Файл: Валиев, С. А. Комбинированная глубокая вытяжка листовых материалов.pdf

приравняв

к нулю

производную

н а п р я ж е н и я

по углу

da

=

0:

2

И м — (r i„ +

Им) In

l n - 4 - J

( П 5 )

П р и

|д.м = М-п= М- з т а

формула

совпадает с формулой

Е. А. Попова

д л я

утла

матрицы

при протяжке [36].

Д л я

получения изделий с равномерными свойствами

по

тол­

щине стенки И. П. Ренне

и др . рекомендуют

выбирать

при

про­

т я ж к е

угол

матрицы

иа

основе

теории

линий

скольжения

по

соотношению [33]

1 — ms

,

a<arcsin

с-.

(116)

2m,

И з

табл . 22, где

приведены

расчеты

по

ф о р м у л а м

(115)

и (116)

и

результаты

экспериментов

З и б е л я

и

Вайсса,

видно,

что

дл я рассмотренного

выше

примера со степенью

деформации

Т а б л и ц а

22

Оптимальные

углы матрицы

при протяжке

( «опт)

Степень деформации

ф п >

%

»1м

20

30

40

50

60

Данные

0,016

0,066

7,4

10,7

15,0

19,4

25,5

Э.

Зибеля

7,2

12,3

19,5

30

48,5

И. П.

Ренне

0,04

0,04

6,8

7,8

8,1

7,6

4,5

Е. А.

Попова

0,05

0,07

7,3

8,3

8

6,2

5

С. А.

Валиева

•фп = 60%

оптимальный

угол

матрицы, рассчитанный

на

основе

растягивающих

напряжений

в

выходном

сечении

стенки,

равен

а = 5°, а

полученный

Зибелем

на основе усилий вытяжки

а ~ 2 5 ° .

Р а з р у ш е н и е

стенки

п о л у ф а б р и к а т а

при

а = 25°

подтверждает

наши

рассуждения

о

неправомерности

выбора

оптимального

угла матрицы при протяжке по минимальному

усилию.

Расчеты

по

формуле

(116)

д л я

указанной

степени

деформа ­

ции

дают

нереальный

результат

( а ~ 4 8 ° ) . П р и м а л ы х

утонениях

результаты

расчетов

по

этой

формуле

совпадают

с

данными

З и б е л я

и

Вайсса.

Д л я

некоторых

деталей

в а ж н о сохранить

толщину

дна

близ­

кой

к

толщине

исходной

заготовки.

Минимальное

растяжение

донной

части при п р о т я ж к е

обеспечивают

м а л ы е

углы

матрицы

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

при про­

т я ж к е

с а = 20° [41].

радиус кромки

пуансона Rn = (0,3ч-0,33)

dn.

Ввиду

того,

что при в ы т я ж к е

без утонения

схема

напряжен ­

ного

состояния

не позволяет получать весьма м а л ы е радиусы у

дна

детали, в

технологический процесс

вводят

дополнительную

операцию

калибровки радиуса.

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

матрице

без с к л а д к о д е р ж а т е л я

показали, что

можно

получать

и сферическую

форму дна, и переход диа в стенку

практически

без скругления (см. рис. 14).

С учетом описанного в гл. I суммарного

эффекта

повыше­

ния

прочности

стенки после

начала комбинированного

процесса

для

пластичных материалов

при

этой

схеме можно

рекомендо­

вать Ru

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

Однако

такой

радиус кромки

можно

назначать лишь на

последнем переходе

вытяжки, если

он тре­

буется

по чертежу

изделия.

Д л я

промежуточных

переходов

изгиб материала

вокруг

управления

распределением

толщины

материала

на

закругле ­

нии

у дна заготовки — стакана . Чем

больший объем м а т е р и а л а

дна,

прилегающего

к

стенке,

будет

равномерно

растянут

(на

участке

тем

благоприятнее будут

пачаль -

ные

условия

комбинированной вытяжки на

последующем

пере­

ходе. Однако приближаться к сферической

форме

торца

пуан­

сона не следует, так как снижается устойчивость

заготовки на

конической матрице и распределение толщины в

донной

части

стакана не является

благоприятным .

Исходя из изложенного, радиус кромки пуансона при много­

переходной технологии комбинированной в ы т я ж к и

можно

вы­

числить по формулам

(рис.

6 3 , а ) :

при

tnd.+i

< 0,7

1,5

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

(117)

при

=

dt — dc+\

= ^

( l

-

^ . +

1 >

(118)

При trid.+1

= 0 , 5 5 ч - 0,65,

характерных

для

нового

метода

ком­

а — цилиндр

с радиальной кромкой;

б — гиперболический

профиль

(Л — полуось

гиперболы,

равная

радиусу кривизны)

П ри

обычно рекомендуемых

коэффициентах я ^ £ + 1

= 0,7 -ь 0,8,

по формуле (118)

R„. =

(0,2 -ь 0,3)

d{.

