1.1 Noțiuni privind analiza cu element finit în Ansys Metoda Elementelor Finite (MEF) sau Analiza cu Elemente Finite (FEA) are la bază conceptul… [304907]

CAPITOLUL 1

Introducere

1.1 Noțiuni privind analiza cu element finit în Ansys

Metoda Elementelor Finite (MEF) sau Analiza cu Elemente Finite (FEA) are la bază conceptul analizei unor obiecte complexe cu ajutorul unor elemente simple sau a divizării unor obiecte complexe în piese mici ușor manipulabile. [anonimizat], în viața reală și în special în inginerie.

Esența analizei tensiunilor prin elemente finite o [anonimizat] a [anonimizat] cã[anonimizat], sunt pãrți componente ale acelui corp. Se poate deci vorbi de o structurã de elemente finite ce substituie structura realã.

[anonimizat], o regiune bine definitã a corpului, [anonimizat]ãțile elementului sã fie în mod adecvat formulate astfel încât acesta sã aibã o funcționalitate dependentã de restricțiile impuse prin comportamentul întregului din care face parte. Formularea corectã a acestor proprietãți se face prin intermediul metodelor matriceale.

Formularea poprietã[anonimizat] a [anonimizat]ã pe cunoașterea precisã a caracteristicilor geometrice și mecanice a fiecã[anonimizat], tot prin calcul separat pentru fiecare element, a forțelor nodale (forțe și cupluri). În componența forțelor nodale intrã douã tipuri de forțe: forțe concentrate preluate de cã[anonimizat] cãtre elementul însuși. Acestea din urmã sunt cauzate de sarcinile distribuite de-a lungul elementului și de solicitã[anonimizat]ã[anonimizat]. [anonimizat]ã [anonimizat], prin intermediul deplasãrilor nodale, (sãgeți și rotiri ), [1].

De ce Metoda Elementelor Finit?

1)Procedee utilizate în proiectare:

• Calcule manuale

• Metode experimentale

• Simulare numerică cu ajutorul calculatorului electronic

2) MEF/FEA este la momentul actual cea mai utilizată metodă de simulare numerică implementată pe calculator în inginerie

3) MEF este integrata cu aplicatii specifice CAD/CAM

4) Interfețe grafice atractive și utile în prelucrarea datelor de intrare sau interpretarea rezultatelor

1.2 [anonimizat], [anonimizat] …

Analiză structurală (static / dinamic / liniar / neliniar)

Analiză termică / curgerea fluidelor

Electromagnetism

Mecanica pământului

Biomecanică

1.3 Scurt istoric al evolutiei MEF

1943 ….. Courant (Metode Variaționale)

1956 …. Turner, Clough, Martin, Topp … (Metoda deplasărilor)

1960 …… Clough ( [anonimizat] a tensiunilor)

1970 …… Aplicații MEF pe calculatoare tip Mainframe

1980 …… [anonimizat]

1990 …… Analiza sistemelor structurale mari

1.4 [anonimizat], implementare pe PC și stații de lucru

SDRC/I-DEAS-program integrat CAD/CAM/[anonimizat], [anonimizat]-3D-[anonimizat]-[anonimizat]

1.5 [anonimizat] Inc. – INAS S.A. este partener și reseller autorizat al produselor ANSYS în România din anul 1991.

Înființată în 1970 sub denumirea de Swanson Analysis Systems Inc., ANSYS Inc. a cunoscut o dezvoltare rapidă ajungând într-un timp foarte scurt să comercializeze gama completă de soluții ANSYS, și de asemenea să ofere suport pentru aceasta.

Produsele ANSYS asigură flexibilitatea necesară implementării soluției inginerești potrivite la timpul potrivit, în cadrul procesului de proiectare a produselor. ANSYS livrează soluții optime de simulare pe platforme software performante, îmbunatățește timpul de dezvoltare al produselor și minimizează costurile asociate realizării și garantării acestora.

Tipuri de elemente finite:

Fig. 1.1 Elemente finite

1.5.1 Tipuri de elemente finite în Ansys

Fig. 1.2 Elemente finite în Ansys, [1]

1.5.2 Date de intrare ale elementelor finite

Nume element (Element Name)

Un anume tip de element este identificat printr-un nume (8 caractere) care conține codul de grup și un număar unic de identificare: LINK10, BEAM3, SOLID87, INFIN110, etc. Elementele se accesează, din biblioteca de elemente prin comanda ET, sau din interfață: Main Menu>Preprocessor >Element Type >Add/Edit/Delete

Noduri(Nodes)

Nodurile asociate elementului sunt notate I, J, K, etc. Elementele sunt conectate prin noduri . Conectivitatea poate fi definită automat prin discretiyare (meshing), sau poate fi definită prin comanda E sau din interfața ANSYS:

Menu>Preprocessor >Create >Elements >Auto Numbered >Thru Nodes).

Grade de libertate (Degree of Freedom-DOF)

Fiecare tip de element are definit un set de grade de libertate, care constituie necunoscutele nodale primare, care urmează a fi determinate prin analiză. Acestea pot fi: deplasări, rotaîii, temperaturi, presiuni, tensiuni electrice, etc. Rezultatele derivate, ca de exemplu, tensiuni de deformare, fluxuri de căldură, etc., sunt calculate prin intermediul acestor grade de libertate. Gradele de libertate nu sunt definite explicit, de utilizator, ci mai degrabă sunt indicate prin tipul elementului, și atașate la acesta. Alegerea tipului elementului este, astfel, una dintre cele mai importante acțiuni în timpul analizei cu elemente finite, în ANSYS.

Constantele reale (Real Constants)

Sunt date necesare calculului elementelor matricei de rigiditate, dar care nu pot fi determinate din proprietățile geometrice sau de material. Acestea sunt indicate printr-o acțiune independentă, în ANSYS. Constantele reale includ: arii, grosimi, diametrul de interior, diametrul de exterior, etc.Constantele reale se introduc cu comanda R, sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Load >Load Step Opts >Other >Real Constants >Add/Edit/Delete

Main Menu >Preprocessor >Modeling >Create >Circuit >Builder >Mechanical >Mass

Main Menu >Preprocessor >Modeling >Create >Circuit >Builder >Mechanical >Spring >Nonlin Rotary

Main Menu >Preprocessor >Modeling >Create >Circuit >Builder >Mechanical >Spring >Nonlin Trans

Main Menu >Preprocessor >Modeling >Create >Circuit >Builder >Transducer >ElecMech

Main Menu >Preprocessor >Modeling >Create >Circuit >Edit Real Cnst

Main Menu >Preprocessor >Real Constants >Add/Edit/Delete

Main Menu >Solution >Load Step Opts >Other> Real Constants >Add/Edit/Delete

Proprietăți de material (Material Properties)

Proprietățile de material, tipice includ: Modulul de elasticitate Young, densitatea, coeficientul de dilatare termică, conductivitatea termică, etc. Toate materialele pot fi definite și ca funcție de temperatură. Unele proprietăți de material pentru analize non-termice se numesc liniare, pentru că soluțiile tipice cu aceste proprietăți necesită o singură iterație. Proprietăți, precum datele de rezistență-deformare, se numesc neliniare pentru că aceste proprietăți necesită soluții iterative. Proprietățile liniare se introduc cu comanda MP, sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Load Step Opts >Other >Change Mat Props >Material Models

Main Menu >Preprocessor >Material Props >Material Models

Main Menu >Solution >Load Step Opts >Other> Change Mat Props >Material Models,

în timp ce proprietățile neliniare se introduc cu comanda TB, respectiv folosind interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Load Step Opts >Other >Change Mat Props >Material Models

Main Menu >Preprocessor >Material Props >Material Models

Main Menu >Solution >Load Step Opts >Other> Change Mat Props >Material Models )

1.5.3 Încărcările în noduri și pe elemente

Încărcările sunt de două tipuri: nodale și elementale. Încărcările nodale sunt definite pe noduri și nu sunt relative la elemente. Aceste încărcări sunt asociate cu gradele de libertate definite în noduri, și în general sunt introduse prin comenzile D sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Define Loads >Apply >Structural > Displacement >On Nodes și E (similar restricțiilor pentru deplasările nodale și forțelor nodale). Încărcările elementale sunt cunoscute ca încărcări de suprafață, încărcări ale corpului, și încărcări inerțiale. Încărcările elementale sunt întotdeauna asociate unui element anume definit (chiar dacă datele de intrare sunt pe noduri). Anumite elemente pot avea și ”flaguri”. “Flagurile” nu trebuie înțelese ca încărcări, în sine, acestea fiind utiliyate cu scopul de a indica faptul că o anumită procedură de calcul trebuie realizată. De exemplu, când “flagul” FSI (fluid-structure interaction) este activat, o “față” specificată, a unui element acusticeste tratat ca interfață între o porțiune de fluid și porțiunea structurală a modelului (vibrații ale solidelor în fluide). Similar, “flagurile” MXWF și MVDI, sunt utiliyate pentru activarea forțelor magnetice (suprafața Maxwell) respectiv a forțelor Jacobian (deplasări virtuale), în anumite elemente magnetice. “Flagsurile” pot fi definite atât ca încărcări nodale cât și ca încărcări de suprafață, respectiv ca încărcări ale corpurilor. Valorile acestora sunt nesemnificative, acestea sunt activate sau nu. Acestea sunt aplicabile unei anumite iterații, specificate.

Încărcările de suprafață (Surface Loads)- două exemple

PLANE42

Fig. 1.3 Exemple încărcări de suprafață

Elementul de tip PLANE42, care poate fi folosit la modelarea structurilor solide 2D, atât ca element plan (stare plană de tensiuni, stare plană de deformări), cât și ca element axial simetric. Acesta admite câte două grade de libertate în fiecare dintre cele 4 noduri: deplasări pe direcțiile X și Y:UX, UY. Elementul admite deformări, alungiri, ecruisări, ruperi.

Caracteristicile referitoare la încărcările de suprafață arată că acest element admite presiuni pe fețele: 1(J-I), 2(K-J), 3(L-K), 4(I-L). Astfel linia dintre nodurile J și I definește fața 1 a elementului(identificată cu cheia 1), fața K-J(cu key=2), fața L-K(cu key=3) și fața I-L(cu key=4).

PLANE55

Fig. 1.4 Elemente tip plane

Elementul de tip PLANE55(definit ca 2D Thermal Solid), poate fi folosit la modelarea analizelor comportării termice staționare uniforme, sau tranzitorii, atât ca element plan cât și ca element axial simetric. Acesta admite un grad de libertate în fiecare dintre cele 4 noduri: temperatura. Elementul are capabilități în ce privește conducția termică.

Caracteristicile referitoare la încărcările de suprafață arată că acest element admite conducții și fluxuri de căldură pe toate cele 4 fețe.

Încărcări ale corpului (Body Loads)-forțe de câmp, solicitări externe

Fig. 1.5 Încărcări ale corpului

Încărcările corpului (temperaturi pentru elementele structurale, randamentul termic pentru elementele termice, etc.) pot fi definite în format nodal sau elemental. Pentru unele elemente structurale, temperatura nu contribuie la definirea vectorului încărcărilor, însă este folosit pentru evaluarea proprietăților de material.Pentru elementele termice, utilizarea optiunii matricei diagonalizate a căldurii specifice, în analizele tranzitorii, se obține o medie spațială a eficienței termice peste element. Eficiența termică se introduce pe unitate de volum. În general, încărcările corpului se introduc cu comenzile:

BF sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Define Loads >Apply >Structural >Other >Fluence > On Nodes ,

BFE sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Define Loads >Apply >Structural >Other >Fluence > On Elements ,

BFUNIF sau din interfața ANSYS:

Main Menu >Preprocessor >Loads >Define Loads >Apply >Structural >Other >Fluence > Uniform Fluen

Caracteristici speciale (Special Features)

Fiecare element permite atribuirea unor capabilități suplimentare. Majoritatea dintre acestea oferă elementului trăsături de neliniaritate, ceea ce necesită iterarea soluției problemei inginerești. În documentația aferentă ANSYS există referințe suficiente pentru setarea caracteristicilor speciale ale elementelor, necesare, în general, descrierii comportamentului neliniar al acestora.

