炮彈彈體擴(kuò)縮口復(fù)合模設(shè)計(jì)

王 云 劉建生

(太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西030024)

炮彈彈體擴(kuò)縮口復(fù)合模設(shè)計(jì)

王 云 劉建生

(太原科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西030024)

針對(duì)圓管擴(kuò)縮口的變形特點(diǎn)，通過合理的工藝計(jì)算，設(shè)計(jì)出擴(kuò)縮口復(fù)合模，使彈體一次成形。對(duì)凸凹模與工件間不同摩擦系數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)凸模與工件的最佳摩擦系數(shù)為0.30，凹模與工件的最佳摩擦系數(shù)為0.18。

炮彈彈體;擴(kuò)縮口復(fù)合模;數(shù)值模擬

炮彈彈體是廣泛應(yīng)用于兵工業(yè)領(lǐng)域的一類重要的空心回轉(zhuǎn)體零件。圖1所示為某炮彈彈體尺寸圖。炮彈彈體采用?180 mm×405 mm、壁厚為12.5 mm的30#鋼管制成。由于該零件在結(jié)構(gòu)上的特殊要求，簡單傳統(tǒng)的機(jī)加工方式雖然可以成形，但是材料的使用率不高，對(duì)材料造成了極大的浪費(fèi)。在保證產(chǎn)品質(zhì)量的條件下，采用擴(kuò)縮口復(fù)合變形不僅可以減少設(shè)備的投資費(fèi)用，而且還能明顯提高零件的生產(chǎn)率，降低企業(yè)的生產(chǎn)成本。

1 擴(kuò)縮口工藝設(shè)計(jì)

1.1 縮口工藝設(shè)計(jì)

縮口變形的變形程度用縮口系數(shù)m來表示，即:

圖1 炮彈彈體尺寸圖Figure 1 Dimensional drawing of the gun shell body

式中，d為縮口后的直徑;D為縮口前的直徑。d、D均為對(duì)應(yīng)的中徑尺寸［1］。

顯然，m值越小，縮口變形的程度越大。一次縮口變形能達(dá)到極限變形時(shí)的縮口系數(shù)稱為極限縮口系數(shù)m極。通過文獻(xiàn)［2］我們可以得到:m極=0.75。要順利地進(jìn)行縮口變形，描述縮口變形程度的縮口系數(shù)m必須大于極限縮口系數(shù)m極，這里:m=0.938＞m極。

縮口次數(shù)的確定方法是:當(dāng)m＞0.75時(shí)，縮口1次成形;m為0.64～0.74時(shí)，縮口2次成形;m為0.60～0.63時(shí)，縮口3次成形。因?yàn)樵摴ぜs口系數(shù)m=0.938，所以采用一次縮口成形。

縮口變形時(shí)，工件的縮口力計(jì)算公式為:

式中 F——縮口力;

k——為速度系數(shù)，在壓力機(jī)上工作時(shí)k取1.15;

D——管料縮口前的直徑(中徑)為167.5mm;

t——管料料厚，為12.5 mm;

σs——材料屈服強(qiáng)度，取295 MPa;

d——縮口后的管料中徑，為157.1 mm;

μ——工件與凹模接觸面的摩擦系數(shù)，取0.2;

α——凹模圓錐半錐角，經(jīng)計(jì)算為2.86°。

代入公式，得F=155 kN。

1.2 擴(kuò)口工藝設(shè)計(jì)

擴(kuò)口變形主要受切向拉應(yīng)力的作用，在此過程中，材料很容易由于受到過大的切向拉應(yīng)力導(dǎo)致拉裂。因此，合理的擴(kuò)口系數(shù)是擴(kuò)口變形的關(guān)鍵。擴(kuò)口系數(shù)K:

式中，d為工件擴(kuò)口后的直徑;D為工件擴(kuò)口前的直徑;d和D均為其相應(yīng)的中徑尺寸。

同樣，擴(kuò)口變形的成功主要取決于擴(kuò)口的變形程度，即擴(kuò)口系數(shù)K小于極限擴(kuò)口系數(shù)K極。查閱資料可知K極=1.24，將d和D的數(shù)值代入得到K=d/D=1.051＜K極。

