единиц штампов, форма и раз-
меры которых регламентированы стандартами (плиты, пуансоны,
матрицы, направляющие колонки, втулки, хвостовики и пр.);
поверочный расчет на прочность, устойчивость и жесткость на-
иболее нагруженных деталей штампа; определение координат
центра хвостовика штампа (если он предусмотрен проектом),
который должен совпадать с центром давления штампа; выбор
способа подачи заготовки в штамп, фиксации шага подачи при
штамповке из полосы; выбор способа удаления детали (или от-
хода) из штампа; выбор способа закрепления деталей штампа в
плитах (врезание, закрепление болтами с фиксацией штифтами
и пр.); выбор ограждения опасной зоны, применение оборудования
с двуручной защитой и прочее согласно требованиям
ГОСТ 12.2.109—85; увязка размеров штампа и пресса по закрытой
высоте, размерам отверстия под хвостовик, размерам провального
отверстия в подштамповой плите и пр.; окончательное оформле-
ние и согласование сборочного чертежа штампа и, если это не-
обходимо, деталировка штампа.
Компоновку деталей штампа лучше всего начинать с распо-
ложения рабочего инструмента (пакета штампа), направляющих
линеек и направляющих колонок на поверхности нижней плиты,
после чего можно уточнить размеры, увязав их с имеющимся
стандартом.
При расчете и конструировании штампов используют методи-
ческие указания по проектированию, в частности РДМУ8—76
и РДМУ95—77, и стандарты ЕСКД, например ГОСТ 2.424—80
«Правила выполнения чертежей штампов».
При определении точности размеров штампа и других его
качественных характеристик используют ГОСТ 13139—74, рег-
ламентирующий нормы точности блоков, и ГОСТ 22472—87,
регламентирующий технологические условия на приемку
штампов.
Г Л А В А 15. ТИПОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ ШТАМПОВ
ДЛЯ ОСНОВНЫХ РАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ
И ФОРМОИЗМЕНЯЮЩИХ ОПЕРАЦИЙ
ЛИСТОВОЙ ШТАМПОВКИ
15.1. ШТАМПЫ ДЛЯ ВЫРУБКИ И ПРОБИВКИ
Конструктивное исполнение штампов для раздели-
тельных операций листовой штамповки может быть самое разно-
образное. Однако основные детали и сборочные единицы штампов,
их компоновка и взаимное расположение имеют много общего.
256
Рассмотрим основные виды штампов для вырубки-пробивки:
штампы простого, последовательного и совмещенного действия.
В штампах простого действия за один ход подвижной его
части штампуется одна или несколько деталей (заготовок) в пре-
делах одного шага подачи материала.
Характерная особенность штампов для вырубки-пробивки,
применяемых в массовом и крупносерийном производстве, —
наличие направляющих колонок и втулок, обеспечивающих вза-
‘ имную ориентацию пуансона и матрицы и равномерный по всему
контуру зазор между ними.
Рассмотрим штамп для вырубки деталей из толстолистового
материала (рис. 15.1). Направляющие колонки 6 штампа запрес-
сованы в нижнюю плиту 4, а направляющие втулки 7 — в верх-
нюю плиту 8. Так как размеры вырубаемой детали меньше раз-
меров провального отверстия в подштамповой плите пресса, ма-
трицу для вырубки 3 прикрепляют к нижней плите штампа 4.
Для направления полосы, из которой штампуют деталь, преду-
смотрены две направляющие планки 2 и 11. В направляющую
планку 2 вмонтирован упор 5, приводимый в действие рычагом 1.
Направляющие планки и матрица перекрыты жестким съемни-
ком 10, служащим для съема отхода полосы с пуансона 9 при
перемещении верхней части блока штампа вверх. Постоянство
шага вырубки обеспечивается подвижным упором 12, прикреплен-
ным к жесткому съемнику 10. При подаче полосы в штамп (после
первого удара) упор 12, поворачиваясь вокруг оси 13, пропускает
полосу, после чего опускается в пробитое в полосе отверстие.
При перемещении полосы слева направо («на себя») перемычка
в полосе упирается в упор 12, обеспечивая этим требуемый шаг
вырубки.
Если размеры штампуемой детали или заготовки больше
размеров провального отверстия в столе пресса, матрицу 1 для
вырубки прикрепляют к.верхней плите блока 2 (рис. 15.2), а
пуансон 7 и упругий съемник 8 — к нижней плите блока штампа 9.
Во время подъема верхней части блока штампа выталкивание
детали из матрицы осуществляется имеющейся в ползуне пресса
отбойной планкой, жестким выталкивателем 4, штифтами 3,
планкой 5 и толкателями 6.
Матрицы и пуансоны для вырубки крупногабаритных деталей
состоят из отдельных секций, прикрепленных к плитам винтами.
Это облегяает изготовление и термообработку инструмента, а
также позволяет заменять пришедшие в негодность отдельные
секции инструмента.
Если необходимо пробить боковые отверстия в пустотелых
деталях большого диаметра (например, в деталях, полученных
гибкой или вытяжкой), близко расположенные к линии изгиба,
то применяют штампы, у которых пуансоны располагаются гори-
зонтально и перемещаются при помощи клиньев (рис. 15.3).
Перед пробивкой пустотелая заготовка надевается на оправку в,
257
Рис. 15.1. Штамп для вырубки деталей из толстолистового металла
в которой закреплена матрица для пробивки 5. При опускании
верхней плиты 1 штампа толкатель 7 нажимает на штифт 10, что
позволяет опуститься съемнику 9, При этом заготовка при по-
мощи прижима 6 окончательно надевается на оправку 8. Затем
клин 2 перемещает каретку 3 вместе с прикрепленным к ней пуан-
соном 4, совершающим пробивку отверстия. При подъеме верхней
плиты штампа пружина 11 возвращает каретку 3 в исходное по-
258
Раскрой полосы
Рис. 15.2. Штамп для вырубки круга большого диаметра
ложение, а съемник 9 сбрасывает деталь с оправки 8. При подъеме
верхней плиты пружина съемника должна преодолевать сопротив-
ление, возникающее в результате возможного образования зау-
сенцев, затянутых пуансоном в матрицу.
Рис. 15.3. Штамп с клиновым приводом для пробивки боковых отверстий
259
Усилие пресса Qn, необходимое для пробивки отверстий в
штампе с клиновым приводом, определяют по формуле
п _ р tgy + 2H
Чп-^т 1 _ 2p,tgT ’
где у — угол вертикального клина; р — коэффициент трения;
Рт — технологическое усилие вырубки-пробивки.
Усилие пресса Qn может быть больше или меньше технологи-
ческого усилия Рт. Тангенс угла клина, при котором Qn = ^т,
определяется по формуле
Если р 0,13, то усилие пресса будет равно технологическому
усилию (Qn = Рт) при у = 30°. С увеличением угла клина у
усилие пресса Qn возрастает.
Рис. 15.4. Штамп последовательно-совмещенного действия для отрезки полосы
и пробивки двух отверстий
260
V
J
A
Рис. 15.5. Штамп-просечка совмещенного
действия для вырубки и пробивки
В целях повышения произво-
дительности труда в массовом
и крупносерийном производстве
широко применяют штампы после-
довательного и совмещенного дей-
ствия.
В штампах последовательного
действия штамповка детали осу-
ществляется в несколько перехо-
дов различными парами инстру-
ментов при последовательном перемещении и заготовки в виде
полосы или ленты от одного перехода штамповки к другому.
Штамп последовательно-совмещенного действия для отрезки
полосы и пробивки двух отверстии показан на рис. 15.4. В этом
штампе за каждый ход пресса (не считая первого) получается
готовая деталь — звено цепи конвейера. Штамп имеет жесткий
съемник, выдвижной упор для первого удара и настраиваемый
упор для последующих ударов.
Вырубка и пробивка деталей и заготовок из неметаллических
материалов (кожи, картона, резины, фибры и пр.) осуществляется
при помощи штампов-просечек (рис. 15.5), которые относятся
к группе штампов совмещенного действия. Особенность этих
штампов в том, что у рабочего инструмента (матрицы для вырубки
и пуансона для пробивки) нет сопряженной пары, ее роль выпол-
няет плита из дерева твердых пород. Рабочий инструмент штам-
пов-просечек имеет острые режущие кромки, угол заострения
которых в зависимости от вида штампуемого материала изменяется
в пределах 8—45°.
Штамп-просечку прикрепляют при помощи хвостовика к
ползуну пресса, а плиту — к плите пресса. Штампуемый материал
укладывается на плиту. При ходе ползуна пресса вниз острые
кромки матрицы^/пуансона внедряются в лист и отделяют контур
детали, при этом выталкиватели поднимаются. При ходе пол-
зуна вверх выталкиватели удаляют отштампованную деталь из
матрицы и отход из пустотелого пуансона.
15.2. ШТАМПЫ ДЛЯ ЧИСТОВОЙ ВЫРУБКИ,
ПРОБИВКИ И ЗАЧИСТКИ
Штампы для чистовой вырубки, пробивки и зачистки,
по своей конструкции сходны со штампами для вырубки и про-
бивки деталей обычной точности. Особенность штампов для чисто-
вой вырубки и пробивки состоит в том, что обработка заготовок
в них осуществляется после предварительного сжатия их между
рабочими- органами штампа (например, между пуансоном и вы-
261
талкивателем или между съемником и матрицей). Это дает воз-
можность устранить прогиб заготовки в процессе штамповки и
осуществить подчеканку на «жестком» выталкивателе.
К числу конструктивных особенностей штампов относятся
увеличенный (по сравнению с обычными штампами) диаметр на-
правляющих колонок, диагональное или осевое их расположение
на плите, а также наличие самоустанавливающегося (плавающего)
хвостовика грибкового типа.
В штампе с весьма малым зазором между пуансоном и матри-
цей устанавливают направляющие втулки с шариковым сепара-
тором. Это устраняет возможность перекоса плит и повышает
точность направления инструмента.
Качество деталей, обрабатываемых в штампах для зачистки,
зависит от способа установки заготовки относительно рабочих
кромок инструмента, обеспечивающего равномерное распределение
припуска на зачистку. Установка заготовки в штампе осуществля-
ется по отверстиям в ней или, если они в детали не предусмотрены,
по специально пробитым технологическим отверстиям. Установка
заготовки по внешнему контуру применяется только в том слу-
чае, когда пробивка технологических отверстий в зачищаемой де-
тали технически невозможна или недопустима по конструктив-
ным - соображениям.
Штампы для чистовой вырубки и пробивки по конструктивному
исполнению подразделяются на штампы с подвижным пуансоном
(или пуансоном-матрицей). Первый тип штампов применяется
для штамповки асимметричных (с вытянутой осью) деталей ма-
лых размеров (до 60 мм), второй — для штамповки более круп-
ных деталей. Штампы для чистовой вырубки проектируют для
прессов чистовой вырубки тройного действия.
Штамп с подвижным пуансоном-матрицей для штамповки коль-
цевых деталей показан на рис. 15.6. В этом штампе заготовка
в виде полосы вначале прижимается к матрице 3 прижимной
плитой 5 с клиновидным ребром, после чего пуансон-матрица 4
перемещается вверх и осуществляет вырубку и пробивку, преодо-
левая противодавление выталкивателей 2 и 6. При опускании
нижней части блока штампа отход освобождается от давления
прижимной плиты 5, а вырубленная деталь и внутренний отход
выталкиваются выталкивателями 1 и 6 на зеркало штампа, от-
куда удаляются струей сжатого воздуха.
Штамп совмещенного действия для зачистки внешнего кон-
тура детали и трех отверстий в ней показан на рис. 15.7. В этом
штампе зачистку внешнего контура проводят матрицей 3, а
зачистку отверстий — пуансонами 4 и 5. Заготовка укладывается
на пуансон-матрицу 1 и фиксируется на ней по двум технологиче-
ским отверстиям при помощи фиксаторов 2. Для устранения воз-
можности неправильной укладки заготовки в штамп технологи-
ческие отверстия (и соответственно фиксаторы) должны иметь
разные диаметры. После зачистки в конце хода деталь подверга-
262
Рис. 15.6. Штамп с подвижным пуан-
соном-матрицей для чистовой штам-
повки кольцевых деталей
Рис. 15.7. Штамп совмещенного дей-
ствия для зачистки внешнего и вну-
треннего контура плоской детали
ется правке между пуансоном-матрицей 1 и выталкивателем 6.
Ot&qr металла после зачистки отверстий проваливается в про-
вальное отверстие пуансона-матрицы, а отход металла после
зачистки внешнего контура детали остается вокруг нее и периоди-
чески удаляется из штампа струей сжатого воздуха.
15.3. ШТАМПЫ ДЛЯ ГИБКИ
Штампы для гибки состоят, в основном, из тех же
элементов, что и штампы для вырубки и пробивки. Главное отли-
чие их заключается в конструкции и форме рабочих инструмен-
тов — пуансонов икщтриц.