Opțiuni suplimentare (KEYOPPTs)

Aceste opțiuni reprezintă “stări” sau “statusuri” ale unor capabilități ale elementelor. KEYOPT include alegerea formulării propice pentru rigiditate, controlere ale afișării reyultatelor grafice, alegerea sistemului de coordonate, etc. Descrierea KEYOPT, pentru fiecare element, este disponibilă în documentația aferentă ANSYS. KEYOPPT este identificată printr-un număr (de exemplu KEYOPPT(1), KEYOPPT(2)). Valoarea aferentă unei KEYOPPT este specificată prin comanda ET sau KEYOPPT (până la valoarea KEYOPPT(6) inclusiv), pentru valoarea KEYOPPT(7) și mai mari se folosește numai comanda KEYOPPT sau din interfața ANSYS:

Main Menu>Preprocessor >Flotran Set Up >Flow Environment >Flotran Coor Sys

Main Menu>Solution >Flotran Set Up >Flow Environment >Flotran Coor Sys

1.5.4 Date de ieșire ale elementului finit

Datele de ieșire, sau elementele soluției problemei inginerești, propusă spre rezolvare, constau în:

Soluția nodală (sau soluția primară a gradelor de libertate)

Soluția elementală (soluția derivată, sau soluția secundară)

Soluția problemei (datele de ieșire) este scrisă în fișierele de ieșire (Jobname.OUT, cunoscut și “printout”), în baza de date, și în fișierele de rezultat (Jobname.RST-pentru analiza structurală, Jobname.RTH-pentru analiza termică, Jobname.RMG-pentru analiza magnetică. Jobname.RFL-pentru analiza FLOTRAN). Fișierele care compun soluția problemei pot fi accesate și analiyate în interfața grafică (GUI), în timp ce datele conținute în fișierele de rezultate pot fi postprocesate.

Fișierele de ieșire conțin soluția nodală a gradelor de libertate, încărcările și reacțiunile nodale, și soluția elementală, în funcție de setările comenzii OUTPR (Main Menu >Preprocessor >Loads >Load >Load Step Opts >Output Ctrls>Solu Printout, sau Main Menu >Solution >Load Step Opts >Output Ctrls >Solu Printout).

Fișierele de rezultat conțin toate datele solicitate prin comanda OUTRES (Main Menu >Preprocessor >Loads >Load >Load Step Opts >Output Ctrls>db/Results File, sau Main Menu >Preprocessor >Loads >Analysis Type>Sol’n Controls >Basic), sau în funcție de pații de încărcare setați.

Soluția nodală a unei analize constă în:

Soluția gradelor de libertate, precum deplasările nodale, temperaturi nodale, presiuni nodale;

Soluția reacțiunilor calculate în nodurile restricționate-forțe și deplasări restricționate, fluxuri de căldură și temperaturi restricționate, curgerea fluidelor în condițiile restricționării presiunii ca grad de libertate, etc

Soluția gradelor de libertate este calculată pentru toate gradele de libertate active în întregul model, și este determinată prin reuniunea tuturor reacțiunilor asociate unui element. Soluția reacțiunilor este calculată în toate nodurile restricționate. Pentru gradele de libertate vectoriale, reacțiunile corespunzătoare sunt determinate și prezentate în sistemul de coordonate nodale aferente. Astfel, dacă un nod a fost definit într-un sistem de coordonate rotit, atunci și soluția va fi dată în același sistem de coordonate, tot rotit.

Soluția centroidă (Centroidal Solution)

Ieșirile, precum reyistențele de deformare(tensiuni), deformările, temperaturile, etc., conținute în listingul rezultatelor, sunt date în centrul de greutate al elementului, sau în vecinătatea acestuia. În cazul deformațiilor mari, locația centrului de greutate se actualizează în permanență. Cantitățile mărimilor de ieșire sunt calculate ca medie a valorilor în punctele de integrare. Componentele mărimilor de ieșire au aceeași direcție ca și mărimile de intrare corespunzătoare, respectându-se opțiunea setată prin comanda ETABLE.

Soluția de suprafață (Surface Solution)

Mărimile de ieșire, caracteristice suprafețelor, sunt disponibile în listingul ieșirilor pe anumite suprafețe libere ale unor elemente solide. O suprafață liberă este acea suprafață neconectată la alte elemente și care nu are nici o restricție la gradele de libertate, forțele nodale pe suprafețe. Soluția de suprafață nu este validă pe suprafețele care nu sunt libere de restricții, sau pentru elemente care au definite proprietăți, ale materialelor, neliniare. De asemenea, soluțiile de suprafață nu sunt valide pentru elemente dezactivate cu comanda EKILL sau EALIVE. Soluția de suprafață nu include efecte ale deformărilor mari.

Soluția în punctele de integrare(Integration Point Solution)

Această soluție este disponibilă în listingul soluției complete, pentru anumite elemente specificate apriori. Locația punctelor de integrare este actualizată pentru deformațiile mari. Cu comanda ERESX se solicită punctele de integrare în care soluțiile urmează a fi afișate, în fișierul de rezultate.

Soluția elementală în noduri (Element Nodal Solution)

Termenul “elementală în noduri” se referă la datele raportate pentru un element în nodurile acestuia. Acest tip de mărimi de ieșire sunt disponibile pentru elemente solide 2D, 3D, elemente “shell”(manta), și altele. Datele elementale în noduri consistă în date elementale derivate (deformări, rezistențe de deformare, fluxuri, gradienți, etc. ) evaluate în fiecare nod al elementului respectiv. În general, aceste date sunt calculate în puncte de integrare aparținând domeniului interior al elementului, și apoi sunt extrapolate în nodurile elementului. Excepție de la această regulă o constituie cazurile în care elementul admite plasticitate activă (nenulă), fluaj, sau dilatări într-un anume punct de integrare. O altă excepție este dată de cazul în care prin comanda ERESX este activată intrarea NO. În aceste cazuri, valoarea soluției nodale este valoarea dintr-un punct de integrare, cel mai apropiat de nod.

Mărimea încărcărilor elementale nodale de ieșire (Element Nodal Loads)

Acestea sunt încărcările elementale nodale (forțele) care acționează în nodurile unui element. Sunt afișate în capetele elementelor, în sistemul de coordonate al nodurilor și sunt denumite încărcări statice. Dacă problema este dinamică, sunt afișate și forțele de amortizare, respectiv forțele de inerție. Încărcările elementale nodale, ca rezultat al analizei, se pot controla cu comanda OUTPR,NLOAD (pentru ieșiri) respectiv cu comanda OUTRES, NLOAD (pentru rezultate). Mărimea soluției încărcării elementale nodale relaționează cu mărimea reacțiunilor astfel: suma încărcărilor statice, a inerțiilor și amortizărilor pentru un anume grad de libertate, sumă realizată pentru întregul element conectat la respectivul grad de libertate, la care se adaugă forțele aplicate în nodurile acestui element (cu comenzile F și FK), este egală ca mărime, și de semn negativ, cu soluția reacțiunii relativ la acel grad de libertate.

Soluția neliniară(Nonlinear Solution)

Mărimile deformărilor neliniare (EPPL, EPCR, EPSW, etc.) sunt valorile calculate în punctele de integrare. Dacă este prezentă și alunecarea, rezistențele de deformare sunt calculate după corecțiile aplicate plasticității dar înainte de corecția datorată alunecării. Deformațiile elastice sunt afișate după corecțiile datorate alunecării în procesul de deformare neliniar.

Soluții plane și soluții axial simetrice(Plane and Axiszmmetric Solutions)

O analiză 2D în mediu solid se bazează pe calculul în sistem “pe unitate de grosime” și toate mărimile de ieșire sunt relative la acest sistem: “pe unitate de grosime”. Multe solide 2D, permit setarea grosimii. O analiză axial simetrică se bazează pe calculul complet la 360o, astfel că toate calculele și datele corespunzătoare sunt realizate la 360o. Pentru analizele axial simetrice, rezistențele de deformare și deformațiile în direcțiile X, Y, Z și XY corespund rezistențelor de deformare și deformațiilor în direcțiile: radială, axială, circulară respectiv planară. Axa globală Y reprezintă axa de simetrie, iar structura trebuie să fie modelată în cadranul +X.

Soluția componentelor forțelor pe element (Member Force Solution)

Această soluție este disponibilă pentru cele mai multe elemente structurale liniare. Listigul acestor mărimi de ieșire se activează cu KEYOPT aplicată unui element și este o suplimentare a soluției încărcării nodale. Forțele pe element sunt raportate la sistemul de coordonate al elementului, iar componentele sale corespund gradelor de libertate disponibile elementului. De exemplu pentru elementul BEAM3, respectiv PIPE16, acestea sunt: MFORX, MFORZ, respectiv MMOMZ.

BEAM3

PIPE16

Fig. 1.6 Tipuri de forțe pe element

1.5.5 Criterii de rupere (Failure Criteria)

Criteriile de rupere sunt, adeseori, folosite pentru materialele ortotropice (caracteristică a materialelor de a avea proprietăți diferite pe direcții diferite). Criteriile de rupere se activează folosind comanda FC sau din interfața ANSYS: Main Menu>General Postproc >Failure Criteria >Add/Edit. Pentru temperaturi se pot seta maximum 6 temperaturi. Deformarea absolută poate fi strict subunitară. Câteva exemple de criterii:

Fig. 1.7 Criterii de rupere

CAP.II

PROIECT T.P.R

Consideratii generale asupra prelucrarii prin presare la rece

1.1 Procedee de prelucrare prin presare la rece.

Prelucrarea prin presare la rece este una dintre cele mai vechi tehnologii existente. Cuprinde operații de prelucrare mecanică a pieselor prin presiune fără o încălzire intenționată a semifabricatului și fără îndepărtare de așchii.

Operațiile sunt cunoscute sub denumirea de ștanțare și matrițare și se executăcu ajutorul unor scule denumite ștanțe și matrițe.

Semifabricatele se găsesc în general sub formă de benzi sau foi.

Piesele obținute rezultă în strânsă concordanță cu forma și dimensiunile elementelor active a ștanțelor și matrițelor. Elementele active se numesc poanson și plăci active.

Utilajele folosite se numesc prese la modul general și în majoritatea cazurilor au un anumit grad de universabilitate lucru care nu exclude existanța unor utiliaje specialzate pe anumite utilaje sau chiar pe anumite produse.

Operațiile de presare la rece sunt acelea care se execută la o temperatură inferioară temperaturii de recristalizare a metalului sau aliajului respectiv, prin deformare plastică și prin tăiere. Ele se împart în următoarele grupe:

Prelucrări prin tăiere (ștanțare), prin care materialul semifabricatului se separă parțial sau total, după un contur închis sau deschis, prin acțiunea locală a unor muchii asociate la foarfece și la ștanțe.

Procedee de tăiere:

– tăiere la foarfece

– retezare

– decupare

– perforare

– crestare

– tăiere marginală

– separare

– tăierea marginilor

– debavurare

– calibrarea prin tăiere

– decuparea prin străpungere

Prelucrări prin îndoire și răsucire: sunt operațiile de deformare prin încovoierea sau răsucirea materialului, la care este caracteristică existența unei suprafețe sau fibre neutre (care își păstrează dimensiunile și după deformare). După îndoire piesa își păstrează forma căpătată datorită faptului că deformațiile din material sunt remanente.