П р и

таких

радиусах

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

стков составляет 10—15% толщины и охватывает

значительную

часть дна. Это несколько

снижает

пик усилия в

начале

после­

дующей

в ы т я ж к и по комбинированной схеме.

Д л я

предотвращения

соскальзывания заготовки

при

в ы т я ж ­

ке на конической матрице торец

пуансона

следует

выполнять

шероховатым

(класс чистоты ~ 4 ) , если нет возможности уста­

навливать небольшой керн-ловитель по центру.

Д л я

облегчения съема

изделия

пуансон

необходимо

выпол­

помощью пуансона, рабочая часть которого выполнена

враще ­

нием

вокруг

вертикальной

оси ветви

равнобочной гиперболы с

полуосью, равной

10—20%

диаметра пуансона

и с одной

асимп­

тотой, параллельной

оси в р а щ е н и я

(рис. 63,6").

Гиперболический

профиль

вытяжного

пуансона облегчает

перераспределение

металла

в

донной

части

заготовки;

кроме

того,

будучи

продолженным вверх

по пуансону, он способствует

более

легкому съему

вытянутого

изделия

по

сравнению с ци­

линдрическим профилем. В зависимости от специфики

изделия

вертикальный

конец

ветви

гиперболы

можно

плавно

сопрячь

рывное

приближение

гиперболического

профиля к

асимптоте

излишне

увеличивает

утонение верхнего

к р а я стенки

полуфаб -

р и к а т а . Этот переход профиля пуансона

в цилиндрический целе­

сообразно

производить

на расстоянии не менее 2—3

радиусов

кривизны

от торца пуансона.

П л а в н ы й ход кривой

профиля вверх

от кромки

пуансона со­

ответствует постепенному переходу

толщины

дна

к

утоненной

стенке, что, в свою очередь, определяет

более

плавный

харак ­

тер кривой усилия без

резких переходов. Это

благоприятно от­

р а ж а е т с я

на работе пресса и на прочности вытягиваемой

стенки.

Описанные матрицы

и пуансоны

с расчетными

п а р а м е т р а м и

профиля

обеспечивают

значительно

большие

степени

в ы т я ж к и

мендуемыми дл я конических

матриц . Об этом свидетельствуют

коэффициенты в ы т я ж к и mdl=0,38

0,425, полученные в л а б о р а ­

торных

и заводских

условиях

на описанных матрицах

при вы­

т я ж к е

со с к л а д к о д е р ж а т е л е м

и

без

с к л а д к о д е р ж а т е л я .

Комбинированная

в ы т я ж к а

на

таких ш т а м п а х

позволяет

мациями как по диаметру,

так и по толщине заготовки.

2. РАСЧЕТ

ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ

ПАРАМЕТРОВ

РАБОЧИХ

ЧАСТЕЙ

ШТАМПОВ ДЛЯ

НОВОГО

МЕТОДА

ВЫТЯЖКИ

КОРОБЧАТЫХ

ДЕТАЛЕЙ

Характеристика

существующих

конструкций штампов для

коробчатых

деталей. К а к у ж е отмечалось,

существенным недо­

статком традиционного процесса

вытяжки

являются неравно­

деталей является

несовершенная

геометрия

вытяжного

инстру­

мента.

Общепринятой

формой

матрицы

дл я первой

в ы т я ж к и

короб­

чатых изделий

является

матрица

с

радиальной входной

кром­

кой [43]. Н а такой матрице в ы т я ж к а ведется,

как правило,

со

с к л а д к о д е р ж а т е л е м .

Существенным

недостатком радиальной

формы

кромки

мат­

риц дл я первых и последующих переходов является

расположе ­

ние вытяжной

кромки в одной плоскости, что приводит к одно­

временной деформации

заготовки

сразу

по

всему

сложному

контуру, вследствие чего перегружаются наиболее

нагруженные

угловые участки. При одновременном втягивании

заготовки в

рабочий поясок матрицы сразу по всему контуру

усилие

резко

повышается, ограничивая степень вытяжки .

П р и в ы т я ж к е на радиальной матрице со

с к л а д к о д е р ж а т е л е м

заготовка, н а х о д я щ а я с я

под давлением прижима,

перегибается

через заходную кромку матрицы, испытывая на прямых

сторо­

нах изгиб с растяжением,

а на угловых участках

сложный

из-