Комбинирование простых схем прямого, обратного и поперечного выдавливания (элементарные схемы) по последовательности осуществления и по месторасположению позволяет получать принципиально различные способы комбинированного выдавливания. Сочетание и преобладание той или иной элементарной схемы деформирования определяет вид и размеры формирующегося очага деформации. Была предложена классификация технологических схем комбинированного выдавливания. В качестве характерного классификационного признака был выбран вид очага деформации (ОД). В результате анализа было выделено пять разновидностей очага деформации, причем для каждой из них выявлен индивидуальный подход в разработке математической модели и выборе параметров варьирования. Разновидностями очагов деформации при комбинированном выдавливании являются: присоединенный, совмещенный, разъединенный, последовательный и комбинированный тип ОД.
Рис. 1 Расчетная схема и годограф скоростей процесса комбинированного выдавливания (начальная стадия)
В работе был исследован процесс комбинированного обратно – поперечного выдавливания детали типа «стакан с фланцем» с использованием МВО. В соответствии с принятыми допущениями и проведенными экспериментальными исследованиями была принята расчетная схема, в которой кинематически возможное поле скоростей определяется исходя из вида очага деформации: разъединенный ОД на начальной (рис.1) и совмещенный ОД - на основной стадии (рис.2) выдавливания.
Рис. 2 Расчетная схема и годограф скоростей процесса комбинированного выдавливания
Разработанная математическая модель, процесса комбинированного выдавливания, пуансоном с торцом в виде усеченного конуса и матрицей с переходной кромкой, где в качестве варьируемого параметра выбрана скорость истечения металла в вертикальном направлении, позволила определить влияние различных параметров на силовой, кинематический режимы и формоизменение в процессе деформирования. Некоторые графические зависимости, характеризующие влияние на силовой и деформационный режимы параметров процесса представлены на рис. 3 и рис.4.
Рис. 3 Зависимость приведенного давления комбинированного выдавливания от хода пуансона и коэффициента трения
Установлено, для силового режима, что на начальной стадии деформирования при H>3h1 значение приведенного давления (p=p/2k) претерпевает незначительное изменение, а на конечной стадии процесса H<3h1 уменьшение значения приведенного давления выдавливания выражено ярче, но при высоте положения пуансона равной толщине фланца наблюдается резкий скачок в сторону его увеличения.
Коэффициент трения (τk=2μk) оказывает существенное влияние на величину приведенного давления, а функциональная зависимость (p=f(μ)) близка к линейной.
При увеличении толщины выдавленного фланца в два раза, на начальной стадии процесса уменьшение приведенного давления выдавливания составляет 7-8%, в то время, как на конечной стадии процесса эта величина составляет 18-20%. С увеличением толщины стенки выдавливаемого стакана незначительно растет значение приведенного давления выдавливания, например при ее увеличении в два раза — на 9-10%.
Увеличение значения угла фаски α на торце пуансона приводит к снижению значения приведенного давления p , а увеличение значения угла фаски на кромке матрицы приводит к возрастанию приведенного давления, однако при высоте положения пуансона, сравнимой с толщиной фланца, увеличение значения угла β, в диапазоне 15°<β<30°, приводит к некоторому снижению значения p, после чего наблюдается процесс дальнейшего увеличения.
Рис. 4 Зависимости скоростей истечения в горизонтальном (Vy) и вертикальном (Vz) направлениях от хода пуансона и углов скоса фаски торца пуансона и переходной кромки матрицы.
Значения скоростей истечения в горизонтальном направлении и вертикальном направлении существенно зависят от высоты положения пуансона.
Установлено, что с увеличением толщины выдавливаемого фланца, значение скоростей истечения в горизонтальном направлении и вертикальном направлениях уменьшаются, причем при достаточно больших размерах выдавливаемого фланца (h1/R3≈0.40-0.50) наблюдается тенденция к уменьшению влияния изменения толщины стенки выдавливаемого стакана.
Функциональные зависимости отображающая влияние толщины стенки выдавливаемого стакана на скорость истечения металла в вертикальном и горизонтальном направлениях имеют выраженный максимум значений (при S/R3≈0.25).
