У вступі наведено загальну характеристику роботи, обґрунтовано актуальність теми дисертації, сформульовані мета та задачі дослідження, визначено наукову новизну і практичне значення отриманих результатів.

У першому розділі наведено аналіз сучасного стану теорії і технології витягування, витягування зі стоншенням стінки та комбінованого витягування циліндричних напівфабрикатів з листового матеріалу.

Показано, що, поряд з розробкою нових способів деформування, удосконалення методів теоретичного аналізу і комп'ютерне математичне моделювання є ефективними шляхами інтенсифікації процесів витягування, котрі забезпечують результат без капітальних витрат на обладнання й оснащення, а також значно прискорюють підготовку виробництва.

Значний вклад у розвиток теорії витягування без стоншення і зі стоншенням стінки та їхнє застосування в промисловості внесли Ю.О. Аверкієв, О.Ю. Аверкієв, С.І. Вдовін, С.І. Губкін, В.Д. Головльов, В.О. Євстратов, В.О. Жарков, Г. Закс, О.М. Малов, І.А. Норіцин, А.Г. Овчинніков, Є.О. Попов, В.І. Стеблюк, Л.А. Шофман, Р. Хілл, С.П. Яковлєв та ін.

Питання теорії і технології комбінованого витягування розглянуті в роботах У. Баудера, С.А. Валієва, Г. Закса, Е. Зібеля, І.П. Обозова, В. Селліна, С.С. Яковлєва та інших. Рекомендації щодо виготовлення порожнистих циліндричних виробів з ізотропного матеріалу комбінованим витягуванням найбільш повно відбиті в роботах С.А. Валієва.

Однак ряд важливих питань, пов'язаних з проектуванням технологічних процесів комбінованим витягуванням циліндричних виробів і відшуканням раціональних умов ведення цих процесів, не вирішений. Розрахунок параметрів технології витягування здійснюється без урахування дійсних значень товщини і напруги плинності матеріалу на вході у вогнище деформації стоншення і реального зміцнення в самому вогнищі деформації стоншення.

На підставі аналітичного огляду встановлено, що для удосконалення складних немонотонних процесів комбінованого витягування необхідне створення сучасних математичних моделей формозміни, що дозволяють враховувати вплив зазначених параметрів і оперативно виконувати різноманітні технологічні розрахунки.

В другому розділі обґрунтовано вибір напрямку удосконалення і методики теоретичних і експериментальних досліджень процесів комбінованого витягування порожнистих циліндричних деталей з листових матеріалів.

Як напрямок удосконалення процесів витягування обрано створення методики багатоваріантного комп'ютерного проектування операцій штампування порожнистих циліндрів, в основу якої покладено математичні моделі для поетапного та поелементного моделювання напружено-деформованого стану металу деформуємої заготовки, що враховує основні технологічні й експлуатаційні особливості деталей, що штампуються, а також впливу різних факторів, котрі визначають багатоманітність можливих варіантів технології.

Для теоретичного аналізу обрано метод спільного розв'язку рівнянь рівноваги і пластичності та метод балансу робіт.

В основу експериментальних досліджень покладено методи тензометрії для виміру деформуючих зусиль, метод координатної сітки для визначення деформованого стану і метод виміру твердості для визначення міцнісних властивостей деталей.

Третій розділ присвячений теоретичному аналізу напружено-деформованого стану (НДС) металу при витягуванні зі стоншенням стінки. Отримано уточнений аналітичний розв'язок задачі обчислення компонентів НДС, що дозволяє враховувати перемінну товщину стінки і механічні властивості металу заготовки, а також зміну властивостей у процесі деформації стоншення за рахунок зміцнення.

Математичне моделювання будується на основі розбивки процесу на велику кількість етапів і завдання малого переміщення ходу пуансона. Для кожного етапу деформування за дійсним значенням товщини стінки та властивостей розраховуються компоненти НДС та необхідні параметри операції.