Штампы для гибки подразделяются на штампы простого, по-
следовательного и совмещенного действия. В особую группу
могут быть выделены штампы для гибки с наложением продольных
растягивающих или сжимающих сил.
В штампах простого действия за один ход подвижной части
блока выполняется только одна операция или переход гибки.
Штампы этой группы подразделяются на специальные и универ-
сальные. Специальные штампы применяют для изготовления
деталей простейшей формы однооперационной гибкой в одном
штампе или для получения деталей сложной формы многопереход-
ной поэлементной гибкой в штампах простого действия. Универ-
сальные штампы применяют для получения однотипных деталей
263
простой формы, но разных размеров, однопереходной гибкой или
для выполнения деталей сложной формы многопереходной гибкой
в одном и том же универсальном переналаживаемом штампе.
Универсальность штампов обеспечивается изменением расстоя-
ния между опорами (полуматрицами) и заменой паунсонов для
гибки.
На рис. 15.8, а показан специальный штамп простого действия
для одноугловой гибки. Рабочим органом его является пуансон
1 и матрица 2, прикрепленная к нижней плите 3. Заготовка уста-
навливается в штамп по регулируемому упору 4, который уста-
новлен на нижней плите 3.
На рис. 15.8, б показан специальный штамп простого действия
для двухугловой гибки. Матрица 1 этого штампа состоит из пра-
вой и левой половин. Между полуматрицами находится опорная
планка 2, выполняющая роль выталкивателя при обратном ходе
ползуна пресса. Заготовку устанавливают в штамп по регулируе-
мому упору 3.
Для гибки крупногабаритных деталей из металлопроката ис-
пользуют специальные штампы, устанавливаемые на гибочно-
штамповочные горизонтальные прессы, особенность которых за-
ключается в горизонтальном расположении оси ползуна.
Гибочно-штамповочный горизонтальный пресс имеет две плиты
в виде угольников, к которым прикрепляют пуансон и матрицу.
Одна плита-угольник прикреплена неподвижно к станине пресса,
а другая — к ползуну пресса и совершает вместе с ним возврат-
но-поступательное движение в горизонтальной плоскости. Эскиз
плит-угольников с прикрепленными к ним пуансоном и матрицей
показан на рис. 15.9.
К числу недостатков рассмотренных штампов простого дей-
ствия относится так называемая «утяжка», т. е. возможность полу-
Рис. 15.8. Штамп простого действия для гибки:
а — одноугловой детали; б — двухугловой детали
264
Рис. 15.9. Штамп для гибки крупногабаритной детали из профильного проката
на горизонтальном гибочно-штамповочном прессе
чения неодинаковой длины отгибаемых полок заготовки вследствие
различных условий гибки на рабочих кромках матрицы (радиуса
скругления матрицы, сил трения, износа рабочей кромки матрицы
и пр.), а также неизбежные задиры заготовки при перемещении
ее относительно рабочих кромок матрицы.
Заслуживают внимания штампы простого действия с шарнир-
ными матрицами. Конструктивная схема штампа с шарнирной
матрицей для двухугловой гибки показана на рис. 15.10. В этом
штампе заготовка относительно рабочих поверхностей матрицы
не перемещается, что позволяет устранить возможность утяжки
и задиров заготовки.
Конструктивная схема универсального штампа простого дей-
ствия для двухугловой гибки показана на рис. 15.11. Особенность
этого штампа заключается в том, что расстояние между полумат-
рицами 1 и 2 может меняться. Изменяя расстояние между полу-
матрицами при помощи винтов 3 и применяя сменные пуансоны,
Рис. 15.10. Конструктивная схема штампа с шарнирной матрицей для двух-
угловой гибки
265
Рис. 15.11. Универсальный штамп простого действия для двухугловой гибки
можно получать U-образные детали с различным расстоянием ме-
жду отогнутыми полками.
В штампах последовательного действия имеется несколько
пар инструментов для гибки, расположенных параллельно друг
другу или один под другим. Обрабатываемая заготовка последо-
вательно перемещается с позиции на позицию.
Конструктивная схема многопозиционного штампа последо-
вательного действия для гибки патрубка в три перехода пока-
зана на рис. 15.12. На первой позиции штампа происходит под-
гибка концов плоской заготовки, на второй позиции заготовка
с подогнутыми концами приобретает форму овала, на третьей —
заготовка догибается на требуемый диаметр. На первой позиции
имеется отлипатель /, установленный в пуансоне, и выталкива-
Рис. 15.12. Многопозиционный штамп последовательного действия для гибки
патрубка
266
X
Рис. 15.13. Штамп совмещенного действия для гибки деталей:
а — хомутика; б — скобы
тель 2, расположенный между полуматрицами 3, на второй по-
зиции — только выталкиватель 4, также расположенный между
полуматфицами 5. Удаление заготовки с пуансона второй позиции
осуществляется в направлении, перпендикулярном плоскости
эскиза штампа. С позиции на позицию заготовка передается пин-
цетом, удаление готовой детали может быть осуществлено струей
сжатого воздуха.
В штампах совмещенного действия два и более переходов гибки
или гибки в сочетании с разделительными операциями выполня-
ются за один ход подвижной части штампа.
На рис. 15.13, а показана конструктивная схема штампа
совмещенного действия с качающимися кулачками. В этом штампе
за один ход ползуна пресса из заготовки в виде отрезка полосы
получается деталь типа «хомутик». Штамп состоит из пуансона /,
имеющего форму и размеры внутреннего контура детали, и двух
кулачков 2, которые могут поворачиваться вокруг осей 3. Под
действием толкателя 4 кулачки находятся в разомкнутом положе-
нии. При опускании пуансона вниз заготовка свободно изгибается
до момента нажатия пуансона на внутренние плечи кулачков,
после чего они начинают поворачиваться вокруг осей 3, обтяги-
вая заготовку вокруг цилиндрической части пуансона. При даль-
нейшем опускании пуансона происходит отгибка полок и в конце
хода — калибровка угловых участков хомутика. При ходе пуан-
сона вверх толкатель 4 возвращает кулачки в исходное положение.
Готовую деталь снимают с пуансона в направлении, перпенди-
кулярном плоскости эскиза штампа.
На рис. 15.13, б показана схема штампа совмещенного дейст-
вия с боковыми ползунами. В этом штампе за один ход ползуна
пресса из заготовки в виде отрезка полосы получают скобу с по-
’ догнутыми концевыми участками. Штамп состоит из пуансона 7,
имеющего форму и размеры внутреннего контура детали-скобы
и опирающегося на резиновый буфер 2, двух клиньев 3, двух полу-
матриц 4, плиты-матрицы 5 и двух пружин 6. Перед гибкой пло-
267
скую заготовку устанавливают пинцетом на рабочую поверхность
полуматриц 6. При ходе пуансона вниз (до упора в дно матрицы 5)
заготовка свободно изгибается и принимает форму нижней части
пуансона. При дальнейшем опускании ползуна резиновый бу-
фер 2 сжимается, одновременно клинья 3 перемещают полумат-
рицы, которые отгибают концевые участки скобы. При ходе пол-
зуна пресса вверх пружины 6 разводят полуматрицы в исходное
положение. Готовую деталь снимают с пуансона в направлении,
перпендикулярном плоскости эскиза штампа.
Штампы для гибки работают, как правило, «в распор», т. е.
до полного смыкания системы пуансона—заготовка—матрица.
В целях предотвращения заклинивания пресса при гибке
утолщенных заготовок под нижнюю плиту штампа подкладывают
легко сминаемую прокладку, например картонный лист.
15.4. ШТАМПЫ ДЛЯ ВЫТЯЖКИ
И КОМБИНИРОВАННЫЕ ШТАМПЫ
Конструктивное исполнение штампов для вытяжки
зависит от способа вытяжки, порядкового номера операции или
перехода вытяжки (первый и последующий), применяемого обору-
дования (прессы простого и двойного действия) и числа одновре-
менно выполняемых переходов за один ход подвижной части
штампа. Штампы для вытяжки, как и штампы для вырубки-
пробивки и гибки, подразделяются на штампы простого, сов-
мещенного и последовательного действия.
Штампы для первой операции вытяжки без прижима заготовки
(рис. 15.14) отличаются простотой конструкции. Он состоит из
пуансона /, который при относительно малом диаметре выпол-
няется как одно целое с хвостовиком, матрицы 2, имеющей вы-
точку для фиксации заготовки и выточку для облегчения протал-
кивания полуфабриката сквозь матрицу, и съема детали при об-
ратном ходе пуансона. Высота рабочего пояска 4—6 мм, угол
наклона образующей рабочей части 15—45°. Матрицу прикреп-
ляют к нижней плите 3 при помощи установочного кольца 4.
Зазор между пуансоном и матрице принимается равным 1,2—
1,3 толщины заготовки, радиусы скругления пуансона и матрицы
гп и гм равны 4—6 толщинам
заготовки.
Для устранения возможности
образования вакуума при съеме
вытянутого стакана с пуансона в
нем предусмотрено центральное
отверстие, через которое может
поступать воздух в полость ме-
Рис. 15.14. Штамп простого действия для
вытяжки без прижима заготовки
268
Рис. 15.15. Штамп первой операции вытяжки с прижимом заготовки:
а — на прессе простого действия; б — на прессе двойного действия
жду торцом пуансона и дном вытянутого стакана. Штамп устанав-
ливают на пресс простого действия, работа ведется «на провал».
Схема штампа для первой операции вытяжки с прижимом за-
готовки показана на рис. 15.15, а. Штамп состоит из матрицы /,
прикрепленной к верхней плите 3 при помощи матрицедержателя 2;
пуансона 5, прикрепленного к нижней плите /3; прижимного
кольца 6, опирающегося на три штифта 7; буферного устройства,
состоящего из штока 8, опорных шайб 9 и //, пружины 10 и регу-
лировочных гаек 12.
Плоскую заготовку устанавливают на прижимное кольцо 6
и фиксируют на нем при помощи упоров 15. При ходе подвижной
части штампа вниз матрица опускается и прижимает фланец
заготовки к прижимному кольцу, которое также опускается,
сжимая пружину 10. При этом заготовка втягивается в матрицу,
опираясь на пуансон. При обратном ходе ползуна пресса при-
жимное кольцо под действием буферного устройства возвра-
щается в исходное положение, фиксируемое винтами 14, а вытал-
киватель 4 удаляет вытянутую деталь из матрицы.
Схема штампа для первой операции вытяжки с прижимом за-
готовки на пресс двойного действия показана на рис. 15.15, б.
Отличительная особенность прессов двойного действия заклю-
чается в том, что они имеют два ползуна: внешний и внутренний,
которые совершают рабочий ход неодновременно: вначале опу-
скается внешний ползун, а затем — внутренний. Применение
пресса двойного действия позволяет существенно упростить кон-
269
Рис. 15.16. Штамп для последующих опе-
раций вытяжки на прессе простого дей-
ствия
струкцию штампа для вытяжки.
Он состоит всего из трех основных
деталей: пуансона /, прикреп-
ляемого к внутреннему ползуну
пресса, прижимного кольца 2,
установленного на внешнем пол-
зуне пресса, и матрицы 4. Плос-
кую заготовку устанавливают на
матрицу и центрируют на ней по
упорам 3. После включения пресса
опускается внешний ползун вместе
с прижимным кольцом 2 штампа,
которое прижимает заготовку к матрице 4. Затем опускается
внутренний ползун вместе с пуансоном /, втягивающим заго-
товку в матрицу. При обратном ходе выталкиватель 5 удаляет
вытянутую деталь из матрицы на ее поверхность.
Схема штампа для последующих операций вытяжки без при-
жима заготовки показана на рис. 8.4, б. Данный штамп сходен
по своей конструкции со штампом для первой операции вытяжки
на прессе простого действия (см. рис. 15.14). Отличие состоит в том,
что матрица имеет фиксирующее гнездо, диаметр которого соот-
ветствует диаметру полуфабриката, полученного после первой
операции вытяжки. Вытяжка ведется «на провал» или на тре-
буемую глубину.
Схема штампа для второй операции вытяжки с прижимом за-
готовки на пресс простого действия показана на рис. 15.16. Дан-
ный штамп сходен по своей конструкции со штампом для первой
операции вытяжки на прессе простого действия (см. рис. 15.15, б).
Отличие состоит в форме прижимного кольца, наружный диаметр
которого соответствует внутреннему диаметру полуфабриката,
полученного после первой операции вытяжки, а высота рабочей
части кольца на 20—25 мм выше высоты этого полуфабриката.