С увеличением значения угла фаски на кромке пуансона Vr непрерывно убывает, а Vz непрерывно возрастает на всем интервале значений α, а с увеличением значения угла фаски на кромке матрицы Vr непрерывно возрастает, а Vz непрерывно убывает на всем интервале значений β.
На всем диапазоне значений h1 и S можно наблюдать изменение в меньшую сторону значений Rf и Hs — приращений размеров изделия в горизонтальном и вертикальном направлениях, причем для графика зависимости приращения в горизонтальном направлении (Vr=f(S)), характерно наличие экстремума значений p при S/R3≈0.25.
Аналогичная задача решена для случая, когда процесс комбинированного выдавливания реализуется пуансоном с плоским торцом и матрицей без фаски, что позволило определить значения всех варьируемых параметров процесса (в том числе, глубину очага деформации под пуансоном).
В работе была разработана математическая модель процесса осесимметричного комбинированного выдавливания деталей типа «стакан с фланцем» пуансоном с плоским торцом в матрице без фаски при помощи энергетического метода (рис. 5), для определения величины мощности внешней силы пластического деформирования.
В расчетной схеме процесса осесимметричного выдавливания выделено четыре кинематических элемента: один цилиндрический (2) и три кольцевых (3, 4 и 5).
Приняты следующие допущения: деформируемый материал однороден и неупрочняем, в материале допустимы разрывы скоростей в неограниченно тонких слоях, если сохраняется при этом непрерывность нормальных составляющих скоростей, силы контактного трения не зависят от нормальных давлений, скорость перемещения пуансона постоянна.
Рис. 5 Расчетная схема процесса осесимметричного комбинированного обратно–поперечного выдавливания.
В расчетной схеме процесса для i-го элемента находим с учетом кинематических граничных условий осевые и сдвиговые составляющие скоростей течения, после чего определяем значение скоростей деформации, интенсивности скоростей деформации, мощности сил деформации, среза и трения. Полученные значения мощностей сил деформирования, среза и трения подставляем в уравнение баланса мощностей и получаем зависимость (1):
где h2, hr — высоты положения пуансона и положения частицы на границе 3 и 4 кинематического элемента;
μ, λ — коэффициенты характеризующие условия трения и соотношение скорости истечения в вертикальном направлении к скорости пуансона;
lk — высота рабочего пояска пуансона.
В работе определены пути реализации и получено численное решение математической модели процесса комбинированного осесимметричного выдавливания при помощи ЭВМ.
Уравнение (1) описывает математическую модель процесса комбинированного обратно — поперечного выдавливания. Полученное выражение позволяет описывать силовой и кинематический режимы процесса выдавливания в зависимости от параметров процесса.
При сравнении зависимостей приведенного давления от хода пуансона для осесимметричной задачи и аналогичных зависимостей для плоской задачи, с использованием коэффициентов перерасчета скоростей истечения, при различных значениях коэффициента трения обнаружено, что, максимальное расхождение полученных результатов не превышает 5.5%.
При получении сложнопрофильных деталей выдавливанием, можно столкнуться с проблемой образования дефектов различного вида. Используемый МВО для анализа КВПС, позволил предсказать вероятное появление дефекта в виде утяжины в донной части. Возникновение такого дефекта возможно при достаточно большом значении отношения толщины стенки выдавленного стакана к радиусу пуансона и достаточно малом значении толщины выдавленного фланца к радиусу пуансона. При подобных схемах деформации устойчивому протеканию процесса соответствует равенство нулю ширины утяжины.
В результате минимизации приведенного давления для достаточно малых значений коэффициента трения (μ→0) было найдено значение ширины образующейся утяжины (2):
где S=R3-R2;
R3 — радиус деформирующего инструмента;
R2 — радиус матрицы;
H — высота положения пуансона;
h1 — высота выдавливаемого фланца (полости инструмента);
Полученные в результате расчета зависимости характеризуют влияние высоты выдавливаемого фланца h1 и толщины выдавливаемой стенки стакана S на ширину образующейся утяжины.