Procedee de îndoire și răsucire:

-îndoire

-profilare

-curbare

-îndreptare

-roluire

-răsucire

-înfășurare

Prelucrări prin ambutisare: au loc prin deformare complexă a materialului, adică un semifabricat plan este transformat într-o piesă cavă, sau se continuă deformarea unui semifabricat cav.

Prelucrări prin fasonare: sunt acele operații de deformare locală a materialului la care grosimea nu se modifică.

Procedee de fasonare:

-planare

-reliefare

-gâtuire

-umflare

-evazare

-bordurare

-răsfrângere

-filetare prin fasonare

Prelucrări prin presare volumică: sunt acele operații la care are loc modificarea profilului, a grosimii materialului, printr-o redistribuire a volumului materialului prelucrat.

Procedee de formare prin presare:

-refulare

-lungire

-lățire

-formare în matriță

-calibrare prin presare

-străpungere

-rulare

-ștampare

-punctare

-extrudare

Operații de asamblare prin presare: sunt operații de tăiere și deformare a materialului, prin care se realizează îmbinarea a două sau mai multe piese.

Operații de asamblare:

-fălțuire

-sertizare

-agrafare

-capsare

-bercluire

-nituire

-mandrinare

-ștemuire

1.2. Clasificarea ștanțelor și matrițelor

Echipamentele tehnologice folosite pentru prelucrările prin presare la rece poartă numele de ștanțe (pentru operațiile de tăiere) și matrițe (pentru prelucrări care cuprind și alte operații decât tăierea) și au forme constructive și condiții funcționale specifice și diferite față de cele folosite la alte procedee tehnologice.

Ștanțele și matrițele se pot clasifica după următoarele criterii:

După criteriul tehnologic:

– după operațiile executate: – pentru perforare

– pentru ambutisare

– după modul de combinare a operațiilor:- simple

– complexe

– succesive

– simultană

-simultan succesivă

După criteriul constructiv:

– ștanțe și matrițe fără ghidare

– ștanțe și matrițe cu ghidare

– ștanțe și matrițe cu placă de fixare a semifabricatului

– ștanțe și matrițe fără reținerea semifabricatului

După criteriul de exploatare

– după felul avansului: – cu avans manual

– cu avans automat

– după modul de scoatere a pieselor: – prin cădere prin placa activă

– eliminare împreună cu banda

– eliminare manuală sau tomată

După destinație

– ștanțe și matrițe cu destinație precisă

– ștanțe și matrițe universale

– ștanțe și matrițe cu elemente modulare

Ambutisarea este procedeul de presare la rece prin care dintr-un semifabricat plan se obține o piesă cavă de orice formă.

Ambutisarea se poate face:

cu strângerea materialului;

fără strângerea materialului;

cu subțierea materialului când jocul la ambutisare este mai mic decât

grosimea materialului;

fără subțierea materialului când jocul la ambutisare este mai mare

decât grosimea materialului.

Ambutisarea începe cu deformarea locală între muchiile active ale poansonului și plăcii de ambutisare și se produce pe seama subțierii materialului în zona respectivă ceea ce conduce la apariția unei secțiuni periculoase, după care urmează deformarea flanșei și ambutisarea efectivă a materialului însoțită de micșorarea diametrului piesei și deplasarea marginilor spre centru.

În timpul ambutisării fundul piesei este supus la o alungire plană neînsemnată locul cel mai periculos fiind zona de trecere de la fundul piesei la pereții acesteia. Astfel la deformări mari tensiunile de întindere în zona periculoasă depășesc rezistența materialului provocând ruperea fundului piesei și ca atare trebuie să se prevadă restricții constructive astfel încât piesa să fie pe cât posibil cu raze de racordare cât mai mari între elementele geometrice și să fie cât mai mult posibil simetrică. Astfel se recomandă ca razele de racordare să fie:

mai mari decât grosimea materialului între fundul piesei și pereții laterali ai acesteia;

mai mari de 2 – 3 ori decât grosimea materialului între flanșa piesei și pereții laterali ai acesteia.

2. Materialul din care se obtine piesa

2.1 Materialul piesei

Piesa data este prevazuta sa fie confectionata din alama CuZn 37.

Pentru acest material principalele caracteristici mecanice si fizico-chimice sunt redate mai jos.

Compozitia aliajului e redata in tab.1

Tab.1. Compozitia chimica

Principalele proprietati mecanice sunt redate in tab.2.

Tab.2.Proprietati mecanice

Simbolizari echivalente conform altor standarde sunt redate in tab,3,

Tab.3.Simbolizari material

Materialul piesei se livreaza sub forma de rulouri de banda dimensiunile fiind cele din tab de mai jos [4].

Tab.4. Materialul de la furnizor

2.2. Consideratii asupra tehnologicitatii piesei

In vederea analizei tehnologicitatii piesei, se studiaza dimensiunile din desenul de executie a piesei (fig.1.)

Fig.1.Desenul de executie al piesei

Din punct de vedere tehnologic, restrictiile se refera la:

Diametrul minim al orificiilor din piese care este dat de relatia:

d min = 0.8 g [1]

unde g = grosimea materialului

rezulta d min= 0.8*2 = 1.6 mm => orificiile se pot executa;

Raza minima de racordare intre suprafetele piesei

R min=0,3 g [1]

g= grosimea materialului

r min=0,32= 0,6 mm =>decuparea se poate executa

Distanta minima dintre orificiu si marginea piesei

a 0,8 g [1]

g=grosimea materialului

amm

Tehnologia de prelucrare prin presare la rece

3.1. Stabilirea formei si dimensiunilor semifabricatului

Pentru determinarea dimensiunilor necesare semifabricatului trebuie stabilite in primul rand puntitele necesare (cea laterala si intre pise) in vederea determinarii atat a dimenisunilor cat si a pasului stantei.

Pentru determinarea puntitei laterala avem [1]

Puntita laterala pentru piese cu raze :

a = 1,5 1,2 = 1,8 mm

iar pentru acelasi tip de piesa, puntita laterala intre 2 piese este:

b=2 1,2 = 2,4 mm

In aceste conditii,latimea benzi devine:

B=bps+2b+T+c

Bps=latimea piesei (fig.1 bps=120 mm)

b = puntita laterala;

T= toleranta la latimea benzi;

c = latimea benzi necesare realizari pasului lateral

T = 2 mm [1];

c = 2 mm [1];

B = 120+22,4+1,2+2;

B = 128 mm – stanta cu avans manual.

Croirea materialului

-Croirea din banda

Croirea se va face din banda de (200 m) Lungime iar latimea de (128 mm) de la furnizorul [4]Coeficientul de croire al materialului se calculeaza cu urmatoarea formula:

[1]

A – Aria unei piese

n – Numarul total dintr-un semifabricat

L – Lungimea semifabricatului

L – latimea semifabricatului

Coeficientul de folosire al materialului

Aef – aria piesei fara gauri

Se va face croire pe un rand cu puntita la tot conturul piesei.

Fig.2.Asezarea pe banda a piesei

Croirea pe lungime din platbanda:

Firma furnizeaza foi de tabla cu latimea intre 20-720 mm si lungimea de 2000 mm. Si am ales latimea necesara piesei mele 128 mm(l) si 2000 mm lungime(L).

Determinarea numarului de piese de pe banda.

np = numarul de piese de pe o banda

L = lungimea benzi

A = puntita intermediara

Lp = pasul

Coeficientul de croire al materialului se calculeaza cu urmatoarea formula:

Coeficientul de folosire al materialului

Itinerar tehnologic:

Varianta I:

Varianta II:

Tab.5.Itinerar tehnologic

3.4 Alegerea variantei economice

La proiectarea unei tehnologii se va determina costul prelucrari la cateva ( doua sau trei ) variante economice si se va alege varianta cea mai economica.

Costul de productie C al unei piese in lei/buc , prelucrate la rece se determina cu relatia:

C=

Cma t= Costul materialului necesar confectionari unei piese in lei/buc.

Cman = Costul manoperei necesar confectionari unei piese in lei/buc.

Cr = Costul regiei totale (pe sectie si pe uzina) pentru o piesa in lei/buc.

Cap = Amortizarea presei ce revine unei piese in lei/buc.

Cas = Amortizarea stantetei sau matritei ce revine unei piese in lei/buc.

Calcularea costului unei piese pentru croirea din banda cu avans automat si stanta succesiva.

Normarea tehnica:

NT = +Top +Tdl+Tir.

Tpi = timpul de pregatire incheiere

no = numarul de piese din lot

Top =timpul operativ

Tdl = timpul de deservire la locul de munca

Tir = timpul de intreruperi reglementate

Timpul de pregatire incheiere (Tpi ) este timpul consumat de presator inaintea executari unui lot de piese , pentru creearea conditiilor necesare executari acestora , precum si dupa terminarea lui , pentru incheierea lucrarii.

– Pregatirea si predarea lucrari 8 min/lot. [3]

– Asezarea si scoaterea stantelor sau matritelor 13 min.

– Introducerea si scoaterea unei placi suplimentare sub placa de baza a stantei: 4 min.

Tpi =8+13+4= 25 min.

no = 170 .000.

Timpul unitar se determina cu relatia:

Tu = (tb +ta)(1+)= Top [ min ]

Tb =timpul de baza [min]

Ta = timpul ajutator [min]

P = procentul stabilit pentru timpul de deservire a locului de munca ( Tdl )si pentru timpul de intreruperi reglementate (Tir).

Top = Timpul operativ [min]

K1 = coeficientul care tine seama de timpul de deservire a locului de munca si de intreruperi reglementate.

Calculul timpului unitar in cazul stantei cu avans automat.

Tu = [tb +]1

tb =timpul de baza, in min

K1 = coeficientul care tine seama de deservire a locului de munca , de timpul de intreruperi reglementate.

ta1 = timpul ajutator pentru pornirea presei in cursa de lucru, in min.

ta2 = timpul ajutator pentru luarea semifabricatului individual sau sub forma de fasie si aducerea la presa sau pentru luarea benzi-colac si asezarea ei in dispozitivul de derulare a presei, in min.

ta3 = timpul ajutator pentru fixarea semifabricatului in stanta, in min.

ta4 = timpul ajutator pentru avansarea semifabricatului cu un pas de stantare, in min.

ta5 = timpul ajutator pentru indepartarea deseului din stanta,in min.

ta6 = timpul ajutator pentru scoaterea pieselor din stanta si depunerea lor , in min.

n1 = numarul de curse duble ale culisorului presei pentru un semifabricat in cazul ciclului de lucru cu avans automat.

n2 = numarul de curse duble ale culisorului presei pentru un semifabricat in cazul ciclului de lucru cu avans manual.

Z = numarul de piese obtinute la o cursa dubla a culisorului presei.

tb =

tb’= timpul de baza corespunzator unei curse duble a culisorului presei, in min.

n=numarul de curse duble ale culisorului presei, in min.

Kc = coeficientul care depinde de timpul cuplajului.

Z = numarul de piese obtinute la cursa dubla a culisorului presei,in min.

Kc =1,05 [3 ]

n =60

z=1

tb = = 0,0175 min

ta1 = 0,010

ta2 = 7 min

ta3 = 2 min

ta4 = 1,1 min [3 ]

ta5 = 1 min [ 3]

n1 = 3571

n2 = 2

Tu =[0,0175+]

Tu = 0,023 min

Top = = 0,023:1,14 = 0,20 min

Np = [buc]Np = =20, 869 buc.