Заготовку-полуфабрикат надевают на прижимное кольцо 3, на-
ходящееся в верхнем положении. При опускании подвижной
части штампа вниз матрица 1 прижимает донную часть заготовки
к прижимному кольцу 3, которое также опускается, сжимая
пружину буфера. При этом заготовка втягивается в матрицу /,
опираясь на пуансон 2. Диаметр заготовки уменьшается, а высота
увеличивается. При обратном ходе прижимное кольцо возвра-
щается в исходное положение, фиксируемое буртом ограждаю-
щего кольца 4, а выталкиватель 5 удаляет деталь из матрицы.
Схема штампа для последующих операций вытяжки с прижи-
мом заготовки приведена на рис. 8.4, а. Данный штамп сходен
по своей конструкции со штампом для первой операции вытяжки
270
(см. рис. 8.2, б). Отличие заключается в форме прижимного кольца,
наружный диаметр которого соответствует внутреннему диаметру
полуфабриката, полученного после первой операции вытяжки,
а высота рабочей части кольца на 30—25 мм выше этого полу-
фабриката. Заготовку-полуфабрикат устанавливают в специально
предусмотренное гнездо в матрице. После включения пресса
вначале опускается внешний ползун с прижимным кольцом 2,
которое входит внутрь заготовки и прижимает ее по кольцевому
донному участку к матрице, а затем опускается внутренний
ползун вместе с пуансоном /, который втягивает заготовку в ма-
трицу 3. При обратном ходе пресса выталкиватель 4 удаляет
деталь из матрицы на ее поверхность.
Штампы совмещенного действия предназначены для выполне-
ния двух переходов вытяжки или двух и более разноименных
операций (вырубка-вытяжка, вырубка — I и II переходы вы-
тяжки, вырубка-вытяжка-пробивка и пр.) в пределах одного
шага подачи за один ход подвижной части штампа.
Конструкция штампа совмещенного действия зависит от вида
оборудования (прессы простого или двойного действия).
Схема штампа совмещенного действия или вырубка заготовки
и вытяжки с прижимом на прессе простого действия показана на
рис. 15.17, а. Штамп состоит из следующих деталей: пуансона-
матрицы 1, наружный диаметр которого равен диаметру заготовки,
а внутренний — диаметру вытягиваемого изделия, матрицы для
вырубки. 2, прижимного кольца 3, пуансона для вытяжки 4,
верхнего выталкивателя 6 и съемника 5 отхода.
Детали штампа прикреплены к штамповому блоку, состоя-
щему из верхней и нижней плит, хвостовика и направляющих
колонок и втулок (на рисунке они не показаны). Направляющие
колонки и втулки обеспечивают равномерный зазор между кон-
Рис. 15.17. Комбинированный штамп для вырубки и вытяжки:
а — на прессе простого действия; б — на прессе двойного действия
271
Рис. 15.18. Комбинированный
штамп для первого и второго
переходов вытяжки на прессе
двойного действия
туром матрицы и пуансона.
Штамповка ведется из по-
лосы или листа, которые по-
даются в штамп до упора.
При опускании подвижной
части штампа происходит
вначале вырубка заготовки,
а затем вытяжка. При этом
прижимное кольцо 3 сжимает
пружину буферного устрой-
ства, а заготовка постепенно
втягивается в матрицу /,
опираясь на пуансон 4. При обратном ходе прижимное кольцо 3
выполняет роль съемника детали с пуансона, выталкиватель 6
удаляет деталь из пуансона-матрицы /, а съемник 5 снимает
отход с пуансона для вырубки.
Схема штампа совмещенного действия для вырубки и вытяжки
с прижимом заготовки на прессе двойного действия показана
на рис. 15.17, б. Штамп состоит из матрицы 1 для вырубки и при-
жимного кольца 2, прикрепленных к верхней плите, пуансона-
матрицы 4 и съемника отхода 5, прикрепленного к нижней плите,
пуансона 3 и выталкивателя 6. Штамповка ведется из ленты или
листа, подаваемых в штамп до упора. После включения пресса
опускается внешний ползун с верхней плитой штампа, на которой
установлена матрица 1 и прижимное кольцо 2. При этом проис-
ходят вырубка заготовки и прижатие ее к зеркалу пуансона-
матрицы 4. Затем опускается внутренний ползун пресса вместе
с прикрепленным к нему пуансоном 3, в результате чего проис-
ходит втягивание заготовки в матрицу 4. При обратном ходе
пресса выталкиватель 6 удаляет деталь из матрицы, а съемник
отхода 5 снимает отход с пуансона-матрицы 4. Направляющие ко-
лонки и втулки, установленные на нижней и верхней плитах штампа,
обеспечивают равномерный зазор между матрицей и пуансоном.
Схема штампа совмещенного действия для I и II переходов
вытяжки с прижимом заготовки на прессе двойного действия по-
казана на рис. 15.18. Особенность штампа заключается в том,
что он имеет два прижимных кольца: одно с плоской и другое
с конической рабочей частью. Плоскую круглую заготовку уста-
навливают в штамп по упорам. При ходе внешнего ползуна пресса
вниз опускается верхняя плита штампа вместе с прикрепленными
на ней прижимными кольцами 1 и 2.
Вначале заготовку прижимают к плоской части матрицы 3
плоское прижимное кольцо 2, которое находится в нижнем поло-
272
Рис. 15.19. Комбинированный
штамп для вырубки, вытяжки
и пробивки отверстия
жении, под действием пру-
жин б. Затем, по мере
опускания ползуна пресса,
пружины 6 сжимаются, а
прижимное кольцо /, вы-
полняя роль пуансона,
втягивает заготовку в ко-
ническую часть матрицы
и прижимает ее к зеркалу
матрицы. После этого опу-
скается внутренний ползун
5, который втягивает заготовку, уже
имеющую форму усеченного конуса, в цилиндрическую часть
матрицы для вытяжки 3. При обратном ходе пресса выталкива-
тель 4 удаляет вытянутую деталь из матрицы. Угол наклона обра-
зующей матрицы составляет 30°, допускаемый суммарный коэф-
фициент вытяжки для заготовок из мягкой стали толщиной до 1 мм
равен 2,2—2,4.
Схема штампа совмещенного действия для вырубки заготовки,
вытяжки и пробивки отверстия на прессе простого действия по-
казана на рис. 15 Л9. Данный штамп сходен по своей схеме со
штампом для вырубки и вытяжки (см. рис. 15.17). При ходе
подвижной части штампа вниз вырубка заготовки и вытяжка осу-
ществляются матрицей 4, пуансоном-матрицей 2 и пуансоном 3.
Пробивка отверстия осуществляется пуансоном 1, прикрепленным
пуансонодержагелем к верхней плите штампа, и матрицей для
пробивки отверстия, выполненной за одно целое с пуансоном 3
для вытяжки.
При обратном ходе подвижной части штампа выталкиватель 6
снимает деталь с пуансона 1 для пробивки, а съемник 5 снимает
отход с пуансона-матрицы 2.
Штампы последовательного действия предназначены для вы-
полнения нескольких переходов вытяжки в сочетании с другими
операциями листовой штамповки за несколько шагов подачи за-
готовки и соответствующего числа ходов подвижной части штампа.
На штампах последовательного действия штамповка происходит
в нескольких парах инструмента, расположенных последова-
тельно. Заготовку в вВДе полосы или ленты перемещают от одной
пары инструмента к другой. Переходы штамповки в ленте пока-
заны на рис. 15.20, а, а десятипереходный штамп последователь-
ного действия — на рис. 15.20, б. Он предназначен для изготовле-
ния стаканчика диаметром 10 мм и высотой 17 мм с фланцем
и отверстием в дне из стали 08 толщиной 1 мм. Блок этого штампа
состоит из двух плит, направляющих колонок и втулок. Пуан-
соны штампа прикреплены к верхней плите пуансонодержате-
10 Аверкиев
273
лем 3, матрицы — к нижней плите матрицедержателем 1. На всех
переходах штамповки матрицы отдельные, сменные. Пуансоны
для вытяжки имеют заплечики, служащие для правки фланца
полуфабрикатов в завершающий момент вытяжки. Для съема
ленты с пуансонов предусмотрен жесткий съемник 2.
На / переходе штамповки пробивают окно фигурным пуан-
соном 4 и матрицей 7. Эта пара инструментов имеет отдельный
жесткий съемник 5. На следующем переходе (//) выполняется
вытяжка. Для устранения возможности появления складок на
этом переходе предусмотрено прижимное устройство 6. Вытяжка
ведется в шесть переходов (II—VII), после чего калибруют ра-
диусы сопряжений фланца и дна с цилиндрической частью детали
(VIII переход), пробивают отверстия в дне (IX переход) и обре-
зают фланец по контуру (X переход). Фиксация детали на X пере-
ходе обеспечивается ловителем, установленным на пуансоне по-
следнего перехода штамповки. Готовая деталь удаляется через
провальное отверстие в нижней плите штампа.
Рис. 15.20. Штамп последовательного действия для штамповки в ленте
274
Существуют различные конструктивные варианты штампов
для вытяжки в ленте, которые применяются в зависимости от
размеров штампуемых деталей, их формы и толщины металла.
Например, пуансоны могут быть прикреплены к нижней плите
штампа. При такой установке пуансонов удобнее осуществляется
фиксация и подача полосы, однако усложняются условия съема
готовой детали и удаления ее из штампа.
На последующих переходах вытяжки (после первого перехода)
применяют подвижные съемники при толщине металла менее
1 мм. Подвижный съемник работает «в распор», т. е. до упора
в верхнюю плиту штампа, для обеспечения качественной правки
фланца. В данных условиях для устранения возможности за-
клинивания штампа под нижнюю его плиту подкладывают
легко сминаемую подкладку, например, в виде картонного
листа.
Для подъема ленты над рабочей плоскостью матриц и для
свободного скольжения ленты при подаче применяют специальные
устройства: подъемные линейки-рамки и пружинящие подъемные
упоры. При вытяжке глубоких деталей, когда происходит зна-
чительное сужение ленты на финишных переходах, расстояние
между линейками соответственно уменьшается. Применение подъ-
емных линеек-рамок позволяет работать с автоматической пода-
чей ленты.
ГЛАВ А 16. ТИПОВЫЕ ДЕТАЛИ И СБОРОЧНЫЕ
ЕДИНИЦЫ ШТАМПОВ
16.1. ДЕТАЛИ ШТАМПОВ
Штампы для листовой штамповки состоят из блока,
пакета и крепежных деталей. Блок штампа состоит из верхней
и нижней плит, направляющих колонок, втулок и хвостовика
(если размеры штампа невелики); пакет штампа включает пуан-
соны, матрицы, пуансонодержатель, съемник отходов, выталки-
ватель, упоры, ловители, направляющие линейки и пр.
Конструкция и размеры основных деталей штампа, из которых
состоят пакеты и блоки, регламентированы государственными
стандартами. Однако они не охватывают всего многообразия
деталей штампов, применяемых в различных отраслях промыш-
ленности, в связи с чем имеются еще и ведомственные нормали
(МН) и стандарты предприятий (СТП) на детали и сборочные
единицы штампов.
Детали штампов холодной штамповки, конструкция и размеры
которых регламентированы стандартами, с указанием области
их применения и номеров ГОСТов приведены в табл. 7.
10*
275
7. Типовые детали и сборочные единицы штампов
Наименование детали и сборочной единицы Номер стандарта Область применения
Пуансоны: круглые, квадрат- 16621—80— Пробивка отверстий: круглых
ные, продолговатые, удлинен- ные (обычные и быстросменные) 16635—80 диаметром 5—52 мм; квадрат- ных 3X3—28X28
Матрицы: с круглым отвер- стием, круглым отверстием и фланцем, квадратным отверстием и др. (обычные и быстросменные) 16637—80— 16647—80 То же
Секция матриц (пуансонов) 18732—80, 24526-80 Штампы для вырубки крупно- габаритных и сложных деталей
Плиты верхние и нижние для 13110—83— Простые и комбинированные
штампов с диагональным, зад- 13113—83, штампы для массового и круп-
ним и осевым расположением направляющих узлов 13114—75— 13116—75, 14677—83 несерийного производства
Колонки направляющие: глад- 13118—83, Блоки простых и комбиниро-
кие, ступенчатые, удлиненные 13119—81 ванных штампов: диаметр ко- лонок 12—50 мм
Втулки направляющие: глад- 13120—83, То же диаметр втулок 12—
кие, ступенчатые Хвостовики: с буртиком, резь- 13121—83 50 мм
16715—71, Блоки штампов малых и сред-
бой, фланцем, плавающие, от- верстием под пуансон, вилочные 16722—71 них размеров
Блоки штампов с диагональным, 13124—83, Штампы для разделительных
задним и осевым расположе- 13125—83, операций, комбинированные
нием направляющих узлов 13126—83, 21173—83 штампы
Примечание. В таблице приведены лишь некоторые наименования
деталей и сборочных единиц штампов, полный же перечень насчитывает свыше
200 наименований.