У теоретичному аналізі НДС розглядається загальний випадок витягування через конічну матрицю, що враховує всі характерні елементи силового впливу на деформуємий метал. У вогнищі деформації поряд зі стоншенням стінки відбувається деформація зсуву на верхній і нижній його границях. На верхній границі вогнища деформації діє осьова нормальна напруга , створювана за рахунок протинатягу в результаті деформації заготовки на площині фланця і радіусній кромці матриці та (або) тертя на поверхні пуансона в проміжку між матрицями при витягуванні через кілька матриць.

Вважається, що плин металу радіальний, і метал у вогнищі деформації знаходиться в умовах плоского деформованого стану. Складові радіальної напруги від пластичної деформації стоншення і зсув на границях вогнища деформації визначені відповідно інженерним методом та методом балансу робіт. При цьому зміцнення металу у вогнищі деформації враховується з використанням закону у виді

, (1)

де E і m - коефіцієнти, постійні за довжиною вогнища деформації, обчислюються з використанням кривої зміцнення

; . (2)

Тут , A, n - коефіцієнти апроксимації кривої зміцнення; і - сумарні ступені деформації на етапах обробки; ; і - товщини стінки до та після деформації.

Повне зусилля витягування визначається сумою двох складових:

, (3)

де Р₁ - тягнуче зусилля; - зусилля, перенесене пуансоном через наявність тертя між пуансоном та заготовкою.

Аналіз результатів розрахунку показав, що напруга на виході з матриці і зусилля витягування, обчислені за отриманими формулами (3) і (5) з урахуванням реального зміцнення металу, на 6 - 8 % менше, ніж за формулами інших авторів, що враховують зміцнення прийняттям у розрахунок середнього значення напруги плинності матеріалу у вогнищі деформації.

Підтверджено істотний вплив співвідношення коефіцієнтів тертя на поверхнях матриці і пуансона на характер залежностей , . Якщо , то криві мають екстремум при визначеному куті матриці, значення якого багато авторів вважають оптимальним. При характер зазначених залежностей якісно змінюється. Зі зменшенням має місце монотонне зниження і ріст тим сильніше, чим більше різниця між і . Для таких умов витягування варто вважати раціональними кути схилу матриці мінімально можливі, при яких забезпечується задовільна стійкість інструмента та не відбувається спотворення форми дна напівфабрикату.

Для послідовного й одночасного витягування через кілька матриць отримано формули для і з використанням виразів (3) і (5) підставкою в них відповідних значень та доданням у (4) відповідних , що представляють результат тертя заготовки по пуансону в проміжку між матрицями. Для одночасного витягування представляє розтягальну напругу на виході з попередньої матриці.

Аналіз одержаних формул показав, що застосування послідовного й одночасного витягування через кілька матриць підвищує сумарний граничний ступінь деформації за рахунок корисної дії сил тертя на поверхні пуансона в проміжках між матрицями чи вище матриці при послідовному витягуванні. Ефект підвищення штампування залежить від співвідношення між і та . При одночасному витягуванні він знижується зі зменшенням і зі збільшенням . При визначених значеннях цих параметрів зазначений ефект може бути негативним.

Перевірка виведених формул для зусиль виконувалася шляхом порівняння розрахункових значень з експериментальними даними, отриманими І.П. Ренне; розбіжність розрахункових значень для кутів схилу матриці не перевищує 9,4 %.

Виконаний теоретичний аналіз витягування зі стоншенням відноситься до процесів деформації, за яких у вогнище деформації надходить заготовка з перемінною товщиною стінки та механічних властивостей, що обумовлює розгляд їх як нестаціонарних. У цьому випадку методика математичного моделювання будується на основі розбивки процесу на велике число етапів, і завдання малого збільшення ходу пуансона для кожного етапу деформування за дійсним значенням товщини стінки та властивостей розраховуються компоненти НДС і визначається можливість руйнування. Якщо руйнування можливе, то у вихідні дані вносяться змінені параметри, котрі полегшують процес, і моделювання продовжується до одержання умов витягування без руйнування.