C=

Cma t = [ lei/buc] [ 3]

f = aria piesei plane ( sau desfasurate ) din care se scad orificiile in mm2

g= grosimea materialului, in mm

= masa specifica a materialului in kg/dm2

Kf = coeficientul de folosire al materialului in %

P = contul unitar al materialului in lei /kg

f = 5128,79 mm2

g = 2 mm

= 8,5 kg/dm3 [3]

Kf = 70,75%

P = 73,20 lei/kg [3]

Cma t = = 9,02 lei/kg

Cman = [lei/buc] [3]

Sp = retributia medie orara a presatorului = 10,70 lei/ ora.

Sr = retributia medie orara a reglorului = 12 lei/ora.

Tu = timpul unitar, in min.

Tpi = timpul de pregatire incheiere.

n0 = numarul de piese din lot.

Cman = =0,004 lei/buc

Cr = Cman [3]

Cman = costul manoperei in lei/buc.

R = regia totala in %

R= 350-370%

Cr = 0,004 = 0,014 lei/ buc.

Cap = [ 3]

Vp= valoarea initiala a piesei, in lei.

Ap= norma de amortizare a presei, pentru piese cu excentric este de 4,2%

n = programul anual de fabricatie in buc/an.

ᶯ = gradul de incarcare a presei cu fabricarea programului anual de prese dat, in %

ᶯ = = [3]

Ftn = fondul de timp necesar pentru realizarea programului anual de fabricatie n, in ore.

Ftd = fondul de timp disponibil al unei prese intr-un an, in ore.

np=numarul de prese folosite pentru realizarea programului anual de fabricatie.

Nt = normarea thnica de timp pentru obtinerea unei piese, in ore.

Z1= numarul de zile lucratoare intr-un an, se i-au 307 zile.

Ns = numarul de schimburi dintr-o zi.

Ds = durata schimbului.

Kr = coeficientul pentru reparatiile preselor, are val. 0,95-0,97.

n = 170.000 12 = 2.040.000

ᶯ = = 31,8%

Cap =

Cas = [lei/buc] [3]

K = constanta care are valori intregi si tine seama de raportul dintre programul anua de fabricatie si durabilitatea stantei .

n- programul de fabricatie in buc/an.

Vs- costul stantei sau matritei, in lei, se determina din tab. 15.26.

Vs = 3000 lei

n= 2.040.000

K= 3

=

Cas = = 0,004 lei

C = 9,02+ 0,004 + 0,014 + 0,00034 + 0,004

C = 9,042

Calculul pentru varianta 2:

Calcularea costului unui piese pentru croirea din platbanda, folosindu-se doua stante simple de decupat si perforat.

Normarea tehnica

NT = +Top +Tdl+Tir.

Pentru decupare:

Tpi – timpul de pregatire incheiere.

-pregatirea sipredarea lucrari – 8min/lot

– asezarea si scoaterea stantelor sau matritelor -10 min. Pt o stanta.

– introducerea si scoaterea unei placi suplimentare sub placa de baza a stantei.

Tpi =8+2

No = 170 000

Tu = (tb +ta)(1+)= Top [ min ]

Calculul timpului unitar pentru stanta de decupat din platbanda cu avans automat.

Tu = [tb +]

n2 =34 piese

tb =

Kc =1,05

n = 60

z = 1

Tb = 0,0175 min.

ta1 = 0,010 [3]

ta2 = 2,3/100 fasii

ta3 = 3 min/100 fasii

ta4 = 1,6 min /100 fasii

ta5 = 0,9 min /100 fasii

ta6 = 1,7/piese

n2 = 34

Tu =[0,0175+]2

Tu = 0,031 min

Top = 0,031:1,12

Top = 0,027

Np = [buc]Np = =15.483 buc.

Pentru perforare:

Tpi – timpul de pregatire incheiere.

-pregatirea sipredarea lucrari – 8min/lot

– asezarea si scoaterea stantelor sau matritelor -10 min. Pt o stanta.

– introducerea si scoaterea unei placi suplimentare sub placa de baza a stantei.

Tpi =8+2

Tb = 0,0175 min. Acelasi ca si la decupare.

Tu = (tb+ta1+ta2+ta3+ta4+ta5+ta6)1 [3]

ta2+ta3 =pentru asezarea semifabricatului individuale pe stanta

3,4 min/100 buc [3]

0,034/ piesa.

ta5= 1 min/100 piese [ 3]

0,01/piesa

ta6 = 2,2 min/100 piese [ 3]

0,02/ piesa

Tu =(0,0175+0,010+0,034+0,01+0,02 )1

Tu =0,31 min

Top =0,31:1,12

Top =0,027

Np = = 15.483 piese

C=

Cma t = =8,81 lei/buc

Calculul manoperei pentru decupare:

Cman d = [lei/buc] [3];

Cman = =0,005 [lei/buc]

Calculul manoperei pentru perforare:

Cman p = [lei/buc] [3];

Cman = =0,017 lei/buc.

Cman (totale)=0,005+0,017=0,022 lei/buc

Costul regiei:

R = regia totala in %;

R= 350-370%;

Cr = 0,022 = 0,081 lei/ buc;

Cota parte pentru amortizarea presei pentru decupare:

Cap = [ 3];

ᶯ = = [3];

n = 170.000 12 = 2.040.000;

ᶯ = = 42,9%;

Cap =

Cota parte pentru amortizarea presei pentru perforare:

Cap = [ 3];

ᶯ = = [3];

n = 170.000 12 = 2.040.000;

ᶯ = = 69,2%;

Cap =

Costul pentru amortizarea stantei de decupat:

Vs = 2000 lei; [3]

n= 2.040.000 buc/an;

K= 5;

= =4,53;

Cas = = 0,0039 lei/buc.

Costul pentru amortizarea stantei de perforat:.

Vs = 1250 lei;

n= 2.040.000;

K= 9;

= =8,16 ;

Cas = = 0,0055 lei/buc.

Cas t=0,0039+0,0055=0,0094 lei/buc ;

C=8,81+0,022+0,081+0,00074+0,0055

C= 8,91 lei/buc.

In urma efectuarii calculelor pentru doua variante de tehnologie de executie constatam ca cea mai economica varianta este cea cu doua stante de decupat si perforat.

4. Proiectarea stantei

4.1 Stabilirea schemei de lucru a stantei.

Fig.3. Desenul stantei

4.2 Calculul dimensiunilor nominale ale tolerantelor de executie ale elemnetelor active

Fig.6.Dimensiunile nominale

Dimensiunile elementelor active la perforarea gaurii 6 mm:

Tp= -8 [1];

Tpl= +12 [1];

DN=6 mm; T=+/-0,3 [conform STAS 11111];

Dmax=6,3 mm ; Dmin=5,7 mm;

Dp=(Dmax-0,2*T)0-Tp [1];

Dp=(6,3-0,2*0,3)0-0,008 ;

Dp=6,240-0,008 mm;

Dpl=( Dpjmin)0+Tpl [1];

Dpl=(6,24+0,14)0+0,12 ;

Dpl=6,38 0+0,012 mm;

Dimensiunile elementelor active pentru decupare :

Fig.7.Dimensiunea elementelor active pentru decupare

Pentru R = 60 mm ; T = 0,6 [ STAS 11111]

Rmin=59,4 mm; Rmax=60,6 mm;

Tp= -19 [1];

Tpl= +30 [1];

Rpl=(Rmin-0,2*T)0+Tpl ; [1]

R1pl=(59,4+0,2*0,6)0+0,030 ;

R1pl=59,52 0+0,030 mm;

R1P=( RA pl – jmin)0-Tp

R1P =(59,52-0,14)0-0,019 ;

R1P =59,38 0-0,019 mm;

Pentru R = 40 mm; T= 0,6 {Tpl=+25 }–{ Tp=-16 }

R min = 39,4 mm;

R max = 40,6 mm;

R 2 pl = (Rmin +0,2)0+T pl

R 2 pl = (39,4+0,2)0+0,025

R 2 pl =33,52 0+0,025 mm

R 2 p=( R2pl – j min)0-0,019

R 2 p=(39,52-0,14) 0-0,019

R 2 p=39,380-0,019 mm

Pentru R = 12 mm; T= 0,5 {Tpl=+19 }–{ Tp=-11 }

R min = 11,5 mm;

R max = 12,5 mm;

R 3 pl = (Rmin +0,2) 0+T pl

R 3 pl = (39,4+0,2) 0+0,018

R 3 pl =11,6 0+0,018 mm

R 3 p=( R pl – j min)0-Tp

R 3 p=(11,6- 0,14 ) 0-Tp

R 3 p=11,46 0-0,011 mm

Calculul dimensiunilor nominale pentru cutitul lateral de pas

L = 60 mm ,

T= 0,5 mm

{Tpl=+30 }–{ Tp=-19 } [1]

L min = 59,5 mm;

L max = 60,5 mm;

L 4 p = (Lmax 0,2)0+T pl

L 4 p = (60,5-0,2) 0-0,002

L 4 p =60,4 0-0,002 mm

L 4 pl=( L4p – j min) 0+T pl

L 4 pl=(60,4+0,14) 0+0,030

L 4 pl=60,540+0,030 mm

lp = 5 mm ,

Tp = 0,2 mm

{Tpl=+12 }–{ Tp=-8 } [1]

l min = 4,8 mm;

l max = 5,2 mm;

l p = (lmax0,2) 0-Tp

l p = (5,2-0,2) 0-0,008

l p =5,16 0-0,008 mm

l pl=( lp+ j min) 0+T pl

l pl=(5,16+0,14) 0+0,012

l pl=5,30+0,012 mm

4.3 Calculul fortei de lucru , lucrul mecanic si al fortei necesare de taiere.

Forta de taiere necesara

F=L*g*r

L=perimetrul pe care are loc taierea ;

g=grosimea semifabricatului;

r=rezistenta la forfecare;

L=p1+ p2+ p3

Fig.8.-Perimetrul piesei

P1 = P2 = 18,84 mm

P3 = 348,49 mm

L=348,49+18,84 = 367,33 mm;

F=367,33*2*320

F=235,091, N/mm2 =23509,1 daN;

FT =23509,1 +3840

FT =27349,1 daN

Forta de scoatere a piesei de pe poansone

Fs=ks*F [1]

ks=0,12 [1]

Fs=0,12*27349,1=3281 daN/mm2;

Lucrul mecanic:

L= [1];

L=lucrul mecanic;

Fmed=forta de taiere medie pe durata cursei [daN];

g=grosimea semifabricatului;

Fmed=*Ft [1]

=coeficient;

Ft=forta totala;

=0,70 [1];

Ft=F+Fs;

Ft=9009,24+1081,10=10090,34 daN;

Fmed=0,70*10090,34

Fmed=19138 daN;

L=

L=38,271 J;

Puterea utila:

Pu= [1]

Pu==0,087 KW

Puterea necesara:

Pnec=Pu* [1];

k=coeficient care tine seama de regimul de lucru,k=1,1…1,4;

ή=randamentul mediu al presei;ή=0,5…0,7.

Pnec=0,087*=1,89 KW

Pnec=0,173 KW;

4.4 Alegerea presei

Presa trebuie aleasa in asa fel incat forta nominala de preasare sa fie mai mare decat forta necesara totala calculata.

Forta necesara calculata, Ft=10090,34 N=10,09 KN,se va lua o presa de 160 KN.