16.2. МАТЕРИАЛЫ И ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
РАБОЧИХ ДЕТАЛЕЙ ШТАМПОВ
Рабочие детали штампов (пуансоны, матрицы, при-
жимные кольца и пр.) изготовляют из сталей, удовлетворяющих
определенным требованиям, к числу которых относятся: высокая
прочность, вязкость и износоустойчивость, способность суще-
ственно повышать твердость после термической обработки, вы-
сокая прокаливаемость. Указанным требованиям удовлетворяют
инструментальные углеродистые и легированные стали.
Углеродистые стали У8А, У10А, У10 используют для изготов-
ления деталей штампа, относительно простой формы, при штам-
повке из листового материала, у которого ав 500 МПа.
Легированные инструментальные стали Х12М, Х12Ф1, Х6ВФ,
Р6М5 и др. используют для изготовления рабочих деталей штам-
пов сложной формы, при массовом выпуске продукции, при обра-
ботке листового проката, у которого сгв > 500 МПа. Указанные
276
условия возникают, например, при вырубке и пробивке электро-
технической стали, углеродистой и легированной стали с твер-
достью после термической обработки до 50 HRC, а также
при вытяжке и отбортовке с утонением стенки, при калиб-
ровке и пр.
В мелкосерийном производстве целесообразно использовать
штампы для вырубки оснащенными матрицами из сплава на основе
цинка (сплав ЭКВ) и пуансонами из углеродистой стали с за-
калкой до твердости 56—60 HRC. Такие штампы используют для
вырубки деталей из листового металлопроката толщиной до
3 мм при ств 450 МПа. Преимущество матриц из сплава на ос-
нове цинка заключается в малой трудоемкости изготовления по
сравнению с трудоемкостью изготовления стальных матриц, она
сокращается в 5—6 раз. Стойкость матриц из сплава на основе
цинка от 2 до 4,5 тыс. нагружений [11].
В серийном и мелкосерийном производстве используют штампы
из модифицированного чугуна МСЧ 32-52 для вытяжки деталей
из тонколистовой малоуглеродистой стали. Стойкость чугунных
штампов невысока, однако в ряде случаев их использование
дает экономический эффект вследствие низкой стоимости.
Термическая обработка рабочих деталей штампов заключается
в закалке с последующим отпуском, после которого пуансоны
должны иметь твердость 55—59 HRC, матрицы — 57—61 HRC.
Твердость матриц должна быть на 2—3 ед. больше твердости пуан-
сонов для уменьшения степени их изнашивания. Это экономи-
чески целесообразно, так как стоимость изготовления матриц,
как правило, выше стоимости изготовления пуансонов.
В мелкосерийном производстве при вырубке заготовок диа-
метром 200—500 мм из низкоуглеродистой тонколистовой стали
(S 0,5 мм) допускается использование незакаленных пуансо-
нов в комплекте с термически обработанными матрицами. По мере
изнашивания пуансона и притупления рабочих кромок пуансон
подклепывают легкими ударами молотка в торец, после чего
утолщенную часть зачищают в матрице. Незакаленные пуансоны
для вырубки можно использовать в штампах без направляющих
колонок и втулок. При смещении верхней части штампа относи-
тельно нижней пуансон может быть деформирован, однако при
этом матрица остается целой.
Направляющие колонки изготовляют из стали 20 с последую-
щей цементацией поверхностного слоя и закалкой на твердость
58—62 HRC. После такой термической обработки колонка стано-
вится вязкой внутри и твердой снаружи. Она способна упруго
деформироваться (изгибаться) и хорошо сопротивляться истира-
нию в процессе работы штампа. Кроме указанной стали, для из-
готовления направляющих колонок используют инструментальные
углеродистые стали. Для изготовления направляющих втулок
используют те же материалы и термическую обработку, что и для
направляющих колонок.
277
Плиты штампов для массового и крупносерийного производства
выполняют литьем из серого чугуна СЧ24, СЧ18 и др. и из стали
20Л, ЗОЛ, 40Л и др. Плиты штампов для мелкосерийного произ-
водства допускается изготовлять из толстолистового проката (так
называемого «недоката») обработкой резанием.
Другие детали штампов — хвостовики, пуансонодержатели,
съемники, упоры, ловители, направляющие линейки и пр. изго-
товляют из конструкционных сталей 40, 45, 50 и др. и углероди-
стых сталей У7А, У8А и др. [11, 20].
16.3. СТОЙКОСТЬ РАБОЧИХ ДЕТАЛЕЙ ШТАМПОВ
Автоматизация производственных процессов листо-
вой штамповки, использование роботизированных комплексов и
гибких технологических систем осложняются в ряде случаев из-за
низкой стойкости штампов для разделительных операций. По-
этому усилия исследовательских организаций и передовых
предприятий страны направлены на решение проблемы повышения
стойкости, так как простои из-за выхода из строя штамповой
оснастки наносят большой материальный ущерб народному
хозяйству.
Стойкость инструмента (полная) — это число деталей, от-
штампованных до полного износа его рабочих элементов, когда
эти детали перестают соответствовать чертежу и техническим
условиям приемки. Существует еще понятие — промежуточная
(качественная) стойкость, под которой понимают стойкость между
двумя переточками инструмента.
Стойкость штампов зависит от рода выполняемой операции
(вырубка, пробивка, гибка, вытяжка и др.), материала, формы и
размеров штампуемой детали, конструкции и качества изготовле-
ния штампа, вида и состояния оборудования, состава используемых
смазочно-охлаждающих технологических средств (СОТС). В связи
с этим проблема повышения стойкости штампов должна решаться
комплексно, на основе организационно-технических мероприятий,
направленных на улучшение качества изготовления штампов, их
эксплуатации, состояния оборудования и пр.
Нормы стойкости штампов для вырубки и пробивки приведены
в [11, 18]. Приближенно они могут быть определены по эмпири-
ческим формулам. Например, для определения стойкости до
переточки штампов для пробивки отверстий используют фор-
мулу, тыс. шт.:
¥ __ 160 000
™ ст ----•
у 5- ав ]/ ов
Данная формула получена применительно к штамповке листовой
стали СтЗ, Ст4, Х12Н9Т толщиной S ~ 4-4-10 МхМ при двусторон-
нем зазоре между пуансоном и матрицей z — 12-4-18 % для ин-
струмента из стали Х12М при его твердости 56—62 HRC.
278
Аспекты проблемы повышения стойкости инструмента много-
образны [11, 131, поэтому ограничимся лишь перечислением ос-
новных направлений ее решения.
Стойкость штампов может быть существенно (до 5—6 раз)
повышена в результате использования различных химико-терми-
ческих и физических способов упрочнения металлов. К их числу
относятся:
— двойная закалка сталей У8А и У10А с промежуточным
отпуском;
— поверхностное пластическое деформирование инструмента,
в результате которого происходит упрочнение и выглаживание
тонкого поверхностного слоя;
— изготовление ступенчатых пуансонов для пробивки отвер-
стий методом полу горячего выдавливания, при котором в отличие
от обработки резанием волокна заготовки не перерезаются и
остаются целыми, что повышает прочность пуансонов;
— электроэрозионное легирование, в результате которого
на контактной поверхности инструмента формируется рельеф,
состоящий из совокупности выступов, хорошо противостоящий
изнашиванию (легирование производится твердыми сплавами
групп ТК и В К и графитами марок МПГ-6, МПГ-7 и др.);
— упрочнение лучом оптического квантового генератора (ла-
зера), позволяющее получать поверхностный слой металла с тре-
буемыми свойствами путем введения легирующих элементов и
требуемой шероховатости поверхности без коробления и поводки
инструмента;
— вакуумное ионно-плазменное нанесение износостойких по-
крытий (нитридов, карбидов) на поверхность инструмента; нане-
сение нитридов тугоплавких металлов (в частности, титана и мо-
либдена) при помощи ионно-плазменной установки создает поверх-
ностный износостойкий слой и повышает этим срок службы ин-
струмента.
Кроме использования химико-термических и физических ме-
тодов упрочнения инструмента существенное повышение стойкости
рабочих деталей штампа дает армирование их вольфрамокобаль-
товыми твердыми сплавами класса ВК (ВК15, ВК20 и др.). Стой-
кость штампов для вырубки с твердосплавным рабочим инстру-
ментом в десятки раз выше стойкости стального инструмента
и достигает 0,5—1,0 млн. нагружений до переточки при общей
стойкости 20—60 млн. нагружений [111.
Л 16.4. ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА ВЫПОЛНЕНИЯ
СБОРОЧНЫХ ЧЕРТЕЖЕЙ ШТАМПОВ
Сборочный чертеж штампа вычерчивают в сомкнутом
состоянии (в крайнем нижнем его положении), как правило, в мас-
штабе 1:1. Крупногабаритные штампы вычерчивают в масштабе
уменьшения (1 : 2, 1 : 2,5). Сборочный чертеж изображают в трех
279
to
00
План низа
Изе Oucv N доки** lodi Цатп
Нозрав
Г.ров
~ кентр
На* К5
Н кгчтр
Утв.
Штамп собмесценного
действия Оля Вырубки,
и пробивка (распинай
шайбы
Обозначение чертежа
Рат Масса МасштЧ.
Лист | Стетов
Наименование
предприятия
Рис. 16.1» Типовой сборочный чертеж штампа совмещенного действия
проекциях: вид сбоку в разрезе, вид сверху на нижнюю часть
штампа (при снятой верхней части — план низа) и вид сверху на
верхнюю часть штампа (план верха). Надписи «план верха» и
«план низа» помещают над соответствующей проекцией штампа.
Если штамп крупногабаритный, допускается каждую его проекцию
вычерчивать на отдельном листе.
На сборочном чертеже указывают габариты и сборочные
размеры: размеры штампа в плане, закрытую высоту (расстояние
между опорными поверхностями плит, когда штамп находится
в крайнем нижнем положении), расстояние между осями направ-
ляющих колонок (на плане низа), размеры, относящиеся к рас-
положению фиксаторов, упоров и направляющих линеек, раз-
меры, определяющие взаимное расположение отдельных инстру-
ментов, и размеры, характеризующие вид соединения отдельных
сопрягающихся деталей штампа (например, направляющая ко-
лонка и нижняя плита, пуансон и пуансонодержатель и пр.)
в буквенном обозначении по ГОСТ 25346—82.
На сборочном чертеже в правом верхнем углу помещают опе-
рационный эскиз штампуемой детали, в том виде и с теми разме-
рами, которые получаются после обработки в данном штампе.
Под операционным эскизом могут быть помещены сведения о ма-
териале заготовки, ее форме и размерах и о требуемом для штам-
повки усилии. При штамповке из полосы или ленты приводят
схему раскроя. На сборочном чертеже помещают указания по
технике безопасности при эксплуатации штампа (о применении
пинцетов, способе включения пресса и пр.). На рис. 16.1 приведен
сборочный чертеж штампа совмещенного действия для вырубки
и пробивки шайбы, выполненный в соответствии с указанными
правилами (ГОСТ 2.424—80).
ГЛ АВ А 17. ЭЛЕМЕНТЫ РАСЧЕТА ДЕТАЛЕЙ ШТАМПОВ
НА ПРОЧНОСТЬ И УСТОЙЧИВОСТЬ
17.L РАСЧЕТ ПУАНСОНОВ
При конструировании штампов размеры деталей
назначают, в основном, из конструктивных соображений, исклю-
чение рабочие (исполнительные) размеры пуансонов и матриц,
которые\ определяют расчетом с указанием допусков на изготов-
ление. )
Например, при выборе типа и размеров плиты штампа исхо-
дят из возможности размещения на ней пакета и направляющих
колонок и втулок, направляющих линеек, упоров, съемников,
ограждения и пр. При выборе числа направляющих колонок учи-
тывают требуемую точность размеров штампуемой детали, вид
281
и размеры исходного материала (полоса, лист и пр.) и удобство
в работе. После установления ориентировочных размеров плиты
используют стандарт на выбранный тип плиты и в соответствии
с ним окончательно уточняют размеры плиты.
Конструктору штампов, как правило, не приходится выпол-
нять какие-либо расчеты для определения размеров деталей
штампов, его задача — максимально использовать существующие
нормативные данные в виде стандартов, нормалей и руководящих
технических материалов (РТМ). Однако проверочные расчеты на
прочность, устойчивость и жесткость необходимы, так как только
они гарантируют возможность работы штампа (особенно его
рабочих деталей) без разрушения с необходимым запасом проч-
ности. Проверочному расчету подвергают: пуансоны малого диа-
метра, матрицы (в том числе бандажированные), плиты блока
штампа, буферные устройства, подкладные пластины, крепежные
детали и пр.