У четвертому розділі проведено теоретичний аналіз напружено-деформованого стану металу в процесі комбінованого витягування порожнистих циліндрів з листової заготовки в радіальній матриці на першому і наступних переходах через одну та дві матриці. При цьому була розроблена математична модель процесу деформування, що дозволяє врахувати зміну товщини і механічних властивостей в елементах деформуємої заготовки.

Аналіз і математичне моделювання нестаціонарного процесу комбінованого витягування виконано із представленням формозміни у виді послідовних етапів із заданим малим збільшенням ходу пуансона, що дозволило врахувати реальний характер зміни граничних умов.

У першому переході комбінованого витягування виділяється чотири стадії. На першій стадії деформується кільцева непритиснута частина заготовки шляхом просторового вигину з розтяганням металу навколо кромок пуансона і матриці, при цьому частково втягується і деформується фланець. В другій стадії деформується фланець і відбувається втягування металу в зазор між пуансоном і матрицею, а також оформлення вогнища деформації стоншення. Третя стадія представляє усталений процес комбінованого витягування, що включає деформацію фланця й стоншення утягненої в матрицю частини заготовки. На четвертій стадії втягується і деформується крайова частина заготовки без притиску, що потім стоншується. Розрахункова схема комбінованого витягування наведена на рис.1.

Аналіз деформування кільцевої непритиснутої частини заготовки і фланця виконано з використанням методики, запропонованої В.А. Жарковим. Для кожної стадії визначається за умовою сталості об'єму площа , що на j - тім етапі повинна бути утягнена з фланця з урахуванням зміни товщини. За величиною обчислюється вектор збільшення переміщення часток заготовки на внутрішньому контурі фланця радіусом за виразом.

Радіальну та тангенціальну напруги у фланці в полярній системі координат визначено за залежностями, отриманими В.В. Соколовським, котрі задовольняють умові пластичності Мізеса

; , (4)

де ; - шукана функція; - напруга плинності матеріалу.

Далі в рівняння зв'язку напруг та приросту деформацій підставлено (7), і приріст деформацій у виді

; . (5)

Інтегрування отриманого диференціального рівняння з використанням граничної умови: при , дає вираз для приросту переміщення в будь-якій точці фланця.

Визначивши за (10) після кожного етапу витягування, знаходиться новий радіус i-того контуру фланця

. (6)

Збільшення деформацій і обчислюються за формулами (9) і (10), а величину приросту деформації , зв'язану зі зміною товщини заготовки, визначають з умови нестисливості . Накопичені деформації точки фланця на j-тім етапі визначають за виразом , а товщину заготовки в цій точці знаходять за величиною накопиченої деформації

. (7)

Для оцінки зміцнення використовується крива зміцнення у виді , де - відносна деформація, виражена у відсотках ; A і n - постійні.

Отримано формули для розтягуючої напруги у небезпечному перерізі в першій стадії (на границі контакту заготовки з пуансоном) і на верхній границі вогнища деформації стоншення для другої і третьої стадій. У них враховано вплив вигину на округлених кромках матриці і пуансона, впливу тертя від дії притиску та на радіусній кромці матриці здійснений за роботами Є.О. Попова та Л.А. Шофмана.

На четвертій стадії розтягуюча напруга на верхній границі вогнища деформації стоншення плавно зменшується від величини наприкінці третьої стадії до нуля, майже за лінійною залежністю. Отримано формули для обчислення , деформацій та напруг плинності металу заготовки на четвертій стадії.

Розтягуюча напруга на виході з матриці та зусилля комбінованого витягування для другої і третьої стадій обчислюються за формулами (3) і (5) з підстановкою в них значень за (14), а для четвертої стадії обчислене як напруга, що монотонно знижуюється до нуля від початку четвертої стадії - до кінця процесу. При цьому у виразах (3) та (5) представляє кут нахилу твірної умовної конічної поверхні, що заміняє тороідальну контактну поверхню матриці.