Caracteristicile presei:

Tab.6.Caracteristicile presei

4.5 Calcule de rezistenta

Placa activa:

-placa activa se va realiza din otel pentru scule, OSC 8;

-caracteristici mecanice OSC 8:

Tab.7.Materialul de fabricatie

-inaltimea gulerului,h=6 mm [1]

-dimensiunile de gabarit ale placii active,A x B (lungime x latime)

A=n*p+(2,5…4)*H [1]

A= 260+424

A=120+96 => se va lua 216 mm

B=b+(0,5…4)*H

B=128+(2)=128+48=176 => se va lua 180 mm;

H = (0,20)

H = 24 mm

-grosimea minima a placii active:

Hm= [1]

Hm==9,31 mm , s-a calculate 24;

-diametrele gaurilor pentru stifturi,d=10 mm;

-diametrele gaurilor pentru suruburi,d=12 mm;

Poansoanele:

-se vor realiza din otel pentru scule,OSC 8;

-verificarea la compresiune:

c=<ac; Amin = 28,26 mm 2

F = 18,84*2*320 = 12057,76 =>1205,76 daN

ac=100…160 daN/mm2;

c= =42,66 daN/mm2 <100 daN/mm2;

Placa de baza:

-se va realiza din OL 50;

Hpb=(1,2…1,5)*H [1];

H=grosimea placii active;

Hpb=1,4*24=33,6 mm =>se va lua 34 mm;

Placa de cap

-se va realiza din OL 50;

Hpc=Hpb=34 mm => se va lua 34 mm;

Verificarea la compresiune ac=14…17 daN/mm2;

c=<ac; Amin = = 113,04 mm2

c = 10,66<ac

Placa de ghidare se va realiza din OLC 45,aceasta are si rol de placa de retinere.

Placa portpoanson:

-se va realiza din OL 42;

Hpp=0,8*H≥15 mm;

Hpp=0,8*24 =19,2 mm => se va lua 20 mm;

Riglele de ghidare se va realiza din OLC 45.

Cutitul lateral de pas de va realize din OSC 8.

Calcularea centrului de presiune :

XG = [1]

YG = [1]

XG =

YG =

4.6 Alegerea elementelor tipizate

Stifturi :

Fig.9.Alegerea stifturilor

Suruburi :

Fig.10. Dimensiunea suruburilor

5.Norme privind executia sculei si masuri de protectie si securitatea muncii

In conceptia si executia sculei se vor avea in vedere urmatoarele elemente:

Scula trebuie sa evite pe cat paosibil prinderea mainilor operatorului , lucru ce se realizeaza in 2 variante: prin protejarea zonei de lucru cu elemente de protectie sau prin echiparea presei cu bariera optica; prin asigurarea unei distante minime de 25 mm intre placa de retinere si cea port poanson cand stanta e inchisa.

In executia tuturor elementelor neactive ale stantei se va avea in vedere tesirea tuturor muchiilor minim 1×45ͦ⁰

Alimentarea cu banda la inceputul lucrului se va face de catre reglor, si operatorul va trebui doar sa supravegheze corecta functionare si sa verifice periodic reperele rezultate.

La fiecare sfarsit de schimb se va face curatirea stantei de eventualele deseuri ramase si la inceputul schimbului (sau la predarea intre schimburi) se va verifica integritatea sculei.

La fiecatre inceput de schimb si la predarea schimbului se va face si verificarea corectei functionari a utilajului,

La terminarea lotului de piese stanta va fi curatita si conservata prin ungere cu ulei sau vaselina si va fi protejata cu folie impotriva agentilor corozivi.

6. Modalitati si mijloace pentru imbunatatirea fiabilitatii stantei sau matritei.

In vederea cresterii fiabilitatii stantei , functie si de solicitarea beneficciarului se pot aplica unele masuri suplimentare cum ar fi:

Executia elementelor active (poansoane placi si bucse) din otel de calitate si mai ridicata care este evident mai scump.

Se poate face acoperirea zonelor active prin depuneri metalice (carburi), fapt ce permite o crestere a durabilitatii elementelor active

In vederea usurintei interventiei asupra sculei in situatii de defecte accidentale, elementele active cu risc mai mare de defectare trebuie sa fie usor de schimbat, fapt ce se realizeaza din conceptie prin fixarea acestora in scula cu dopuri (in cazul poansoanelor si bucselor cilindrice si de dimensiuni mai mici) sau in cazul placilor prin fixare cu elemente de fixare rapida , respectiv cu suruburi usor accesibile fara demontarea sculei.

Durabilitatea sculei este de asemenea puternic influentata de corecta intretinere a sculei la fiecare inceput sau sfarsit de schimb, si verificarea integritatii muchiilor active ale sculei periodic.

De asemenea starea tehnica a utilajului (presei) are o influenta foarte mare asupra fiabilitatii si durabilitatii sculei.

7. Bibliografie

[1]. Radu Ioan-Eugen,Baban Calin-Florin-Tehnologia presarii la rece-Editura Universitatii din Oradea-1994.

[2]. Stefan Rosinger-Procese si scule de presare la rece-Editura Facla-1987.

[3]. Mihai Teodorescu,Gheorghe Zgura s.a.-Elemente de proiectare a stantelor si matritelor-Editura Didactica si Pedagogica Bucuresti-1983.

[4] egmgroup.it/en- furnizor de material.

[5]www.traceparts.com-elemente tipizate.

CAP III

Proiect T.C.M.

Capitolul I

Alegerea semifabricatelor

Materialul OLC45 se utilizează la piese cu rezistentă ridicată si tenacitate medie: discuri de turbină, arbori cotiți, biele, coroane dințate, axe cu came, pinioane, roți cu clichet, șuruburi elicoidale, pistoale, buloane, piulițe. Se mai utilizează si la diferite scule pentru ambutisare: burghie de mana pentru lemn, talpa de plug.

Caracteristici chimice:

Caracteristici mecanice: STAS 880-80

Limita de curgere la cald

Duritate:

– HB max pentru starea: – laminat 229 HB

recopt 197 HB

tras la rece 255 HB

-HRC min a stratului calit superficial: – Prin inductie 55HRC

– Cu flacara 53 HRC

In stare tratată termic CR (pentru ambele mărci)

C: – 820 – 650C cu racire in apa

– 830 – 860C cu racire in ulei

R: -550 – 660C cu racire in aer

Deformare la cald:

-Forjare: 1100 – 850

Prelucrare la rece:

in stare laminata, Ira= 51 %

in stare recoapta, Ira= 60 %

Puncte critice:

Tratament termic:

Se mai poate efectua si recoacere de inmuiere la 660 … 700C, urmată de racire in cuptor pana la 250°C, apoi in aer.

Sudabilitate: posibilă

Coroziune:

Se oxidează la temperatura camerei mai ales in atmosfera umedă. Este atacabil in acizi, insă rezistent in alcalinii la temperatura medie.

Capitolul II

Stabilirea Itinerarului tehnologic

Debitare

Masina Unealtă

Ferăstrău

Sculă:

Banda ferăstrău

Dispozitiv:

Menghină

Strunjire

Masina Unealtă

SN 400×750

Dispozitiv de fixare:

Universal

Strunjire frontală

Cuțit de strung

Centruire

Cuțit de centruire

Strunjire exterioară

Cuțit de strunjit exterior la 45o

Teșire

Cuțit de strunjit exterior la 45o

Rotunjire

Cuțit de strunjit exterior la 45o

Frezare

Masina unealtă:

FUS 32

Freza cilindro-frontală

Filetare

Cuțit de strung

Gaurire

Masină de gaurit

Burghiu

Tratament Termic: – Imbunătațire

– Instalație C.I.F.

Rectificare

Masină de rectificat cilindrică

Piatră de rectificat

Control final: – Verificarea cotelor

Ruletă

Șubler

Micrometru

– Verificarea abaterilor de formă si de poziție

– Verificarea duritații

Aparat Brinell

Determinarea dimensiunilor intermediare si adaosurilor de prelucrare

Strunjire :

dfinisare =drectificare + 2 * Apfinisare – T1

= 35 + 2 * 0,1 – 0,07=

= 35,2 – 0,07 = 35,13

ddegrosare =dfinisare max + 2 * Apdegrosare – T2

=

=40,2-0,28 =

Strunjire :

dfinisare =drectificare + 2 * Apfinisare – T1

= 31,2 + 2 * 0,1 – 0,08=

= 31,4 – 0,08 = 31,32

ddegrosare =dfinisare max + 2 * Apdegrosare – T2

=

=27,2 + 3,8 – 0,28 =

Determinarea regimurilor de așchiere

Degroșare:

Semifinisare:

Finisare:

Efectuarea normei tehnice

([1], Tabelul 11.19, pagina 292)

Intocmirea documentatiei tehnologice

Bibliografie

[1] Vlase Aurelian s.a. – Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare si norme tehnice de timp, Editura Tehnica, București

[2] Stanașel Iulian –Curs

[3] Buidoș Traian – Laborator

[4] Tratamente termice – Curs

CAP IV

Analiza cu elemente finite si optimizarea proiectului

Traducerea:

Modelarea fizică și prevenirea numerică a defectelor în formarea foilor metalice

C. Levaillant și J. L. Chenot

CEMEF – Centrul de Misiune și Forma de Materialelor -Scoala Națională de Supraveghere a Minelor de la Paris – BP 207 – 06904 SOPHIA ANTIPOLIS – FRANȚA

Lucrarea urmărește prezentarea diferitelor defecte implicate în table formând și reamintind procedura experimentală utilizată pentru obținerea acestor defecte in testele de laborator. Condițiile materialelor și proceselor care au o influența semnificativă asupra defectelor care sunt revizuite. În cele din urmă, prevenirea defectelor prin simulare numerică și mai ales prin metoda elementului finit este discutata. Se pune accentul pe domeniile de cercetare care necesită cele mai multe eforturi pentru viitorul controlului defectelor.

1. INTRODUCERE

Apariția defectelor în formarea foilor metalice reprezintă o problemă critică pentru Industrie în special pentru producția de masă, cum ar fi în industria de automobile sau aplicatii de conservare. Pentru a rezolva această problemă, sunt urmate două căi de cercetare: una se ocupă de îmbunătățirea formabilității metalului prin controlul incluziunii conținutului și optimizarea microstructurilor (pentru a întârzia instabilitatea nervurilor) pentru o capacitate mai mare de întărire a forței de muncă și un raport Lankford (pentru a reduce subțierea foii). Cealaltă constă în îmbunătățirea procesului de ștanțare în sine, prin îmbunătățirea designului instrumentului de proiectare, de control al frictiunii, de control al presiunii… Prevenirea defectelor în ștanțarea tablelor este o provocare dificilă din cauza suprapunerii mai multor influențe ale parametrilor într-un context de geometrii complexe și de condiții limită: Predicția exactă a stresului și a stării de stres în timpul ștanțării componentei reale nu este efectiv realizată, dar pare posibilă în câțiva ani datorită progresului considerabil al puterii calculatorului, combinat cu dezvoltarea softurilor de calcul a elementului finit dedicate formarii tablelor de metal. Din acest motiv, predicția exactă a defectelor nu este încă posibilă pentru utilizarea industrială de astăzi, dar va fi în mod clar următorul pas pentru industria de ștanțare a foilor metalice: se anticipează introducerea criteriului de predicție a defecțiunilor in Proiectarea asistată de calculator a procesului de ștanțare. Înainte de aceste aplicații industrial este necesar să se îmbunătățească și să se valideze aceste criterii de defecte in special prin compararea predicțiilor defectului FEM și experimental in laborator (într-o primă etapă) și la scară completă (într-o a doua etapă). Scopul acestui document este de a revizui rezultatele fizice care se ocupă cu apariția defectelor obținute experimental cu simularea numerică a modelului corespunzător experimentelor pentru a sublinia domeniile în care sunt necesare eforturi suplimentare de cercetare.