Расчет коротких цилиндрических пуансонов малого диаметра
проводят из условия равенства усилия вырубки-пробивки уси-
лию, при котором происходит разрушение термически обрабо-
танного пуансона при сжатии:
л dSdcp = 0,25 л d2OeaK>
откуда d = 45оСр/^вак,
где Овак — временное сопротивление сжатию термически обра-
ботанного пуансона; оср — сопротивление срезу листового про-
ката (заготовки). Если принять Овак 4ов и оСр = (0,74-0,8) ав,
то
d (0,74-0,8) S.
или, с некоторым запасом, d S, т. е. диаметр пуансона в опас-
ном сечении должен быть не менее толщины штампуемого металла.
Такое соотношение d и S принимают при пробивке листового
проката, имеющего с>в 500 МПа. пуансоном из сталей У8А
или У10А, закаленных и отпущенных на твердость 56 — 59 HRC.
При работе пуансона на продольный изгиб предельно допу-
стимую нагрузку определяют по формуле [111
^доп Ф^к I^cskL
где ср — коэффициент понижения допустимого напряжения, за-
висящий от гибкости пуансона, определяемой соотношением:
p*A/7mtn (н* — коэффициент приведенной длины, характеризую-
щий способ закрепления конца стержня, принимаемый равным
,0,7); h — длина рабочей части пуансона; zmin — минимальный
радиус инерции поперечного сечения, определяемый по формуле:
^mln
— 7/Р сеч,
282
где I — минимальный момент инерции поперечного сечения пуан-
сона; Есеч — площадь поперечного сечения пуансона; FK — кон-
тактная площадь рабочего торца пуансона с заготовкой; [асж ] —
допускаемое напряжение сжатия с запасом устойчивости, равным
1,5—2,0 (для стали У8А, У10А [осж] = 1600 МПа, для сталей
Х12М, 9ХС [псж] = 1900 МПа). Когда поперечное сечение пуан-
сона круглое,
imin = У (яг2/4)/(лг2) = г/2 = 0,25d.
При S/d >1 jFk — ^сеч, при S/d < 1 площадь контакта FK
принимают условно равной площади пояска шириной 0,5S по
всему контуру рабочего торца пуансона:
FK = nS (2d — S)/4.
Если имеется опасность смещения оси пуансона относительно
оси матрицы вследствие упругой деформации станины пресса,
верхней плиты блока и пр., возникает изгибающий момент 7Ииз =
— аиз^ (W7 — момент сопротивления поперечного сечения пуан-
сона в опасном сечении). Тогда изгибные напряжения учитывают
при определении суммарного расчетного напряжения оиз
О'сум ~ ^сж -j- СГнз ~ P^/F Р ^l/W j
где I — z/2 — возможное смещение инструмента, равное половине
зазора между пуансоном и матрицей.
17.2. РАСЧЕТ МАТРИЦ
Проверочный расчет кольцевых матриц для вырубки,
вытяжки и других операций проводят, используя формулу Ляме
для случая, когда кольцо равномерно нагружено внутренним
давлением, составляющим определенную часть от осевого давле-
ния, создаваемого усилием штамповки. Если ориентировочно
принять, что отношение усилия, распирающего матрицу, к уси-
лию штамповки составляет 0,3—0,4 [201, то давление от этой силы
на единицу площади матрицы будет равно
__ (0,3 —0,4) Рт
q ~ 0,5л ‘
Используя формулу Ляме, определяют тангенциальные растяги-
вающие напряжения на внутреннем и внешнем контуре матрицы,
после чего его сравнивают с допускаемыми напряжениями мате-
риала матрицы на растяжение, используя формулы:
1+^2 /г 1.
I ^0 ВН - Q 1 _ £2
2/г2 / г т
^9 нар — Q j _^2 1О*вЬ
где k = d/D — отношение внутреннего диаметра кольца к внеш-
нему.
28.3
Если в результате расчета установлено, что Оевн > [ав1,
то увеличивают внешний диаметр матрицы или ее высоту до тех
пор, пока оевН< [ов].
При расчете стальных термически обработанных матриц до-
пускаемое напряжение на растяжение [ов ] (при запасе прочности,
равном 1,5—2,0) принимают равным: для сталей У8А, У10А — до
300 МПа, для сталей Х12Н, 9ХС до 500 МПа [81.
Высота матриц для вырубки и пробивки определяется не
только прочностными, но и эксплуатационными требованиями.
Например, на заводах электротехнической промышленности до-
пускается перешлифовка матриц (по мере изнашивания) на 2/3 пер-
воначальной высоты, что существенно увеличивает ее стойкость.
Размеры матриц (высоту матрицы и толщину ее стенки) опреде-
ляют по эмпирическим формулам и таблицам, составленным на
основании обобщения опыта передовых предприятий. Например,
высоту матрицы для вырубки определяют по формуле
В = b + (3—4) Я,
где b — наибольшая ширина матричного отверстия; Н — высота
матрицы. В зависимости от наибольшей ширины матричного от-
верстия b и толщины штампуемого металла значение Н изменяется
от 0,16 до 0,66, чем больше толщина металла и ширина 6, тем
значение Н больше [18].
При вырубке деталей, имеющих сложную форму контура или
большие размеры (свыше 300—400 мм), применяют секционные
матрицы, состоящие из отдельных секций, каждая из которых
прикреплена к плите блока штампа винтами и зафиксирована
установочными штифтами. Линию разъема секций выбирают так,
чтобы криволинейные участки контура были отделены от пря-
молинейных участков. Максимальная длина прямолинейных сек-
ций не должна превышать 300 мм, криволинейных — 200 мм.
Конструкция и размеры секций матриц регламентированы
ГОСТ 18732—80 и ГОСТ 24526—80.
Секционные матрицы более технологичны, чем цельные, так
как проще их механическая и термическая обработка. При затуп-
лении или выкрашивании кромок матрицы на каком-либо ее
участке заменяют не всю матрицу, а только одну из ее секций, что
существенно увеличивает стойкость матрицы. Способы крепления
матриц к блоку штампа и методика расчета сил смещения ее
секций изложены в [111.
17.3. РАСЧЕТ ПЛИТ ШТАМПОВ
Плиты штампов — основные несущие детали, от
прочности и жесткости которых зависит стойкость инструмента,
качество штампуемых деталей и точность их размеров, степень
изнашивания направляющих колонок и втулок и пр. Несмотря на
необходимость конструирования прочных и жестких плит штампов
(при наименьшей их металлоемкости), методика расчета плит раз-
284
работана еще недостаточно, особенно методика расчета плит на
жесткость. Это объясняется большим числом факторов, влияющих
на работоспособность плиты. К ним относятся: форма и размеры
провального отверстия в плите штампа и в подштамповой плите
пресса, соотношение этих размеров, дополнительные отверстия
в плите штампа, их число и размеры (кроме провального отвер-
стия), материал плиты, при отсутствии провального отверстия
в плите пресса — форма и размеры сквозной ниши в плите штампа,
режим работы штампа (непрерывные или одиночные удары),
способ прикрепления к подштамповой плите пресса, расположе-
ние и число крепежных болтов, степень их затяжки и пр.
Форму и размеры плит подбирают из конструктивных сообра-
жений, после чего, увязав их со стандартом, проверяют на проч-
ность наиболее опасные сечения плиты. Точность расчета зависит
от того, насколько принятая расчетная схема соответствует реаль-
ным условиям работы плиты.
В первом приближении плиту рассматривают как балку на
двух опорах, нагруженную условно сосредоточенной силой (на-
пример, при пробивке отверстия относительно малого диаметра).
Используя эту модель для расчета плит с круглым провальным
отверстием, опирающихся на подштамповую плиту с прямоуголь-
ным отверстием, можно приближенно определить толщину плиты
h -> 1/ зр/
рV 2 (В-d) [аиз] ’
где Р — деформирующее усилие; I — расстояние между опорами;
В — ширина плиты; d — диаметр провального отверстия в плите;
[осж 1—допустимое напряжение изгиба материала плиты (для
стали 20Л [оиз] = 130 МПа, для чугуна СЧ 28-48 [оиз] = 65 МПа).
Существуют более сложные формулы для проверочного рас-
чета плит, полученные для различных схем нагружения и условий
работы штампа. Одна из расчетных формул для определения
толщины нижней плиты штампа с учетом упругих деформаций
плиты и запрессованной в нее направляющей колонки имеет вид
(РТМ 34—65)
h = V ~zbe
2 1
6
где Н — высота пакета (в закрытом положении штампа); Р3 —
усилие затяжки болта для прикрепления плиты штампа к под-
штамповой плите; L и В — длина и ширина нижней плиты; А —
расстояние между направляющими колонками; Е — модуль упру-
гости материала плиты. Усилие затяжки болта
Р3 = 3Pd2/8a (3d + 2а),
где Р — расчетное усилие штамповки; а = (L — d)/2. Расчеты
показывают, что толщина плиты из серого чугуна должна быть
примерно в 1,4 раза больше толщины стальной плиты.
285
Опорную поверхность верхней плиты блока проверяют на
смятие от давления на нее торцовой поверхности пуансонов по
условию q [сГсмЕ в котором q — удельное усилие, передавае-
мое плите опорной поверхностью пуансона; [оСм]—допустимое
напряжение смятия, равное 50 МПа для чугунных и 100 МПа
для стальных плит. Если указанное условие не удовлетворяется,
при проектировании штампа предусматривают использование
подкладных плиток (по ГОСТ 16666—80—16673—80).
Представляют интерес экспериментальные исследования упру-
гих деформаций нижних плит штампов из органического стекла
различных размеров с центральным отверстием. Плиты нагружали,
после чего измеряли прогибы плиты на различных участках. Ана-
лиз экспериментальных данных показал, что на упругие деформа-
ции угловых участков в числе других факторов, существенно
влияет число и схема расположения болтов, прикрепляющих
нижнюю плиту штампа к подштамповой плите пресса, и что наи-
более рационально прикреплять плиту штампа по углам. При та-
кой схеме установки болтов упругие деформации в 5—6 раз
меньше, чем при прикреплении плиты только в двух точках
(по диагонали) [18].
17,4* РАСЧЕТ БУФЕРНЫХ УСТРОЙСТВ (БУФЕРОВ)
При штамповке на кривошипных прессах простого
действия для работы прижимного кольца штампа, выталкивателя
и съемника отхода необходимо специальное буферное устройство^
представляющее собой сборочную единицу пресса или штампа.
Современные кривошипные прессы простого действия, как
правило, имеют пневматические буферные устройства (подушки),
которые создают постоянное противодавление до 10 % номиналь-
ного усилия пресса. При отсутствии подушки буфер предусма-
тривают при проектировании штампа как сборочную единицу.
Рабочим органом буфера служит пружина (винтовая цилиндриче-
ская, тарельчатая, резиновая или полиуретановая). Буфер при-
крепляют непосредственно к нижней плите штампа или устанав-
ливают его при помощи специального держателя в подштамповой
плите пресса. (
Конструкция и размеры буферов и держателей буферов для
штампов листовой штамповки регламентированы государствен-
ными стандартами. Конструктивное исполнение буферов может
быть с провальным отверстием для удаления отходов и без него.
Основные технические характеристики буферов и номера стандар-
тов на конструкцию и размеры приведены в табл. 8.
Рабочий орган буфера — пружину устанавливают после пред-
варительного сжатия Епс, которое обеспечивает требуемое давле-
ние пружины уже в самом начале операции. Ориентировочно его
принимают равным половине полного F сжатия пружины (Епс =
= 0,5Е). При переналадке пресса в связи с переточкой инстру-
286
8. Основные технические характеристики буферов штампов
Тип буфера Макси- мальное противо- давле- ние, кН Макси- мальное сжатие, мм Полная высота буфера, мм Диаметр опорной шайбы, мм Диаметр проваль- ного от- верстия, мм
С винтовой цилиндриче- ской пружиной:
без провального отвер- стия (ГОСТ 22188—83) 0,1—1,6 126—140 120—580 48—195 — —
с провальным отвер- стием (ГОСТ 22190—83) 3,1—1,6 30—140 187—640 78—195 20—36
С тарельчатыми пружи- нами (ГОСТ 22189—83) 4,02— 39,3 30—71 248—622 48—195 '
С резиновыми пружина- ми (ГОСТ 22191—83) С полиуретановыми пру- жинами: 1,18—42 22,5—135 128—582 48—195
без провального отвер- стия (ГОСТ 22192—83) 2,7—85 22,5—135 128—608 48—195 ——
с провальным отвер- стием (ГОСТ 22193—83) 8,5—22 28,8—120 222—600 78—195 20—36
мента по мере его изнашивания, а также с возможной неточной
настройкой пресса по закрытой высоте сжатие пружины должно
иметь определенный запас до 0,15F. С учетом этого рабочее сжа-
тие пружины Fp составляет 0,35F.