顯然，縮口、擴(kuò)口的變形過程均滿足各自的成形條件。此外材料的延伸率、屈服強(qiáng)度足夠，管材不會(huì)形成橫向裂紋。

根據(jù)擴(kuò)口變形的特點(diǎn)，在擴(kuò)口過程中，工件的擴(kuò)口力計(jì)算公式為:

式中 P——擴(kuò)徑力;

D——管料擴(kuò)徑后的最大直徑(中徑)，為176.1 mm;

t——管料料厚，為12.5 mm;

σb——材料抗拉強(qiáng)度，為490 MPa;

F——擴(kuò)徑面積，經(jīng)計(jì)算約為 31 756.7 mm。

代入得P=2 138 kN。

依據(jù)上述計(jì)算及“沖壓成形變形的趨向性原理”可分析判斷出，鋼管在縮口力、擴(kuò)口力的共同作用下，變形力是通過坯料的傳力區(qū)而施加于變形區(qū)，導(dǎo)致變形區(qū)發(fā)生塑性變形。在塑性成形的過程中，變形區(qū)、傳力區(qū)的范圍和尺寸在不斷的變化和相互轉(zhuǎn)化，當(dāng)變形區(qū)或傳力區(qū)有兩種以上的變形時(shí)，則首先發(fā)生的是所需變形力最小的變形方式。所以管材的擴(kuò)口、縮口的順序?yàn)?管材在變形力的作用下，先在較小的縮口力(155 kN)作用下發(fā)生縮口，縮口完成后，自動(dòng)轉(zhuǎn)化為傳力區(qū)，然后在較大的擴(kuò)徑力(2 138 kN)作用下發(fā)生擴(kuò)口［3］。

在擴(kuò)縮口的變形過程中，傳力區(qū)要承受全部的變形壓力，很容易產(chǎn)生失穩(wěn)變形，所以應(yīng)該對(duì)管材進(jìn)行穩(wěn)定性校核。擴(kuò)縮口變形中的壓力的最大值發(fā)生在擴(kuò)口過程中，所以應(yīng)該在擴(kuò)口階段對(duì)工件的傳力區(qū)進(jìn)行穩(wěn)定性校核。

根據(jù)“材料力學(xué)”中的壓桿穩(wěn)定原理，由歐拉公式可求得失穩(wěn)變形的臨界壓力P:

式中，E為圓管毛坯的彈性模量;I為慣性矩;L為管材的高度;μ為長度系數(shù)。

根據(jù)管材成形特點(diǎn)，按一端固定，另一端鉸支，選取μ為0.7。由于碳鋼的彈性模量E=2× 1011Pa，桿長L為405 mm。慣性矩I=π/64(D4-d4)=1.73×10-5m2。

將以上數(shù)據(jù)代入，得P臨=431.4 kN。

經(jīng)過以上計(jì)算可知，P臨＞擴(kuò)徑力P，所以工件在傳力區(qū)的剛度足夠，不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)變形。

2 擴(kuò)縮口模具尺寸及結(jié)構(gòu)

圓管縮口變形時(shí)，工件變形區(qū)主要受到切向壓縮而使直徑減小。管材擴(kuò)口變形時(shí)，工件變形區(qū)主要受切向和母線方向的拉伸作用而使直徑變大。盡管由于相互變形的特點(diǎn)不同，但是擴(kuò)口、縮口的變形程度均滿足各自的成形條件，滿足擴(kuò)口、縮口復(fù)合模具的生產(chǎn)條件。因此零件用擴(kuò)縮口復(fù)合模生產(chǎn)既可以保證零件質(zhì)量，還能大大提高零件的生產(chǎn)效率［4］。凸模、凹模尺寸圖見圖2。

凸凹模的尺寸如表1所示。

圖2 凸、凹模尺寸圖Figure 2 Dimensional drawing of themale/female dies

復(fù)合模具由上、下模兩部分組成。上模部分主要包括凸模、凸模固定板、緊固螺栓。下模主要包括凹模、凹模固定板、卸料塊、緊固螺栓、圓柱銷等。擴(kuò)縮口模具示意圖如圖3所示。