2. CLASIFICAREA DEFECTELOR ÎN FORMAREA METALELOR

Defectele cele mai frecvente în formarea foilor sunt rupturile, aspecte urate de suprafete și încrețirea. Fractură anterioară, neregulă este de obicei observată din două cazuri: o inclinarea difuză și cea localizată. Ruperea este în general considerată ca neadmisibilă pentru o componentă șțanțată datorită efectului negativ asupra proprietăților mecanice. Uneori, deformările plastice prea mari, expuse de o parte formată, fără zgâriere, dau o rugozitate ridicată a suprafeței componentei (aspect de coajă de portocala) Care poate duce la respingerea părții din motive vizuale. Condițiile nefavorabile de fricțiune pot provoca, de asemenea, zgârieturi inacceptabile asupra pieselor. Deformările plastice mari pot, de asemenea, să inducă deteriorarea materialului, constând în cavități care nucleează pe eterogenitățile structurii (includeri, depuneri, faze secundare, limitele granulelor si să crească sub efectul combinat al creșterii tensiunilor și a condițiilor de triaxială a stresului depresiv. Această deteriorare poate fi, de asemenea, dăunătoare pentru proprietățile în funcționare, de exemplu, prin intensificarea oboselii sau a fisurării la coroziune. Mai mult decât atât, metalele sunt acum acoperite pentru a crește rezistența la coroziune (de exemplu, plăci de oțel acoperite cu Zn sau polimer): după stantare, aceste suprafete pot prezenta defecte care duc la părți inacceptabile: acest tip nou de defecte este studiat experimental până acum și este modelat si eforturile de modelare sunt în mod clar necesare. Daunele, zgârieturile și rupturile sunt într-o oarecare măsură legate de proprietățile metalului și, prin urmare, pot fi etichetate ca defecte materiale dependente (vezi tabelul 1) contralate de cantitatea de deformare. Defectele de suprafață sau de acoperire sunt în mare parte dependente de condițiile de frecare care rezultă din interacțiunile complexe ale lubrifiantului, sculei și materialului de tablă, rugozitatea suprafeței, presiunea locală și viteza de alunecare. Dimpotrivă, defectele încrețitoare se datorează în mare parte sollicitărilor mecanice care corespund stresului la compresiune prin membrană: de aici se numesc defecte mecanice dependente, în tabelul 1. Ridicarea poate avea loc în zonele fără contact ale foii (de exemplu, vezi figura 1) sau sub suportul necompletat pentru o presiune insuficientă de menținere. Timpul exact al apariției ridurilor sub suportul necompletat nu este bine definit: uneori partea superioară a ridurilor este strânsă indicând deformarea prin contactul foii de încrețire cu suprafețele suportului matriței și ale miezului. În alte cazuri, ridurile par să se fi dezvoltat fără restricții, ceea ce sugerează că s-au format după ștanțare atunci când suportul de mână este mutat în sus.

Figura 1: Ridicarea în regiunea fără contact: simulare FEM

Tabelul 1. Clasificarea defectelor care apar în formarea foilor metalice

3. ÎNCERCAREA ȘI SIMULAREA ÎNCĂRCĂRII ȘI FRACȚIUNII

3.1 Teste fără fricțiune

Pentru a determina datele intrinseci pentru responsabilitatea materială în gatuire și rupere, singura modalitate este de a suprima frecare datorită contactului cu o unealtă solidă. Acest lucru se face în testul uniaxial de tracțiune cu o lungime de ecartament paralel dreptunghiulară, adică cel mai frecvent test utilizat pentru identificarea ecuației constitutive.

3.1.1 Importanța identificării ecuației constitutive

Nu este în sfera de cuprindere a acestei lucrări detalierea varietății foii metalice, dar se pune un accent pe cele mai importante aspecte:

Aspectul Anisotroov: Deoarece metalele sunt obținute prin laminare (caldă și rece) cu tratamente termice controlate, acestea sunt în general ne izotropice, raportul Lankford dintre deformarea de la grosime, măsurat pe un eșantion de tracțiune uniaxial tăiat de-a lungul unei direcții care face un unghi cu direcția de rulare , Oferă informații despre gradul de anizotropie a materialului:

R (a) =

Formabilitatea ridicată este obținută semnificativ pentru valorile medii ale lui R mai mari de 1: foi de oțel foarte stampabile pentru caroserie auto. Foile de oțel foarte stantate pentru caroseriile auto au în prezent o valoare medie R de aproximativ 2. Această anizotropie între proprietățile plane și grosimea este menționată ca o anizotropie normală. Dar, în general, există o anizotropie între diferitele direcții în planul foilor. Aceasta se măsoară prin parametrul AR definit ca. Aceasta se măsoară prin parametrul AR definit ca:

AR = (R (0) + 2R (45) + R (90)) / 4

Unde 0,45 și 90 de indicatori se referă la unghiul cu direcția de rulare. O consecință a unei valori ridicate a AR este apariția unor evenimente semnificative cu un desen cilindric. Aceasta este denumită anisotropie plană.

Inainte de a încerca să rezolvăm problema gatuirii și rupturii, deoarece există o interacțiune între comportamentul plastic și instabilitatea în tensiunea uniaxală. Fig.2 prezintă curbele adevărate ale tensiunilor pentru o foaie de oțel : Nu se efectuează nici o corectare triaxială a stresului după debutul răsturnării. Stresul și tensiunea echivalentă sunt definite prin utilizarea unui criteriu Quadratic Hill care presupune o izotropie plană: acest grafic arată că ruptura uniaxială de tracțiune este destul de sensibilă la orientare: dar când se folosește un criteriu puțin mai sofisticat (suprafata ortotropica quadratica cu anizotropie plana) Împrăștierea tensiunilor de rupere este foarte redusă. Acest exemplu simplu pune accentul pe intrigarea ecuațiilor constitutive cu fenomene de rupere.

Figura 2a: Curbele de întindere-întindere pentru fiecare orientare a cu izotropie plană

Figura 2b: Curbele de întindere-întindere după corecția cu anizotropia plană.

Multe alegeri sunt posibile pentru comportamentul plastic, în conformitate cu o literatură largă pe acest subiect între: – criterii patratice și ne-patrate – reguli asociate (adică regulă de normalitate) sau reguli de flux neasociate – anizotropie constantă ( datorită presiunilor locale posibile în timpul ștanțării care implică modificări ale texturii cristalografice) – întărirea izotropică sau cinematic.

Sensibilitatea ratei de sensibilitate: Plăcile metalice stampabile actuale nu prezintă o sensibilitate ridicată a vitezei de deplasare ca aliajele superplastice, dar ele totusi au o rata de sensibilitate și erorile majore pot fi realizate prin utilizarea datelor de tracțiune determinate la o viteză de întindere care este diferită de ordinele de mărime față de cea experimentată în timpul ștanțării. Rata standard de tracțiune în laborator este de aproximativ 10 -3 s -1, dar atunci când se ștanțează o parte pe o presă mecanică pe linia de producție, rata de solicitare locală poate ajunge la câteva s -1. Rezultatele experimentale pe oțel cu conținut scăzut de carbon, prezentate în fig.3, ilustrează diferența mare pe punctul de randament (de două ori mai mare pentru cea mai mare rată) și pe rezistența la tracțiune .Creșterea vitezei de întindere face ca începutul intiderii să vină mai devreme, dar elongația post-uniformă poate fi mărită, astfel încât alungirea totală a rupturii să poată scădea sau să crească cu viteza, în funcție de materiale. Mulți autori introduc, pentru simplitate, o lege de putere multiplicativă care să țină seama de sensibilitatea ratei de întindere în modelare:

Dar, rezultatele din figura 3 sunt mai bine descrise prin utilizarea unei ecuații modificate Krupkowsky unde influența ratei nu este pur și simplu multiplicativă: rata de intindere este:

Figura 3: Efectul ratei de deplasare asupra YP, TS, EL, SL pentru două oțeluri.

– YP: Punct de recuperare – TS: Rezistența la întindere

– EL: Elongația rupturii – SL: Elongația instabilității

Prin utilizarea criteriului Hart introdus pentru a evalua gatuirea ca instabilitate a unei reduceri locale a secțiunii, în tensiune uniaxală, este ușor să interpretăm curbarea anterioară la rate de solicitare ridicată .Sensibilitatea la temperatură: este o contrapartidă a sensibilității ratei de întindere datorită originii lor comune în fizica deformării plastice în cazul interacțiunii dislocațiilor cu atomii dizolvați interstițiali (C și N în oțelurile cu conținut scăzut de carbon). Testele de tracțiune uniaxiale experimentale, așa cum au fost prezentate în Fig. 4, prezintă diferențe semnificative în ceea ce privește curbele de solicitare a solicitărilor pentru câteva zeci de grade Celsius, i. e. Pentru temperaturile care pot fi atinse în condițiile presei.

Figura 4: Ingineria stresului vs Ingineria tensiunilor eșantioanelor de tracțiune testat la trei debite inițiale ale tensiunilor în băi izoterme de apă la 23 ° C și 60 ° C.

Figura 5: Alungirea totală și tensiunea uniformă ca funcție a vitezei de întindere și starea testului – izoterm (23 °, 60 °, 90 ° C) și neizothermic în aer.

Influența temperaturii asupra alungirii la rupere este, de asemenea, semnificativă. În timpul testelor de tracțiune, poate exista o situație complicată atunci când tensiunea este suficientă pentru a introduce încălzirea adiabatică prin disiparea din material plastic: Această încălzire adiabatică poate îmbunătăți localizarea tensiuni și gatuirea: acest tip de interacțiune este ilustrată în figura 5 prin comparația testelor de tracțiune efectuate în aer (mai mult sau mai puțin adiabatic) și în apă (mai mult sau mai puțin izotermă). Pentru a ține seama de această cuplare, este necesar să se utilizeze o ecuație constitutivă care introduce viteza și dependența de temperatură.

Pentru a încheia acest sondaj scurt al informațiilor obținute prin testele de tracțiune uniaxiale, este clar că o descriere precisă a comportamentului material, incluzând anizotropia, rata de tensiune și sensibilitatea la temperatură, este o condiție prealabilă pentru prezicerea gatuirii și rupturii; ca o consecință a complexității responsabilității comportamentului material în zgârierea și ruperea testului de tracțiune uniaxial, un astfel de test simplu în aparență nu este atât de ușor de modelat.

3.1.2 Modelarea zgârieturilor și a ruperii în absența fricțiunilor

În primul rând, este introdusă o distincție între înclinarea difuză și Înclinarea localizată: înclinarea difuză corespunde unei căderi progressive uniformitatea secțiunii transversale a specimenului, în timp ce învelișul localizat induce gradienti de tulpină mult mai grave și conduce rapid la fractură. Difuziunea neagră este descrisă în mod elementar de către criteriul de considerație care asociază debutul său cu maximul forței axiale. Înclinarea localizată este caracterizată de concentrația deformației din interiorul unei benzi limitată de liniile de-a lungul cărora nu există o extensie: această situație este punctul de plecare al teoriei dealului, cu forța maximă pentru a determina debutul zonelor localizate, deci aceasta duce la întărirea incordarii lui Hollomon.

Modelarea FEM a testului uniaxial de tracțiune până la ruptură nu este atât de ușoară mai întâi din cauza extrapolării pe ecuația constitutivă care trebuie făcută la gâtuire așa cum este indicat în figura 6. Mai mult decât atât, geometria eșantionului este în sine responsabilă de o distribuție eterogenă a tensiunii în lungimea ecartamentului paralel datorită efectului rigidizant al razei de curbură pentru joncțiunea ecartamentului la capetele specimenelor. Această distribuție eterogenă a tensiunii favorizează înclinarea difuză.