Зная рабочий ход штампа (например, при вытяжке, равной
высоте вытягиваемой детали), определяют полное сжатие пружины
F = Fp/0,35 ~ 2,9FP. Максимальное усилие пружины при пол-
ном ее сжатии F определяют путем экстраполяции, исходя из
условия линейного изменения усилия сжатия пружины от нуле-
вого до максимального значения:
Рmax — Рпс {F/Fпс) 2Fпс.
По силовому (Ртах) и деформационному (F) параметрам пру-
жину подбирают, используя ГОСТ 18793—80.
При необходимости, расчет винтовых цилиндрических пружин
выполняют по формулам, имеющимся в [8, 18] и др., имея в виду,
что их изготовляют из стали 65Г или 60С2А и закаливают в мас-
ляной ванне с последующим отпуском на твердость 38—45 HRC.
Число витков пружины определяют по формуле
п = "о.зб/- + 2> (17.1)
где f — максимальное сжатие одного витка пружины; /гд — вы-
сота вытягиваемой детали. Формула (17.1) получена из условия,
что рабочее сжатие составляет 35 % от максимального и что два
287
крайних витка пружины не влияют на значение ее сжатия. С уче-
том этого длина пружины в свободном состоянии »
L ~ (п + 2) d + я/,
где d — диаметр поперечного сечения витка пружины (про-
волоки).
Если рабочим органом буфера служат резиновые или поли- '
уретановые пружины (кольца), противодавление, развиваемое
буфером (равное усилию прижима Q), определяют как произ-
ведение площади кольца на напряжение его сжатия асж при
требуемой степени деформации!
Рсж - (Pz ~ Осж, (17-2)
где D — наружный диаметр кольца; d — диаметр отверстия под
шток буфера. Из формулы (17.2) определяют наружный диаметр
пружины (кольца)
D = у41%ж/(лсусж) д- d2. (17.2а)
Если считать, что при 30 $6-ном деформировании буфера напря-
жение сжатия (при твердости кольца 50—60 ед. по Шору) состав-
ляет в среднем 2,5 МПа, то формула (17.2а) может быть упрощена:
Из условия сохранения устойчивости отдельного резинового
кольца соотношение его высоты h и наружного диаметра D при-
нимают
0,5<ft/D < 1,5.
Полную высоту буфера, состоящего из набора колец, опреде-
ляют из условия, что наибольшее его сжатие F 30 %, а предва-
рительное сжатие Fnc < 5 —10 %i
нб = 100 =
г — г пс
------- _ т—..|||И|_ _ ,и»Ч1ГЯ—Т-------1
30 — (5 10)
100.
Пружины (кольца) изготовляют из маслобензостойкой резины
по ГОСТ 7338—77, имеющей твердость по Шору 50—70 ед. и из
полиуретана СКУ-7, имеющего твердость по Шору 76—80 ед.
Размеры полиуретановых пружин (колец) регламентированы стан-
дартом (ГОСТ 22201—83).
Недостаток рассмотренных буферов заключается в неравно-
мерности развиваемого ими противодавления по мере сжатия
рабочего органа (пружины или резины).
288
17.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЦЕНТРА
ДАВЛЕНИЯ ШТАМПА
Для устранения
перекоса плит блока штампа
из-за внецентренного нагру-
жения, приводящего к нару-
шению равномерности зазора3
между пуансоном и матри-
цей по контуру штампуемой
детали, притуплению рабо-
чих кромок инструмента, не-
равномерному изнашиванию
направляющих колонок и
втулок штампа и направля-
Рис. 17.1. Схема к определению центра
давления штампа
ющих ползуна пресса не-
обходимо, чтобы центр давления штампа (точка приложения
равнодействующей всех внешних сил) совпадал с продольной
осью симметрии ползуна пресса.
Для штампов с хвостовиком это условие выполняется путем
совмещения центра давления штампа с продольной осью хвосто-
вика. При осесимметричном контуре штампуемой детали центр
давления совпадает с геометрическим центром детали, при про-
извольной (асимметричной) форме контура или при использовании
многопуансонного штампа (например, для пробивки одновременно
нескольких отверстий) центр давления штампа определяют из
условия равновесия моментов, создаваемых приложенными к пуан-
сонам силами:
ХР — -^1^1 *1* -^2^2 ••• ХпРП9
уР = угРъ 4* у2Ръ 4* ... + УпРт»
откуда определяют координаты х и у (рис. 17.1) точки приложения
суммарного усилия штамповки Р ~ Рг + Р2 + ••• +
п •
X =
9 =
У1РI + У2Р2 + • • • + УпРп
р
где хь х2, хп — абсциссы; ylt у2, уп — ординаты точек
приложения сил Ръ Р2, .... Рп. Центр давления штампа можно
также определить графическим построением, используя правило
«веревочного многоугольника».
289
Г Л А В A 18. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О СИСТЕМЕ
АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ШТАМПОВ
Проектирование штампов — один из важнейших эле-
ментов системы технологической подготовки производства. От
того, насколько рационально выбрана конструкция штампа, во
многом зависит качество выпускаемой продукции, производи-
тельность труда, безопасность в работе и др.
В период подготовки производства сроки проектирования
штампов имеют немаловажное значение, так как от них зависят и
сроки освоения и выпуска новой продукции. Для сокращения
времени проектирования штампов и повышения его качества,
повышения уровня использования стандартных деталей и сбороч-
ных единиц штампов, снижения себестоимости проектирования и
высвобождения инженерно-технических работников от рутинного
труда при выполнении графических работ получила развитие
система автоматизированного проектирования штампов (САПР Ш).
Сущность этой системы заключается в программной переработке
с помощью средств вычислительной техники (ЭВМ) входных
данных о штампуемой детали в сведения о конструкции и размерах
деталей и сборочных единиц штампа, предназначенного для ее
изготовления.
Автоматизированное проектирование осуществляется с по-
мощью САПР — организационно-технической системы, состоящей
из комплекса средств методического, программного, информацион-
ного, технического и организационного обеспечения.
Организационно-методическое обеспечение включает методику
и идеологию системы, основными элементами которой являются
инвариантность программного и информационного обеспечения,
структура систем, позволяющая вести ее наращивание. Техниче-
ское обеспечение представляет совокупность документов, техни-
ческих средств, обеспечивающих следующие функции: подготовку
данных на носителях для ввода исходной информации на ЭВМ,
организацию массивов информации, решения задач САПР, вывод
результатов на носители информации и вычерчивание графиче-
ской информации (общих видов, деталировки штампов, чертежей
деталей по переходам и др.). Для этой цели используют ЕС ЭВМ
со стандартным набором внешних устройств и сервисной аппа-
ратуры, возможна адаптация системы для эксплуатации с помощью
автоматизированного рабочего места конструктора (АРМ М).
В качестве программного и математического обеспечения ис-
пользуют дисковую операционную систему единой серии (ДОС ЕС)
и алгоритмические языки Фортран-4, Ассемблер, Паскаль и др.
С помощью этой системы обеспечивают организацию вычислитель-
ного процесса на ЭВМ, программирование, отладку и решение,
ввод исходных данных, контроль их и распечатку, расчет кон-
290
структивных и прочностных параметров штампа, распечатку
спецификаций деталей штампа, ввод результатов в виде управляю-
щей перфоленты для автоматического вычерчивания деталей
штампа.
Информационное обеспечение включает входную информацию
(задание на проектирование), нормативно-справочную информа-
цию (НСИ) и выходную информацию. Входная оперативная ин-
формация содержит сведения о геометрической форме штампуе-
мой детали, ее размерах, схеме раскроя заготовки, штампуемом
материале, желаемой конструкции штампа и др. Операционный
чертеж раскроя штампуемой детали оформляется и копируется.
НСИ — содержит сведения о типоразмерах пакетов и блоков
штампов, типах и размерах стандартных деталей, данные по ме-
тодике конструирования, государственных и отраслевых стандар-
тах и т. п. Входная информация включает: спецификацию деталей
штампа, распечатку результатов проектирования, перфоленту,
содержащую информацию для автоматического вычерчивания
деталей штампа на устройстве регистрации графической инфор-
мации (УРГИ).
Рис. Л8.1. Структурная схема автоматизированного проектирования штампов
совмещенного (САПР ШС) и последовательного (САПР ШП) действия
291
Перфоратор
Задание
на АПШ
бланки Входной
документации
Программа АПШ
на магнитной ленте
Бланк- чертежи
штампа
Инструкция
по подготовке
задания
на АПШ
I Задание
I Схема раскроя
Операционный
чертеж
детали
ЗВ И ЕС 1022
Итекан-2г1
Спецификация
деталей штампа
Рабочие чертежи
штампа
Рис. 18.2. Схема функционирования системы автоматизированного проектиро-
вания штампов
Табуляграмма
с результатами
АПШ
Программы САПР Ш разрабатывают для систем последова-
тельной и совмещенной штамповки, структурная схема которых
приведена на рис. 18.1. В блоке считывания и формирования
исходных данных происходит ввод исходных данных и создание
числовых массивов, характеризующих данную деталь. В блоке
контроля исходных данных, конструирования штампа и подго-
товки перфоленты для УРГИ происходит деление на три функцио-
нальных блока задач — «Вход», в котором обрабатываются исход-
ные данные и осуществляется синтаксический контроль правиль-
ности кодирования, «Конструктор», где происходит конструиро-
вание штампа, «Чертеж», где осуществляется подготовка данных
для автоматического вычерчивания сборочного чертежа штампа.
Указанные программы требуют эксплуатации ЕС ЭВМ с объемом
оперативной памяти на менее 512 Кбайт.
Программный комплекс подготавливает информацию для вы-
черчивания деталей штампа на УРГИ, чертежно-графических
автоматах различного типа — Дигиграф (ЕС-7054), АП-7051,
Итекан-4, Итекан-2М и др. Типовая схема функционирования
системы автоматизированного проектирования штампов пред-
ставлена на рис. 18.2. Программное обеспечение САПР штампов
строится на основе типовых проектных процедур, предназначен-
ных для решения типовых задач проектирования разделительных
штампов. Комплекс таких процедур реализован в виде библиотеч-
ного пакета программ «Штамп-80» [111.
Система САПР Ш непрерывно совершенствуется, большие ра-
боты в этом направлении ведутся в Институте технической ки-
бернетики АН БССР (Минск), Институте кибернетики АН УССР
(Киев), Уральском политехническом институте (Свердловск), Ле-
нинградском институте точной механики и оптики (Ленинград),
НПО РостНИИТМ (Ростов-на-Дону) и других организациях.
ВОПРОСЫ для САМОПРОВЕРКИ
К главам 1 и 2
1. Какие листовые стали применяются для холодной листовой штамповки?
Какими группами стандартов регламентируется их качество и размеры?
2. Какие полимерные материалы (пластмассы) применяют для изготовления
штампованных деталей, их роль в машиностроении?
3. Какие существуют виды специального листового проката? Что представ-
ляют собой биметаллы, их назначение?
4. Что понимают под штампуемостью металла? Какие существуют методы ее
оценки? Для чего используют диаграммы предельных деформаций?
5. Как влияют на штампуемость металла химические элементы, величина
зерна и структурное состояние?
6. Что такое анизотропия металла, как определяют коэффициент нормальной
анизотропии R и показатель деформационного упрочнения п?
7. Какие существуют виды технологических испытаний (проб)? В чем за-
ключается испытание по Эриксену?
К главе 3
1. Какие существуют стадии процесса отрезки металла? В каком случае
зазор между ножами считается оптимальным?
2. Как изменяется значение оптимального зазора с изменением толщины
металла и его пластических свойств?
3. Какова область применения ножниц с наклонными и параллельными
ножами?
4. В чем заключается особенность отрезки на дисковых ножницах? Каково
условие захвата листа?
5. Как влияет толщина металла на условие захвата при отрезке на дисковых
ножницах?
6. Как изменяется крутящий момент при отрезке на листовых ножницах
с изменением s, оср, D и d?
7. На каких ножницах можно вырезать заготовки с криволинейным конту-
ром?
8. Какие существуют способы отрезки сортового металла и труб? Какова
область их применения?
9. Что представляет собой рабочий инструмент штампа для отрезки труб?
10. Каковы главные параметры ножниц с наклонным ножом?
К главам 4, 5 и 6
1. Если вырубленная деталь остается в матрице, а отход плотно охватывает
пуансон, что нужно сделать для того, чтобы устранить это явление?
2. В чем заключаются особенности вырубки и пробивки тонкого металла
(s 0,3 мм)?
3. Как определяются исполнительные размеры пуансонов и матриц при вы-
рубке, пробивке?
4. Как определить деформирующее усилие при вырубке и пробивке по мере
внедрения пуансона в заготовку?
293
5. Как определить усилие проталкивания и съема при вырубке и пробивке?
6. Какие существуют способы снижения деформирующего усилия при вы-
рубке и пробивке?
7. В чем заключаются особенности вырубки и пробивки неметаллических
материалов?
8. Какие существуют типы штампов для вырубки и пробивки? Какова об-
ласть их применения?