表1 凸凹模尺寸Table 1 Dimension ofmale/female dies

圖3 擴(kuò)縮口模具示意圖Figure 3 Sketch of expanding＆necking down dies

由于該模具有擴(kuò)口作用，凹模上端尺寸比工件毛坯尺寸要大。工作時(shí)，先將工件坯料放入凹模型腔內(nèi)。上模開始下壓，工件在凸模摩擦力的作用下被擠入凹模型腔內(nèi)，凸模行程由液壓機(jī)控制。工件在凸凹模擠壓力下完成坯料減薄、擴(kuò)縮口成型。當(dāng)壓至底端，凸模部分隨液壓機(jī)上行，工件留在凹模內(nèi)，之后由卸料塊將工件從凹模內(nèi)打出［5］。

3 擴(kuò)縮口模具凹凸模與工件之間摩擦系數(shù)的選擇

在擴(kuò)縮口過程中，凸模與圓管之間的摩擦力推動(dòng)工件金屬向下流動(dòng)，是有益的摩擦。適當(dāng)增大摩擦力可以使材料充滿凹模型腔，過大則會(huì)使得材料擠壓過快，在凹模的上端口與凸模之間形成空隙，不利于零件的生產(chǎn)。凹模與圓管之間的摩擦力阻礙材料向下轉(zhuǎn)移，該摩擦力對(duì)工件的成形起阻力作用，應(yīng)當(dāng)減小。所以綜合考慮，選擇凸模的摩擦系數(shù)為0.3、0.4時(shí)，凹模的摩擦系數(shù)為0.10、0.12、0.14、0.16、0.18、0.20。模擬在不同摩擦系數(shù)的情況下工件成形的情況。當(dāng)凸模與工件之間的摩擦系數(shù)為0.3、凹模的摩擦系數(shù)不同(0.10、0.12、0.14、0.16、0.18、0.20)時(shí)，模擬結(jié)果如圖4所示。

由圖4可知，當(dāng)凸模與工件之間的摩擦系數(shù)為0.3時(shí)，隨著凹模與工件之間摩擦因子的減小，工件更易被擠出凹模。但同時(shí)，下端未被減薄部分的長度也隨之增長。通過對(duì)比可以知道，當(dāng)凹模和工件的摩擦系數(shù)為0.18和0.20時(shí)，材料完全充滿型腔，此時(shí)毛坯的成形最好。從圖5可以看出，凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.18和0.20的情況下，工件上端邊緣都有適量的材料溢出，確保了材料充滿凹模型腔。

凸模摩擦因子為0.3時(shí)，不同凹模摩擦因子下擠壓過程中載荷隨時(shí)間的變化曲線如圖6所示。從圖6可以看出，當(dāng)凸模的摩擦因子一定時(shí)，擠壓載荷隨著凹模摩擦因子的增大而增大。這是因?yàn)?，凸模與工件接觸后，由于凹模的摩擦因子過小，工件前端很容易被擠出。而在凹模內(nèi)工件被減薄部分的長度就會(huì)較少，從而載荷較小。隨著凹模摩擦因子的增大，工件被凸、凹模擠壓減薄部分的長度相應(yīng)增加，所以載荷也隨著增大。當(dāng)凸模運(yùn)動(dòng)完成后，凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.20時(shí)，凹模受力為4 524.7 t。凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.18時(shí)，凹模的受力為3 200.7 t，此時(shí)凹模所受的力小，所以凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.18時(shí)，工件的成形情況最好。

當(dāng)凸模與工件之間的摩擦因子為0.3、凹模的摩擦因子不同(0.10、0.12、0.14、0.16、0.18、0.20)時(shí)，工件內(nèi)部等效應(yīng)變分布如圖7所示。

由圖7可知，隨著凹模與工件之間的摩擦因子的增大，工件下端的等效應(yīng)變并無明顯變化。工件靠近凸模部分，其等效應(yīng)變隨著摩擦因子的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)?，?dāng)摩擦因子較小時(shí)，工件上端很容易被擠入凹模，隨著摩擦因子的增大，其變形也隨著增大。當(dāng)摩擦因子增大到一定程度后，由于凹模與工件之間的摩擦力過大，工件上端將很難被擠入凹模腔內(nèi)，從而使得上端的等效應(yīng)變減小。