Умова витягування без руйнування визначається показником завантаження операції , де - розтягуюча напруга у небезпечному перерізі (перетин, що проходить через точку М для першої стадії і перетин на виході з матриці для інших стадій; - напруга плинності металу в небезпечному перерізі на даному етапі витягування.

Виконано аналіз комбінованого витягування через дві матриці. Вираз для розтягуючої напруги на виході з другої матриці отримано з використанням (3) з підстановкою в нього в якості значення розтягуючої напруги комбінованого витягування на виході з першої матриці. Зусилля витягування через дві матриці визначено аналогічно (5), але як сума трьох складових , де - тягнуче зусилля; - зусилля, перенесене пуансоном у зв'язку з наявністю тертя між пуансоном і заготовкою у вогнищах деформації стоншення першої і другої матриць; - те ж, що і, але в проміжку між матрицями.

Зусилля витягування для першої стадії обчислюється за виразом

. (8)

Розглянуто процес деформування комбінованим витягуванням на наступному переході в радіусній матриці порожньої циліндричної заготовки зі стоншенною стінкою, отриманою комбінованим витягуванням. Для цього випадку задача по визначенню НДС матеріалу зводиться до розглянутого вище розв'язку для першої операції витягування з порожньої заготовки з тією відмінністю, що на зовнішньому контурі плоского фланця прикладено додаткову розтягуючу напругу від вигину і випрямлення стінки циліндричної частини напівфабрикату при його переході на площину матриці, що знайдена за роботами Є.О. Попова. На наступному переході комбінованого витягування найбільш напруженими є етапи деформування донної частини заготовки, що має первісну товщину. Тому максимум розтягуючої напруги на виході з матриці, зусилля і показника завантаження операції мають місце на цих початкових етапах витягування.

На основі отриманих теоретичних рішень для НДС металу при комбінованому витягуванні розроблено алгоритм чисельного математичного моделювання операцій витягування порожнистих циліндрів із плоскої та порожнистої заготовки через одну та дві матриці.

Методика чисельного математичного моделювання полягає в наступному: весь процес формозміни розбивається на велику кількість етапів і задається мале збільшення ходу пуансона; з урахуванням НДС та зміни товщини заготовки розраховують об'єм матеріалу, що на даному етапі повинен бути втягнутий із фланця; визначають приріст переміщень часток заготовки на контурах кінцевої безлічі елементарних кілець, на які попередньо розбивається фланець рівновіддаленими круговими перетинами; обчислюють компоненти НДС заготовки у фланці на контурах елементарних кілець, на радіусній кромці матриці та у вогнищі деформації стоншення і необхідні параметри процесу з урахуванням зміцнення, зміни товщини, сил тертя; визначають можливість руйнування заготовки на кожному етапі; розраховують нові змінені радіуси контурів, не утягнених у матрицю елементарних кілець фланця; задають наступне збільшення ходу пуансона, і всі описані стадії моделювання повторюють до моменту виходу краю виробу з зазору між пуансоном і матрицею.

Якщо на якомусь етапі витяжки , то можливе руйнування заготовки. Тоді у вихідні дані вносяться змінені параметри виконання операції, які полегшують процес деформування або застосовується витягування через дві матриці. Якщо ці зміни не дають необхідного зниження , то проектується багатоопераційний процес.

Алгоритм і складена на його основі комп'ютерна програма передбачає можливість виводу результатів у виді графіків зміни параметрів НДС металу заготовки, зусилля та за ходом пуансона, що істотно полегшує вибір напрямку зміни вихідних даних для синтезування варіантів технології і вибір раціонального процесу.

Виконано обчислювальні експерименти з визначення параметрів НДС заготовки, зусиль, показника завантаження операції і граничних деформацій, які показали, що розподіл розрахункових напруг і деформацій у фланці на першому переході витягування відповідає відомим розподілам з теорії листового штампування. Значення радіуса нейтральної окружності у фланці отримано рівним , що відповідає теоретичному значенню , визначеному з використанням умови пластичності Мізеса.