Nu este atât de ușor să se obțină o predicție accentuată a alungirii post-uniforme după debutul rănii de către FEM Așa cum este indicat în figura 7, chiar și atunci când se introduce un defect de secțiune locală, atât experimental, cât și numeric (3% defect aici). Influența dimensiunii ochiurilor este în mod clar raportată mai ales atunci când se simulează gâtul localizat într-o bandă îngustă în conformitate cu ipoteza Hill, dar unele rezultate sunt disponibile în literatură, deși confruntarea cu experimentele nu este completă (Fig.8) .

Figura 6: Curba de curgere pentru St 87-2 determinată din încercarea de tracțiune și extrapolate.

Figura 7: Comparația dintre forța calculată și experimental vs curbele de forță de inginerie pentru incercare de tracțiune dreptunghiulară.

Figura 8: Numeric (FEM)

Simularea dezvoltării gâtul localizat într-o rată de tulpină foaie sensibilă sub uniaxial tensiune.

Cuplarea efectelor termice cu localizarea tensiunii a fost studiat de FEM. Este, de asemenea, demn de remarcat simularea FEM care ia tinând seama de neomogenitățile reale ale materialului (cum ar fi orientare granulelor sau îngreunarea muncii) .Apariția daunelor sub formă de cavități din interiorul materialului pentru tensiuni mari și, prin urmare, în gât are un efect de înmuiere asupra comportamentului plastic, care a fost studiat prin FEM . Se presupune, în general, că deteriorarea cavității este inițiată de îndată ce apare tensiunea din plastic; Atunci influența sa asupra zonelor difuze poate fi semnificativă, întrucât este parametrul de control al eșecului.

Încercările de tracțiune se efectuează, de asemenea, pe eșantioane cu crestătură pentru a studia intervalul de tensiune dintre testul de tracțiune uniaxial pe specimenul paralel cu gabaritul și tensiunea plană . Pentru o geometrie adaptată a crestăturii, este posibil să se obțină o instabilitate a grosimii și ruptură la centrul specimenului. În alte cazuri, eșecul se propagă din marginea crestăturii, fiind astfel influențat de operația de tăiere: testul nu este valabil. Interesul major al acestor teste asupra eșantioanelor cu crestătură este de a evalua influența stării de stres multiaxial asupra gâtuirii și ruperii. Dar o simulare numerică a testelor este necesară pentru interpretarea rezultatelor. Cu toate acestea, această cerință este în concordanță cu scopul real al înțelegerii eșecului în condiții limită simple, fără nici o frecare.

Există un alt test pentru a produce intinderea in plan biaxial, cunoscut ca testul Marciniak. Dar acest test implică o anumită frecare care determină dificultatea determinării stării de stres: prin urmare, interesul său este mai limitat decât testul de tracțiune la cot. Mai mult decât atât, se poate anticipa că testul de tracțiune la cot poate fi adaptat pentru a evalua între tensionarea plană și întinderea echibiaxială, cel puțin parțial, prin utilizarea unor crestături suplimentare. O atenție deosebită trebuie acordată tendinței de răsucire a eșantioanelor de tracțiune datorită efortului de compresie pe zona de lățime mare, care poate modifica starea de stres în plan pur. Celălalt test bine cunoscut cu frecare este testul de umflare hidraulică: frecarea este limitată la partea de foaie sub inelul de matriță. Încărcarea nu mai este în plan, datorită razei de curbură a foii. Distribuția tensiunilorr este eterogenă, cu un maxim la polul de înfruntare.

Datorită efectelor geometrice, este posibilă o presiune minimă stabilă, chiar și pentru un material de întărire non-intarit (n = 0). Diferența finită și simularea elementelor finite au fost propuse pentru testul hidraulic cu studiul sensibilității la anizotropie, viteza de întindere și exponentul de întărire. Principalul interes al testului hidraulic este să permită accesul la tensiuni mari, cu o tehnologie de testare simplă, dar derivarea stresului din experiment este dificilă deoarece grosimea locală nu poate fi înregistrată în mod continuu. Mai mult decât atât, pentru foile anisotropice în plan, echilibrul mecanic al testului dă o formă care nu este sensibilă la diferențele dintre diferitele direcții ale foii.

Deși puține teste biaxiale în plan se fac în practică, sa făcut un efort considerabil pentru a înțelege neregularitățile și ruptura în plăcile supuse la două tensiuni ortogonale 1 și 2. Criteriul Swift este o prelungire a Considerantului prin asocierea stratului difuz cu maximul simultan al forțelor corespunzătoare F1 și F2. Pentru o încărcare proporțională, i. e. Un raport constant (a = ) și un material izotropic Hollomon.

Criteriul Hill în tensiunile biaxiale folosește aceeași ipoteză ca și în cea uniaxă, a unui gât localizat în interiorul unei benzi. Criteriul Hill nu prezice nici o înclinare localizată în domeniul de expansiune biaxială (el și e2> 0), fiind astfel în contradicție cu observațiile experimentale. Acesta este motivul utilizării unei alte abordări, propusă inițial de MARCINIAK și KUCZYNSKI, presupunând că există inițial în foaie o bandă îngustă cu o grosime redusă și o consistență diferită .

Evoluția tensiuni echivalente în defectul d și restul din planul r se calculează: atunci când are loc coaja localizată, raportul R – scade asimptotic la 0: practic, zgomotul localizat este definit pentru o valoare de 0,1. Soluția problemei nu este analitică. Multe variații de la presupunerile de bază ale lui Marciniak și Kuczynski sunt realizate, introducând anizotropia, temperatura, daunele (atât macroscopic cât și microscopic), și prin folosirea teoriilor de plasticitate diferite (Teoria fluxului (J2) și teoria deformării) J16, 17, 18]. Limitările intrinseci ale acestor abordări constau în sensibilitatea la geometria defectului postulat (fro) împreună cu localizarea arbitrară

Criterii ( r – <0,1). Unele simulări FEM interesante și recente au tendința de a demonstra influența unui defect inițial finit în locul unei benzi infinite sau de a se referi

Defectul inițial al benzii la eterogenitatea materialului sau a foii asociată dimensiunii sau rugozității. Merită subliniată inadvertența relativă a eforturilor de testare și de modelare, deoarece majoritatea modelelor se ocupă de o stare teoretică de stres biaxială în plan, în timp ce puține teste sunt efectuate în astfel de condiții, iar când sunt terminate, ele sunt rareori simulate numeric cu precizie. Încă o dată, folosirea testului de tracțiune la vârf poate fi o problemă promițătoare.

3.2. Teste care implică frecarea

Multe teste sunt propuse în literatura de specialitate care implică frecarea și constau în ștanțarea unor piese de geometrie simple. Pentru întindere se pot menționa configurații axiometrice, cum ar fi testul Olsen sau Erichsen cu bilă, testul pentru cupola hemisferică, testul de expansiune a găurilor. Folosind spații cu o lățime mai îngustă decât cercul de prindere, împreună cu o lovitură emisferică (testul Nakazima), se pierde aximimetria, dar poate fi acoperit întregul domeniu de întindere de la calea uniaxială la cea echibiaxială. Pentru desen, se poate găsi, de asemenea, un caz axialometric cu testul Cupa Swift cu un pumn cilindric cu fund plat. În funcție de lubrifiere și de presiunea martor, se poate produce defecțiune la flanșă sau la raza de curbură (pumnul sau matrița). Combinațiile de întindere și desen sunt obținute, de exemplu, prin testul Cupa rotundă cu fund rotund sau prin testul cupei conice Fukui. Cele mai multe simulări sunt limitate la cazurile axiometrice și iau în considerare un parametru constant de frecare folosind în principal un model Coulomb. Influența întăririi tensiunii, a sensibilității la viteza de deplasare, a parametrului de frecare Coulomb și a temperaturii a fost recent investigată de F.E.M . Cu toate acestea, se pare că parametrul de frecare este în general considerat mai mult ca un parametru de potrivire în locul unei valori fizice. Aceasta nu este o situație sănătoasă și trebuie depuse eforturi pentru datele de frecare pentru o predicție numerică reală. Este evident faptul că parametrii de frecare sunt o funcție a cel puțin două variabile: presiunea de contact normală și viteza de alunecare, cu numeroși factori de influență, precum vâscozitatea și chimia lubrifiantului, compoziția sculei și a rugozității 3D, Distanța de alunecare. Acest lucru nu este în sfera de cuprindere a prezentei lucrări pentru a detalia acest aspect al frecarii, dar este o chestiune esențială de a folosi simularea numerică în scopuri predictive.

3. 3. Formarea diagramelor limită: experimente și simulări.

3.3. 1 Formarea diagramelor limită în termeni de tulpini.

Conceptul diagramei limită de formare a fost introdus pentru a ține seama de valorile maxime ale tulpinilor majore și minore în plan, care trebuie atinse atunci când se formează o foaie de metal înainte de debutul zgurii sau de rupere. Experimental este determinat prin exploatarea specimenelor de diferite tipuri menționate mai sus, care sunt ghidate în principal cu cercuri: manual sau măsurători automate ale cercurilor deformate dau FLD în tensiuni. Lucrări experimentale considerabile au fost realizate pentru a defini atât tehnici de marcare, cât și tehnici de exploatare, iar FLD este adesea folosit în practică pentru a evalua formabilitatea unui lot material dat. Dar are unele limitări puternice care împiedică utilizarea sa ca criteriu de îndoire sau fractură în simularea ștampilei. Limita cea mai severă este aceea că FLD, care este determinat de obicei de monotonii mai mult sau mai puțin înclinări radiale (doza la o linie dreaptă în FLD), este complet incapabilă de a explica încărcarea secvențială (Fig.9) . Altele sunt sensibilitatea la tipul de test utilizat sau la dimensiunea cercului de rețea. Cu toate acestea, în ciuda acestor restricții de utilizare, s-au făcut multe lucruri pentru a prezice teoretic diagramele de formare a limitelor în tulpini prin diferitele abordări menționate în 3.1. Predicția FLD în tulpini de FEM progresează, dar suferă de aceleași dezavantaje ca și abordarea lui Marciniak Kuczynski, i. E. O sensibilitate ridicată la defectele inițiale sau la condițiile ochiului de plasă, dar este o cale de urmat, cu un accent mai mare pe compararea rezultatelor de calcul și experimentelor și prin îmbunătățirea datelor materialelor și în special a celor de frecare.

Figura 9: Formarea diagramei limită pentru oțelul de aluminiu în funcție de prestraina biaxială echilibrată.

Figura 10: Formarea diagramei de tensiune limită pentru o foaie de oțel pentru încărcări radiale sau non-radiale.

3. 3.2 Formarea diagramei limită în ceea ce privește solicitările.

Pentru a depăși limitarea majoră a FLD în tensiuni, care trebuie să depindă de istoricul încărcării, unii autori au propus timp de câțiva ani o diagramă limită de formare în stresurile. Se pare că acest FLD din graficul principal al eforturilor în plan se pare mult mai puțin dependent de istoricul de încărcare și mai intrinsec pentru materialul foaie: presiunile limită sunt calculate teoretic cu o presupunere de tip Marciniak Kuczinski pentru o bandă de defecte prin luarea aceleiași criterii de localizare . Simularea încărcării radiale și a încărcării secvențiale dă aceeași curbă FLD în ceea ce privește tensiunea (Fig.10). În ciuda faptului că este un rezultat numeric fără explicații teoretice, această independență în istoria încărcării este remarcabilă. Trebuie să se obțină confirmarea generalității acestui rezultat cu o mare varietate de metale plate • Totuși, unele întrebări apar din ecuațiile constitutive utilizate în calculul FLD în stres, deoarece comportamentul materialului ar trebui să fie destul de simplu (Hill quadratic Criteriu cu întărire izotropă și tulpina legii de putere.