9. В чем заключается сущность чистовой вырубки и пробивки? С помощью
чего достигается чистая боковая поверхность вырубленной детали?
10. Какие существуют способы чистовой вырубки и пробивки? Какова об-
ласть их применения?
11. Что представляет собой зачистка в штампах? Какова область ее при-
менения?
12. Какие существуют виды раскроя листового материала? От каких фак-
торов зависит эффективность раскроя?
К главе 7
1. Как определяются размеры заготовки при гибке? Что такое нейтральный
слой деформаций? Как определить его положение?
2. Чему равен пластический изгибающий момент?
3. Как определить деформирующее усилие при одноугловой гибке на стадии
свободного изгиба?
4. Как определить деформирующее усилие при двухугловой гибке на ста-
дии свободного изгиба?
5. Какой принцип положен в основу определения деформирующего усилия
гибки с правкой в конце хода пресса?
6. От каких факторов зависит угол пружинения при одноугловой гибке?
Что такое оптимальный радиус гибки?
7. Как корректируют размеры инструмента для гибки с учетом упругих де-
формаций?
8. Что такое минимальный радиус изгиба? От каких факторов зависит его
значение? Как он определяется?
9. В чем сущность гибки с растяжением? Какова схема операции?
К главе 8
1. Какие существуют способы вытяжки?
2. В каких случаях вытяжка ведется с прижимом и в каких без прижима за-
готовки?
3. Где находится опасное сечение детали, получаемой вытяжкой? В связи
с чем оно является опасным?
4. Как определить толщину стенки на кромке детали, полученной вытяжкой
без утонения стенки?
5. За счет чего можно уменьшить радиальные растягивающие напряжения
при вытяжке?
6. В каком случае фланец детали, получаемой вытяжкой, считается широ-
ким?
7. Что такое фестоны? Какие причины их появления? Как получить стакан
с равномерной высотой по периметру?
8. Как определить диаметр заготовки для осесимметричной детали, получае-
мой вытяжкой?
9. Как найти форму и размеры заготовки для вытяжки низкой прямоуголь-
ной коробчатой детали?
10. Как определить число переходов при вытяжке?
11. Каким условиям должно удовлетворять усилие прижима? Как его оп-
ределить?
12. В чем особенность вытяжки деталей с широким фланцем?
13. В чем особенность вытяжки деталей в ленте? Какова область применения
этого способа вытяжки?
294
14. В чем назначение перетяжных ребер при вытяжке деталей сложной
формы?
15. В чем заключаются особенности вытяжки деталей из листовых пласт-
масс?
16. В чем особенности вытяжки с утонением стенки? Что обеспечивает высо-
кую степень деформации при вытяжке с утонением?
17. Что представляет собой комбинированная вытяжка?
К главам 9 и 10
1. От каких факторов зависит предельно возможная высота горловины,
получаемой отбортовкой?
2. Как влияет форма пуансона на усилие отбортовки?
3. Как получить высокую горловину с использованием отбортовки?
4. Что представляет собой отбортовка с утонением стенки? В чем заклю-
чаются ее преимущества и недостатки по сравнению с отбортовкой без утонения
стенки?
5. В чем сущность рельефной формовки? Какова область ее применения?
6. Какова конструкция инструмента для формоизменения кольцевых за-
готовок?
7. В чем сущность операции обжима? Исходя из каких условий можно оп-
ределить предельный коэффициент обжима?
8. Как получить высокую степень деформации при обжиме? Какова кон-
струкция закрытого штампа для обжима?
9. Какие явления ограничивают возможность раздачи с высокой степенью
деформации?
10. Какие детали можно получать сочетанием обжима и раздачи?
11. В чем конструктивная особенность штампа для раздачи с повышенной
степенью деформации?
К главам 11 и 12
1. В каких целях несколько формоизменяющих операций листовой штам-
повки объединяют в одном штампе?
2. В чем сущность дополнительного силового воздействия на заготовку
при штамповке? Что этим достигается?
3. Что дает создание неоднородного температурного поля в очаге деформации
и зоне передачи усилия при вытяжке?
4. Как можно снизить реактивные и повысить разгружающие (активные)
силы трения при вытяжке? Какие существуют способы вытяжки на этой основе?
5. Что представляет собой пульсирующая вытяжка? Какова область ее
применения?
6. В чем сущность штамповки взрывом? Какова область ее применения?
7. В чем сущность электроимпульсной штамповки? Какова область ее при-
менения?
8. В чем сущность магнитно-импульсной штамповки? Какова область ее при-
менения?
К главам 13 и 14
1. Что представляет собой система автоматизированного проектирования тех-
нологических процессов листовой штамповки (САПР ТП)?
2. Как классифицируются штампы по числу одновременно выполняемых опе-
раций за один ход пресса?
3. В какой последовательности ведется проектирование штампов?
К главе 15
1. В каком случае матрицу для вырубки устанавливают на нижней и
в каком случае на верхней плите блока штампа?
295
2. Каково соотношение сил, передаваемых вертикальными и горизонталь-
ными клипами при пробивке отверстий в клиновом штампе?
3. В чем конструктивные особенности штампов для вырубки и пробивки
неметаллических материалов (кожи, картона и др.)?
4. В чем конструктивные особенности штампов для гибки крупногабаритных
деталей из профильного металлопроката?
5. В чем заключаются конструктивные особенности штампов для вытяжки,
используемых на прессах простого и двойного действия?
6. В чем заключаются конструктивные особенности штампов для штам-
повки в ленте?
К главе 16
1. Какие детали и сборочные единицы штампов регламентированы государ-
ственными стандартами?
2. Из каких материалов изготовляют детали штампов (в том числе направ-
ляющие колонки и втулки), в чем заключается их термическая обработка?
3. Что понимают под стойкостью штампов? Какие существуют способы ее
повышения?
4. В чем заключаются основные правила выполнения сборочных чертежей
штампов?
К главам 17 и 18
1. В чем заключается проверочный расчет пуансонов (малого диаметра)
и кольцевых цельных матриц?
2. В чем заключается проверочный расчет плит штампов?
3. Что такое рабочий орган буфера штампа? Из каких материалов его из-
готовляют?
4. Что такое центр давления штампа и как его определяют?
5. Для чего нужна система автоматизированного проектирования штампов
(САПР Ш)? Какие функции она выполняет?
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Аверкиев А. Ю. Методы оценки штампуемости листового металла. М.:
Машиностроение, 1985. 176 с.
2. Аверкиев Ю. А. Холодная штамповка: Формоизменяющие операции.
Ростов н/Д, Изд-во Ростовск. гос. ун-та, 1984. 228 с.
3. Алюшин Ю. А., Шипилов А. Н., Аверкиев А. Ю. Изготовление полых обо-
лочек секционным разжимным инструментом в штампах-экспандерах//Кузнечно-
штамповочное производство. 1985. № 7. С. 19—22.
4. Бабаев Ф. В. Оптимальный раскрой материалов с помощью ЭВМ. М.:
Машиностроение, 1982. 168 с.
5. Валиев С. А. Комбинированная глубокая вытяжка листовых материалов.
М.: Машиностроение, 1973. 176 с.
6. Вытяжка с утонением стенки (расчет усилий на операциях вытяжки):
Учеб. пособие/И. П. Ренне, В. Н. Рогожин, В. П. Кузнецов и др. Тула, 1970.
141 с.
7. Григорьев Л. Л. Автоматизированное проектирование в холодной листо-
вой штамповке. Л.: Машиностроение, 1984. 280 с.
8. Зубцов М. Е. Листовая штамповка: Учебник для студентов вузов. 3-е
изд., перераб. и доп. Л.: Машиностроение, 1980. 432 с.
9. Изготовление сложных деталей/К. Н. Богоявленский Е. И. Серяков,
А. Н. Кобышев и др. Л.: Машиностроение, 1979. 216 с.
10. Катков В. Ф. Оборудование и средства автоматизации и механизации
заготовительно-штамповочных цехов: Учебник для авиационных вузов. М.:
Машиностроение, 1985, 384 с.
11. Ковка и штамповка: Справочник. В 4-х т./Ред совет: Е. И. Семенов
(пред.) и др. М.: Машиностроение. Т. 1. 1986, 568 с.; т. 4. 1987. 544 с.
12. Мельников Э. Л. Холодная штамповка днищ. 2-е изд., перераб. и доп.
М.: Машиностроение, 1986. 192 с.
13. Михаленко Ф. П. Стойкость разделительных штампов. 2-е изд., перераб.
и доп. М.: Машиностроение, 1986. 224 с.
14. Могильный Н. И. Ротационная вытяжка оболочковых деталей на стан-
ках. М.: Машиностроение, 1983. 192 с.
15. Мошнин Е. Н. Технология штамповки крупногабаритных деталей. М.:
Машиностроение, 1973. 271 с.
V 16. Попов Е. А. Основы теории листовой штамповки. 2-е изд., перераб.
и Доп. М.: Машиностроение, 1977. 278 с.
17. Прогрессивные технологические процессы холодной штамповки/
Ф. В. Гречников А. М. Дмитриев, В. Д. Кухарь и др.: Под общ. ред. А. Г. Ов-
чинникова. М.: Машиностроение, 1985. 184 с.
18. Романовский В. П. Справочник по холодной штамповке. 6-е изд., пере-
раб. и доп. Л.: Машиностроение, 1979. 520 с.
19. Силаев Е. Ф., Малков В. И., Копысов М. И. Система автоматического
проектирования технологических процессов холодной листовой штамповки//
Кузнечно-штамповочное производство. 1984. № 2. С. 17—19.
20. Скворцов Г. Д. Основы конструирования штампов для холодной штам-
повки. М.: Машиностроение, 1972. 360 с.
297
21. Степанов В. Г., Шавров И. А. Высокоэнергетические импульсные методы
обработки металлов. Л.: Машиностроение, 1975. 280 с.
22. Сторожев М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов давлением:
Учебник для вузов. 4-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1977. 423 с.
23. Теория пластических деформаций металл ов/Е. П. У иксов, У. Джонсон,
В. Л. Колмогоров и др.; Под ред. Е. П. Унксова А. Г. Овчинникова. М. Маши-
ностроение, 1983. 598 с.
24. Технологичность конструкций изделий: Справочник/Т. К- Алферова,
Ю. Д. Амиров, П. Н. Волков и др.; Под ред. Ю. Д. Амирова. М.: Машинострое-
ние, 1985. 368 с.
25. Яковлев С. П., Кухарь В. Д. Штамповка анизотропных заготовок. М.:
Машиностроение, 1986. 136 с.
26. Bogojawlenskij К* N., Neubauer A., Ris V. W. Technologic der Ferti-
gung von Leichtbauprofilen. — Leipzig: VEB Deutscher Verlag fur Grundstof-
f Industrie, 1979. 566 s.