Аналіз розрахункових розподілів для різних можливих граничних умов деформування, обумовлених сполученням коефіцієнта витяжки і коефіцієнта стоншення показав, що тільки дані розподіли можуть бути критеріями для встановлення характеру можливого руйнування та моменту його виникнення.

Показано, що при комбінованому витягуванні руйнування заготовки може мати місце в будь-який момент формозміни, починаючи з моменту формування вогнища деформації стоншення і закінчуючи четвертою стадією. При цьому зі збільшенням деформації стоншення місце руйнування зміщається від придонної частини стінки до відкритого торця циліндра.

За даними обчислювальних експериментів отримано залежність граничного коефіцієнта стоншення від коефіцієнта витягування для комбінованого витягування заготовок з відносною товщиною . Залежність апроксимована квадратичним поліномом . Вона може бути використана для призначення і для побудови технології в першому наближенні.

У п'ятому розділі приводяться результати експериментальних досліджень деформованого стану, зусиль і механічних властивостей виробів при комбінованому витягуванні. Експерименти проводилися з використанням спеціальної виготовленої установки, призначеної для дослідження процесів витягування, що монтувалася на гідравлічному пресі простої дії зусиллям 630 кН.

Вихідні заготовки діаметром 194 мм виготовлялися з холоднокатаної сталі 08кп номінальною товщиною 1,0 мм. Внутрішній діаметр штампованої деталі 92,3 мм, товщина стінки 0,6 мм. Радіуси скруглення кромки матриці 10 мм, пуансона 5 мм. Зусилля притиску приймалося рівним 3,6 кН. Механічні властивості металу після комбінованого витягування вивчалися на зразках, вирізаних зі стінки деталей дослідної партії циліндрів, відштампованих комбінованим витягуванням з листової сталі 35 товщиною 8 мм. Як технологічне змащення використовували обмилене цинко-фосфатне покриття поверхні заготовки.

Аналіз результатів дослідження показав достатній ступінь адекватності отриманих математичних моделей НДС металу заготовки при чисельній їхній реалізації. Максимальні відхилення результатів експериментальних і теоретичних досліджень у розглянутих випадках становили: для зусилля деформування + 12, - 7 %; для деформацій у трьох взаємно перпендикулярних напрямках і інтенсивності деформації стінки не більш + 9, - 10 %; для товщини стінки витягнутого виробу + 11, - 5 %; для значень напруги плинності металу стінки + 10, - 8 %.

У шостому розділі на підставі проведених теоретичних, експериментальних досліджень і моделювання комбінованого витягування, а також з огляду на досвід підприємств з використання процесів витягування, розроблено рекомендації з проектування технологічних процесів штампування порожнистих циліндрів на основі комбінованого витягування. Рекомендації містять основні відомості про порядок розробки раціональних технологічних процесів з використанням розроблених математичних моделей.

Проектування технології передбачає спочатку розрахунок її параметрів у першому наближенні, що включає побудову переходів на основі рекомендацій довідкової літератури з граничного деформування, а потім математичне моделювання операцій з визначенням параметрів НДС заготовки і показника завантаження їх на етапах витягування, варіювання параметрів технології з урахуванням отриманих у роботі результатів та вибір найкращого варіанта. Приводиться узагальнена методика розрахунку технологічних параметрів на основі даних довідкової літератури з побудовою рівнонавантажених витяжних переходів.

Результати досліджень, методика, алгоритм і програма поетапного і поелементного математичного моделювання і рекомендації з проектування технології були використані для розробки нового технологічного процесу штампування циліндрів приводу засувки УФ-13005-050-А із листової сталі 35. Штампування дослідної партії циліндрів і їхнє випробування на підприємстві ТОВ "ТЕКО", м. Луганськ, показали ефективність нової технології, що дає можливість досягати зниження витрат на матеріал до 15 %, обумовлене заміною трубної заготовки на листову; зменшення трудомісткості виготовлення до 20 %, підвищення якості і товарного виду виробу в зв'язку з реалізацією суцільноштампованої конструкції циліндра з дном.

Висновки