Rata de sensibilitate , spre deosebire de multe studii experimentale și modele care se referă la un comportament mai complex, în special pentru a ține cont de încărcarea secvențială. O validare atentă a acestei abordări a FLD în stres ar fi în primul rând să caracterizeze cu exactitate comportamentul material și mai ales pentru testele secvențiale și apoi să calculeze stresul limită cu aceste ecuații constitutive precise . Din cunoștința noastră, acest lucru nu sa făcut până acum. Simulările FEM care utilizează FLD în stres ca un criteriu pentru înclinarea localizată au fost făcute recent: predicția lor este în concordanță cu datele experimentale pentru încărcare simplă (pumnul emisferic și pumnul cilindric cu fund plat Swift). Unele rezultate sunt disponibile pentru sarcini secvențiale.

4. INCRETIRI SI INDOETURI: ÎNCERCĂRI ȘI SIMULARI

Incretirea este studiată experimental prin testul de încrețire conică (Fig.ll). Pentru o forță de prindere foarte scăzută, se produce o încrețire în flanșă. La nivele mai înalte, apare în peretele neacceptat. Prin creșterea din ce în ce mai mult a forței de prindere a martorului, ruptura se obține la raza pumnului sau razei. Acest test este apoi sensibil la condițiile de frecare. În schimb, testul de flambaj Yoshida nu implică nici o frecare (Fig. 11): conduce la formarea unei singure catarame, care poate fi ușor monitorizată în mod continuu. Deși este clar că răsucirea și flambarea se datorează unei stresări în compresiune în plan, nu există o abordare simplă a flambajului. Sunt disponibile simulări FEM ale testelor de încrețire: ele folosesc elemente de coajă cum ar fi DKT 18 și sunt validate numai pentru testele Yoshida. Predicția numărului de riduri nu se realizează astăzi.

Figura 11: Teste de riduri.

5. DEFECTE ÎN PĂRȚILE DEMONSTRATIVE COMPLEXE

Pentru a evalua valabilitatea recentelor calcule FEM, este convenabil să se utilizeze unele părți demonstrative care reprezintă unele dificultăți obișnuite cu practica de ștampilare. Cutia pătrată (sau caseta cu unt) este un exemplu obișnuit. Această parte a fost simulată de mai multe ori de FEM cu acordul cantitativ sau calitativ cu comportamentul experimental (conturul flanșei finale, profilul grosimii, încrețirea în flanșă în funcție de presiunea suportului gol, eșecul în colțuri). Dar nu a fost făcută nici o investigație sistematică pentru obținerea independentă a ecuațiilor constitutive și a comportamentului de frecare, și apoi pentru a prezice limitele procesului care se ocupă cu ruptura și, respectiv, ridurile.

Figura 12: Simularea elementelor finite de formare a unui vas de ulei. Rezultatele obținute prin modificarea presiunii suportului necompletat.

6. CONCLUZII

Pentru a progresa în predicția defectelor în formarea foilor metalice, este clar din această lucrare că ecuațiile constitutive avansate și exacte și legile de frecare trebuie să fie introduse în simularea FEM ca o condiție prealabilă. În plus, pentru validarea criteriului defectului utilizat în FEM, testele cu instrucțiuni atent controlate cu și fără frecare trebuie efectuate în laborator și comparate cu simularea. O cooperare strânsă a diferitelor domenii științifice este evident necesară pentru obiectivul de control al defecțiunilor.

IMAGINI OPTIMIZARE

Analiza cu elemente finite si optimizare

Fig. 1-Proiect ANSYS de analiză cu elemente finite, și optimizare.

-Sunt prezentate caseta de analiză cu elemente finite ,respectiv casetele de optimizare: Parameter Set, Parameter Corelation ,Response Surface Optimization, Six Sigma Analysis .

– Caseta de analiză cu elemente finite contine sistemul static structural si componentele acestuia:Geometry, Model, Setup, Solution, Results,Parameters.

Fig.2-Modelul geometric-desenul de ansamblu al ștanței.

Fig.3-Modelul mechanic (Mechanical)

-Conține date cu privire la conditiile la limită(Fixed Support),încărcări (Force), respectiv setările analizei cu elemente finite.

-Modelul mecanic conține de asemenea și rezultatele analizei cu elemente finite (Solution): Solution Information,Total Deformation, Equivalent Elastic Strain, Equivalent Stress,Fatigue Tool.

-În modelul mecanic se gasesc și casetele relative la regiunile de contact (Connections) respectiv Mesh.

Regiunile de contact sunt extrem de importante pentru comportarea fizica a elementelor componente ale ștanței.

Regiuni de contact

Fig.5 -Regiune de contact între :Intre Cep si Placa de Cap

Fig.6 -Regiune de contact între :Placa de cap si Placa Portpoanson

Fig.7 -Regiune de contact între :Placa de Cap si Ponson de decupat

Fig.8 -Regiune de contact între :Placa Portpoanson si Poanson de Decupat

Fig.9 -Regiune de contact între: Poanson de decupat si Placa de ghidare

Fig.10 -Regiune de contact între: Poanson de decupat si Placa activă

Fig.11 -Regiune de contact între: Poanson de perforare si Placa activă

Fig.12 -Regiune de contact între: Rigla de ghidare și Placa activă

Fig.13 -Regiune de contact între: Placa de bază și Placa activă

Mesh

Rezultate:

Fig.15-Total Deformation

Fig.16-Equivalent Elastic Strain

Fig.17-Equivalent Stres Max

Analiza la oboseala si durata de viata a ștanței.

Fig.18-Setarile tipului de analiză la oboseală.

Fig.19- Durata de viată-1e6=1000000 cicluri

Fig. 20-Factorul de siguranță-3.17

Fig.21-Setarea parametrilor de intrare: Componenta pe axa Z a forței de ștanțare.

Fig.22-Setarea parametrilor de intrare: Coeficient de frecare intre poansonul de perforare si placa activă.

B) Corelarea parametrilor

Aceasta secțiune prezintă compararea parametrilor de ieșire in funcție de parametrii de intrare pentru 30 de puncte de design (Puncte de proiectare).

Fig.23-Determinara punctelor de design și calculul valorilor parametrilor.

Fig.24-Matrica liniară de corelare.

-Pe baza punctelor de design sunt calculate influențele parametrilor de intrare asupra parametrilor de ieșire.

-Valorile sunt prezentate matricial schematic, valoarea 1 la intersecția dintre un parametru de intrare si un parametru de ieșire inseamna influentă maximă.Culoarea albastra la intersecția dintre un parametru de intrare și un parametru de ieșire inseamna influență negativa.Culoarea gri reprezinta influență neutră.

Fig.25-Sensibilitatea parametrilor de ieșire la parametric de intrare.

-Se observa influențele aproape identice cu valoarea numerică ale componentei Z, a forței asupra celor 3 parametri de ieșire.

-Influența pozitivă a forței, in calculul factorului de siguranță este explicată prin faptul că o creștere a forței de ștanțare implică o scădere a factorului de siguranță.

-Sunt reprezentate grafic influențele parametrilor de intrare asupra parametrilor de ieșire in 2 variante(liniar si cuadratic).

Fig. 26 a)-Dispersia corelari parametrilor in cazul P3-(P1)-P3-Total Deformation.

-P1-Force Z Component

Fig. 26 b)-Dispersia corelari parametrilor in cazul P4-(P1)-P4-Eqvalent Stress

-P1- Force Z Component

Fig. 26 c)-Dispersia corelari parametrilor in cazul P5-(P1)-P5-Safety Factor

-P1- Force Z Component

C) Constructia suprafetelor de raspuns

Def:-Suprafețele de raspuns reprezintă graficele 2D sau 3D ale variațiilor parametrilor de intrare și raspunsul parametrilor de ieșire la acste variații.

Practic suprafetele de raspuns se realizeaza astfel:-Se determină un numar de puncte de design(în cazul de față 10 puncte de design), care conțin valori ale parametrilor de intrare in intervalele previzionate de proiectant(in cazul de față forța și coeficientul de frecare).Pentru fiecare valoare a parametrilor de intrare se calculeaza valoarea tuturor parametrilor de iesire.

Fig.27- Tabelul schematic de calcul a punctelor de design.

Fig.28-Comportarea punctelor de ieșire in punctele de design

-În grafic este evidențiat punctual 2 de design.

Fig.29-Reprezentarea cumulată a parametrilor de ieșire in funcție de punctele de design.

Fig.30-Suprafețele de raspuns-Tabloul valorilor absolute și valorilor

Fig.31-precizia de aproximare(Goodnes of Fit)

-Sunt prezente deviatiile de față de o valoare calculată ale unor valori previzionate(Predicted vs Observed).

Fig 32.a)-Suprafața de raspuns 3D:-Safety Factor ca funcție de cei doi parametri de intrare (Forța respectiv coeficientul de frecare).

Fig 32.b)-Suprafața de raspuns 3D:-Equivalent Stres ca funcție de cei doi parametri de intrare (Forța respectiv coeficientul de frecare).

Fig 32.c)-Suprafața de raspuns 3D:-Total Deformation ca funcție de cei doi parametri de intrare (Forța respectiv coeficientul de frecare).

Fig 32.d)-Suprafața de raspuns 2D:-Safety Factor ca funcție de cei doi parametri de intrare (Forța respectiv coeficientul de frecare).

Fig.33- Sensibilitatea locală

-Sunt prezentate influențele parametrilor de intrare,asupra parametrilor de ieșire (are aceiași comportare ca și in cazul corelari parametrilor), secțiune B.

-Este evidențiata influența forței precum și neutralitatea coeficientului de frecare.

D) Optimizarea folosind suprafețele de raspuns

-S-au stabilit cinci obiective și constrangeri de optimizare(Objectives and Constrains):

Fig.34- Setarile optimizari și tabelul schemei de optimizare

Fig.35- Exemplul de aplicare a unui obiectiv (coeficientul de frecare),ca ținta de calcul 0,1.

-Este evidențiat punctul cu valoarea 392 și coeficientul de frecare 0,098788.

Fig.36- Criteriile de convergență

-Sunt prevazute obiectivele și metodele de optimizare din care rezulta ca optimizarea admite soluție după 455 de evaluari.(aproximativ 9 ore de lucru.)

Fig.37-Punctele candidat

E) Optimizare six sigma

Aceasta metodă este extreme de laborioasă întru-cât se determina minim 1000 de puncte de design și se calculează funcția de distribuție Gauss pentru parametric de intrare aleși.

Metoda are numele dupa abscisele valorilor calculate pentru distibuția medie standard σ(sigma).

Coordonatele absciselor sunt ± 3 σ,de unde vine numele de six sigma (6 sigma).

Fig.38- Distribuția cumulată pentru forță (fragment din tabelul celor 200 de valori).

Fig.39-Funcția de distribuție pentru forță.

Fig.40- Funcția de distribuție pentru pentru coeficientul de frecare.

-Rezultatele optimizări six sigma.

-Pentru fiecare parametru in parte s-a realizat determinari pentru punctele de design calculate anterior.

Fig.41-Funcția de distribuție pentru componenta pe z a forței.

-În figură este evidențiat eșantionul reprezentat de valorile F= -14874 și probabilitatea 56,478·10-4

Fig.42- Funcția de distribuție pentru pentru coeficientul de frecare.

-Este evidențiat punctual având coeficientul de frecare 0,09655 și probabilitatea 24,58%.

Fig.43- Funcția de distribuție pentru pentru Total Deformation.

Fig.44- Funcția de distribuție pentru pentru Eqvalent Stress

Fig.45- Funcția de distribuție pentru pentru Safety Factor.