圖4 凸模與工件之間的摩擦系數(shù)為0.3、凹模摩擦因子不同時(shí)模擬結(jié)果示意圖Figure 4 Schematic drawing of simulation resultwith 0.3 of friction coefficient between themale die and workpiece and variable friction coefficient of themale die

圖5 零件的飛邊Figure 5 Flap edge of the part

當(dāng)凸模與工件的摩擦系數(shù)為0.4時(shí)，工件所受到向下的擠壓力更大了，材料更容易擠出凹模下端。所以只需要模擬凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.18和0.20兩種情況。從圖8可以看出，工件下段都被擠出了凹模，而且凹模上端和凸模之間還有空隙，材料沒有充滿凹模的型腔。

因此，可以確定出凸模與工件摩擦系數(shù)的最佳值為0.3，凹模與工件摩擦系數(shù)的最佳值為0.18。

圖6 載荷隨時(shí)間的變化曲線Figure 6 Graph of load vary with time

圖7 凸模與工件之間的摩擦因子為0.3、凹模摩擦因子不同時(shí)等效應(yīng)變分布示意圖Figure 7 Schematic diagram of equivalent strain distribution with 0.3 of friction coefficient between themale die and workpiece and variable friction coefficient of the female die

圖8 凸模與工件的摩擦因子為0.4、凹模摩擦因子不同時(shí)的工件擠壓示意圖Figure 8 Schematic diagram ofworkpiece extruding with 0.4 of friction coefficient between themale die and workpiece and variable friction coefficient of the female die

4 結(jié)論

針對(duì)鋼管擴(kuò)口、縮口的成形特點(diǎn)，對(duì)圓管的擴(kuò)口、縮口工藝進(jìn)行工藝計(jì)算，確定了30#鋼管可以通過一次擴(kuò)縮口變形，設(shè)計(jì)了擴(kuò)口、縮口復(fù)合模。

對(duì)工件成形過程進(jìn)行DRFORM-3D數(shù)值模擬，確定出工件在擴(kuò)縮口變形中的最佳摩擦系數(shù)為:凸模與工件的摩擦系數(shù)為0.3，凹模與工件的摩擦系數(shù)為0.18。從而找到零件最佳的生產(chǎn)方案。

［1］ Makoto Murata，Reiko，Muta.Effect of Thickness on Accuracy of tube spinning［J］.JSTP 2001，42(481):124-128.

［2］ 聶蘭啟，汪發(fā)春.殼體縮口工藝及模具設(shè)計(jì)［J］.精密成形工程，2010，2(4):76-79.

［3］ 韓來福.縮口擴(kuò)口復(fù)合成型工藝研究與應(yīng)用［J］.新工藝新技術(shù)，2011(11):94-96.

［4］ 潘玉山.薄壁小圓管連續(xù)擴(kuò)口、縮口模設(shè)計(jì)［J］.模具制造，2008(11):27-28.

［5］ Yao Jianguo，Murata Makoto.Effect of pitch on tube parallel spinning.Proceedings ofthe 99th Conference of Japan Institute of Light Metals，2000:223-224.

編輯 杜青泉

Design of Expanding＆Necking Down Compound Die for Gun Shell Body

W ang Yun，Liu Jiansheng

Aiming at the deformation characteristics of the expanding and necking down of round tube，bymeans of the reasonable process calculation，expanding＆necking down compound die has been designed to realize the single forming for the gun shell body ata time.Different friction coefficientbetween themale/female dies and work has been numerically simulated，the findings show that the optimal friction coefficientbetween themale die and workpiece is0. 3，the optimal friction coefficient between the female die and workpiece is 0.18.

gun shell body;expanding＆necking down compound die;numerical simulation

TG375

A

2013—05—10

王云(1986—)，男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)榇笮湾懺炖碚撆c新技術(shù)。劉建生，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)榇笮湾懺炖碚撆c新技術(shù)。