27. Handbook of Metal Forming. Editor Kurt Lange., New York, 1985, 614 p.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
A
Анализ химический 19
Анизотропия
нормальная 22, 125
— коэффициент 22
плоскостная 22
Б
Бочкообразность 185
В
Включения неметаллические 20
Втулки 257
Вырубка
деформации 50
деформированное состояние 49
напряжения 49
неметаллических материалов 60
определение 33
размеры изделий 52
усилие 55
— формулы для расчета 59
чистовая 65
— схемы 65
Вытяжка
без прижима 118
без утонения >116
в матрице с притяжными поро-
гами 150
высоких конических деталей 151
гидромеханическая 235
деталей 114, 154
исполнительные размеры ин-
струмента 117
комбинированная 178
коэффициент 120, 140, 142,
154
— допустимый 140
многопереходная 141, 146
облицовочных панелей 166
операции 115, 174
— первая 174
— последующие 174
— определение числа 141
определение 85
основные способы 115, 116
переходы 115, 127
пульсирующая 236
предельное формоизменение 140
рабочие размеры инструмента
143
реверсивная 117
ротационная 237
степень деформации 173
---- критическая 138
---- предельная 138
с применением глубокого холода
233
с прижимом 121
силовые условия 134, 160
с утонением 116v 168
число операций 163
Высечка 34
Высота закрытая 281
Выталкиватель 275
298
I
г
Гибка
в штампах 86, 99, 106, 154
двухугловая 96, 264
длина заготовки 89
другие способы 114
зона пластической деформации 87
многопереходная 264
на машинах с поворотным столом
107
наматыванием НО
однопереходная 264
одноугловая 93
определение 84
очаг деформации 92
с продольным растяжением 107,
108
----сжатием 109
труб НО, 114
упругие деформации 97, 100, 102
усилие 100
характеристики энергосиловые 88,
91
холодная 112
Гипотеза плоских сечений 98
д
Дрессировка 15
Деформация
интенсивность 27
критическая 27
механизм 32, 65
накопленная 27
пластическая 183
— зона 129, 183
— очаг 49, 122, 155, 193
степень 125, 229
— критическая 213
— предельная 157, 186
Деформируемость технологическая 18
Диаграмма истинных напряжений 24
— предельных деформаций 28
3
Завивка 84
Заготовка
размеры 130, 171, 205, 214
листовая 91
форма 130
формоизменение 16
— интенсификация 232
— предельно возможное 229
Зазор 35, 50, 57, 66, 116, 125, 163,
165, 169, 257
— оптимальный 36
Закатка 84
Запрессовка 8
Зачистка 34, 68
— припуск 69
И
Изгиб
критический радиус ПО
минимально допустимый 103, 105 <
объемный 89
плоский 89
свободный 93
упругопластический 92
Информация входная 291
---- оперативная 250
— нормативно-справочная 250, 291
Испытания на вырубку 26
---- изгиб 25
---- пробивку 25
----растяжение 21
---- твердость 24, 25
— по Эринсону 26
— физико-химические 19
Исследования металлографические 19
К
Колонки направляющие 262
---- число 281
Коэффициент Лоде 92
— использования металла 71
— устойчивости 203
Л
Лента 6
Линейки направляющие 275
Линейки-рамки подъемные 275
Линии роторные 7, 8
— роторно-конвейерные 7, 8
Ловители 275
М
Масса пластическая 16
Материал исходный 6
— комбинированный 17
— неметаллический 116
Матрицы 62, 177, 257, 275
— исполнительный диаметр 52
— оптимальный угол наклона 172
— рабочий диаметр 62
— расчет 283
— секционные 284
— формы рабочих отверстий 63
Машины трубогибочные 11, 113
Металлы 9
— изотропные 125
— листовые 25
— упрочнение 16
Мостики 153
299
н
Надрезка 33
Номограмма для определения предель-
ных коэффициентов вытяжки и отбор-
товки 30
-------суммарного угла пружине-
ния 102
Ножи 32
— главный параметр 47
— клиновые дисковые 47
Ножницы
аллигаторные 36
вибрационные 36, 40
гильотинные 36
главные параметры 37
дисковые 36, 40, 46
— условие захвата 41
прочие виды 37, 38, 40, 44
О
Обжатие 15
Обработка магнитно-импульсная 8
Обрезка 33
Обтяжка 85, 225
Обжим
коэффициент 196
— допустимый 202, 204
— критический 204
— определение 8
— предельный 202, 203
— расчетный 205
Овальность 110
Операции листовой штамповки 8
— разделительные 8, 32
— формоизменяющие 8
— штампосборочные 8
Оправка 111, 112
Осадка 8
Отрезка 32, 48
— вторая стадия 35
— первая стадия 34
— усилие 37
Отбортовка 85, 154, 183
— коэффициент 187
----допустимый 186
— с утонением 192
— особые способы 189
П
Плиты вафельные 226
— гладкие 226
Правка 85, 94, 225, 227
Перемычка 57, 72
Пресс-автомат 65
— гибочно-штамповочный 264
— двойного действия 237
— усилие 260
Пластики волокнистые 16
Полоса 6
Полосчатость 21
Полосы скольжения 14
Полуматрица 264
Прижим 134, 135, 136, 161
Пробивка 33, 49, 5, 154
— усилие 55
Прокат листовой 9
— сортовой 9
Прокатка холодная 15
Проколка 33
Проческа 34
Противообжим 34
Пружинение 98
— отрицательное 100
Пуансон 53, 63, 184, 275
— расчет 281
Пуансонодержатель 275
Р
Раздача 85, 207, 228
— коэффициент 207, 209
----допустимый 214
----предельный 212
Разрезка 32, 42
— продольная 45
— труб большого диаметра 47
Раскатка торцовая 238
Раскрой безотходный 73
— коэффициент 71
— малоотходный 73
— многорядный 74
— наклонный 79
— параллельный 74
у— шахматный 74, 76
Растрескивание коррозионное 16
Ребро клиновидное 66
— перетяжное 163, 165
Рулон 6
С
Сварка холодная 8
Свертка 174
Сетки делительные 27
Системы технологические гибкие 7
Скалывание 35
Складкообразование ПО, 113, 153
Сплавы
алюминиевые 10
магниевые 10
титановые 10
Стали 9, 14
Старение деформационное 14
Стойкость инструмента 64, 278
Т
Теорема о разгрузке 98
Термопластики 16
300
Упоры пружинящие подъемные 275
Усилие деформирующее 88, 115, 134,
172, 229
— проталкивания 55
Условие втягивания заготовки в ма-
трицу 123
— текучести Мизиса—Хилла 140
Установка вакуум-формовочная 179
Устройства буферные 286
Утонение 112
Утяжка 264
Ф
Фестоны 131, 205
Формовка 216
— деформирующее усилие 218
— жидкой средой 220
— полусферическим пуансоном 218
— рельефная 85
— эластичной средой 220
Формоизменение допустимое 18
— интенсификация 228
Ш
Штамп
блок 275
виды 61, 238, 243, 272
детали 275, 281
классификация 255
конструкция 265, 267, 269
пакет 275
последовательного действия 254,
257, 263, 268
по операциям 47, 49, 65, 115,
187, 206, 215, 226, 257, 261, 268,
271, 273
проектирование 255, 290
простого действия 254, 257, 263,
268
расчет 284
сборочный чертеж 279
совмещенного действия 255, 263,
267, 271
стойкость 278
универсальные 255
Штамповка листовая 6, 7, 9
— виды 62, 153, 220, 232, 238,
241
— операции 61
— переходы 61
Штампуемость 18, 22
— оценка 18
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Основные принятые обозначения ...................................... 5
Введение............................................................ 6
Раздел I. Технологическая характеристика материалов
для листовой штамповки, оценка штампуе-
мости .............................................................. 9
Глава 1. Материалы для листовой штамповки........................... 9
1.1. Листовой и рулонный прокат............................... 9
1.2. Изменение свойств листовой стали в процессе штамповки и
с течением времени .......................................... 14
1.3. Неметаллические материалы .............................. 16
Глава 2. Оценка штампуемости листового проката..................... 17
2.1. Физико-химические исследования.......................... 19
2.2. Механические испытания.................................. 21
2.3. Технологические испытания (пробы)....................... 25
Раздел II. Разделительные операции листовой штам-
повки ............................................................. 32
Глава 3. Отрезка листового проката и труб.......................... 32
3.1. Механизм деформирования, оптимальный зазор.......... 32
3.2. Отрезка на ножницах с возвратно-поступательным движе-
нием ножей.............................................. 36
3.3. Отрезка на ножницах с вращательным движением ножей ... 40
3.4. Разрезка труб в штампах ................................ 47
Глава 4. Вырубка и пробивка ....................................... 49
4.1. Влияние зазора на значение и знак упругих деформаций ... 49
4.2. Рабочие (исполнительные) размеры пуансонов и матриц... 52
4.3. Энергосиловые характеристики процесса............... 55
4.4. Способы уменьшения деформирующего усилия............ 58
4.5. Особенности вырубки и пробивки неметаллических материа-
лов ......................................................... 60
4.6. Последовательная и совмещенная (комбинированная) штам-
повка ....................................................... 61
4.7. Матрицы и пуансоны...................................... 62
Глава 5. Чистовая вырубка и пробивка, зачистка в штампах........... 64
5.1. Чистовая вырубка и пробивка ............................ 64
5.2. Зачистка ............................................... 68
Глава 6. Раскрой листового проката................................. 70
6.1. Показатели эффективности раскроя........................ 70
302
6.2. Типы раскроя листового проката, область их применения ... 72
6.3. Выбор вида раскроя листового проката..................... 74
6.4. Оптимизация раскроя с помощью ЭВМ....................... 78
Раздел III. Формоизменяющие операции листовой
штамповки ......................................................... 84
Глава 7. Гибка..................................................... 86
7.1. Стадии гибки, распределение деформаций и напряжений по
толщине заготовки............................................. 86
7.2. Размеры заготовки........................................ 89
7.3. Энергосиловые характеристики............................. 91
7.4. Упругие деформации при гибке, способы их уменьшения ... 97
7.5. Минимально допустимый радиус изгиба................. 103
7.6. Гибка профилей и труб .................................. 106
Глава 8. Вытяжка.................................................. 114
8.1. Способы вытяжки ........................................ 114
8.2. Вытяжка без прижима заготовки .......................... 118
8.3. Вытяжка с прижимом заготовки ........................... 121
8.4. Технологические расчеты................................. 130
8.5. Вытяжка осесимметричных деталей, отличающихся от ци-
линдрических ............................................... 146
8.6. Многопереходная вытяжка деталей в ленте................. 153
8.7. Вытяжка деталей коробчатой формы........................ 155
8.8. Особенности вытяжки автокузовных облицовочных дета-
лей ........................................................ 166
8.9. Вытяжка цилиндрических деталей с утонением стенки ... 168
8.10. Вытяжка деталей из пластмасс ....................... 179
8.11. Смазочно-охлаждающие технологические средства, применяе-
мые при вытяжке.............................................. 181
Глава 9. Отбортовка, обжим, раздача............................... 183
9.1. Отбортовка отверстий ................................... 183
9.2. Обжим пустотелых цилиндрических заготовок............... 196
9.3. Раздача пустотелых цилиндрических заготовок............. 207
Глава 10. Формовка, правка ....................................... 216
10.1. Рельефная формовка листовых заготовок.................. 216
10.2. Формоизменение кольцевых заготовок секционными разжим-
ными пуансонами ............................................ 221
10.3. Правка плоских и тороидных поверхностей.............. 225
Глава 11. Способы интенсификации формоизменения заготовок. . . . 228
11.1. Совмещение нескольких формоизменяющих операций в од-
ном штампе................................................. 228
11.2. Дополнительное силовое воздействие на заготовку...... 230
11.3. Создание неоднородного температурного поля в очаге дефор-
мации и в зоне передачи усилия.............................. 232
11.4. Снижение реактивных и повышение разгружающих сил тре-
ния при вытяжке............................................. 234
11.5. Пульсирующая вытяжка ................................ 236
11.6. Локализация очага деформации ........................ 237
Глава 12. Импульсные виды листовой штамповки..................... 238
12.1. Штамповка взрывом.................................... 238
12.2. Электрогидроимпульсная штамповка..................... 241
12.3. Штамповка импульсом магнитного поля.................. 243
Глава 13. Элементы системы автоматизированного- проектирования
технологических процессов листовой штамповки
(САПР ТП) ....................................................... 246
303
Раздел IVe Штампы для листовой штамповки, расчет и
проектирование .......................... 254
Глава 14. Классификация и методика проектирования штампов ... . . 254
14.1. Классификация штампов ................................ 254
14.2. Методика проектирования штампов ...................... 255
Глава 15. Типовые конструкции штампов для основных разделительных
и формоизменяющих операций листовой штамповки............... 256
15.1. Штампы для вырубки и пробивки......................... 256
15.2. Штампы для чистовой вырубки, пробивки и зачистки .... 261
15.3. Штампы для гибки...................................... 263
15.4. Штампы для вытяжки и комбинированные штампы.... 268
Глава 16. Типовые детали и сборочные единицы штампов.............. 275
16.1. Детали штампов ....................................... 275
16.2. Материалы и термическая обработка рабочих деталей штам-
пов ........................................................ 276
16.3. Стойкость рабочих деталей штампов..................... 278
16.4. Основные правила выполнения сборочных чертежей штам-
пов ................................................. . 279
Глава 17. Элементы расчета деталей штампов на прочность и устойчи-
вость ............................................................ 281
17.1. Расчет пуансонов...................................... 281
17.2. Расчет матриц ........................................ 283
17.3. Расчет плит штампов................................... 284
17.4. Расчет буферных устройств (буферов)................... 286
17.5. Определение центра давления штампа.................... 289
Глава 18. Общие сведения о системе автоматизированного проектирова-
ния штампов....................................................... 290
Вопросы для самопроверки.......................................... 293
Список литературы................................................. 297
Предметный указатель.............................................. 298
УЧЕБНОЕ ИЗДАНИЕ
Аверкиев Юрий Александрович, Аверкиев Александр Юрьевич
ТЕХНОЛОГИЯ ХОЛОДНОЙ ШТАМПОВКИ
Редактор И, В. Доброгорский
Художественный редактор А. С. Вершинкин
Технический редактор И. В. Малые
Корректоры: И. М. Борейша, Н.
ИБ № 5647
Сдано в набор 22.08.88. Подписано в печать 14.12.88. Т-22159. Формат 60Х901/1в.
Бумага офсетная № 2. Гарнитура литературная. Печать офсетная. Усл. печ. л. 19,0
Усл. кр.-отт. 19,0. Уч.-изд. л. 20,67. Тираж 17 800 экз. Заказ 546. Цена 1 р.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение»,
107076, Москва, Стромынский пер. 4
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.