Ф. П. МИХАЛЕНКО, А. X. ГРИККЕ, Е. И. ДЕМИДЕНКО.
Кандидаты технических наук
АВТОМАТИЧЕСКАЯ
ХОЛОДНАЯ ШТАМПОВКА
МЕЛКИХ ДЕТАЛЕЙ
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
Под общей редакцией
канд. техн. наук доц. Ф. П. МИХАЛЕНКО
ИЗДАТЕЛЬСТВО «МАШИНОСТРОЕНИЕ»
Мос-к в a J 9 65

УДК 621.979 : 658.564-947
В книге рассмотрены особенности автоматической
холодной штамповки на быстроходных прессах, а также
конструкции современных быстроходных
прессов-автоматов, автоматических устройств, предназначенных для
подачи исходного материала в виде ленты,
высокопроизводительных комбинированных штампов. Приведены
сведения о повышении быстроходности механических прессов,
об устройствах для удаления отштампованных деталей.
Даны технико-экономические показатели при
автоматической холодной штамповке на быстроходных прессах.
Книга предназначена для инженерно-технических
работников, конструкторов и технологов
холодно-штамповочного производства металлообрабатывающей
промышленности, занимающихся вопросами автоматизации и
интенсификации технологических процессов. Она может
быть также использована аспирантами и студентами
машиностроительных вузов.
Рецензент канд. техн. наук Ё. Я. tlleXtftep

ПРЕДИСЛОВИЕ
Холодная штамповка является одним из наиболее
прогрессивных процессов металлообработки, занимающих в ряде отраслей
промышленности ведущее положение.
В последние годы в холодно-штамповочном производстве
металлообрабатывающей промышленности все большее
распространение получает автоматическая холодная штамповка на быстро-
ходных прессах. Под быстроходностью пресса понимается число
ходов его ползуна в минуту.
В данной работе в основном рассматривается автоматическая
штамповка мелких деталей на быстроходных прессах небольшого
усилия (~ до 25 т) с числом ходов в минуту более 200. Рост
производительности прессового оборудования в данном случае
достигается в результате: 1) повышения числа ходов, что связано с
модернизацией существующего парка прессов и созданием новых
конструкций быстроходных прессов-автоматов; 2) создания
автоматических устройств, надежно и устойчиво работающих при
повышенном числе ходов пресса; 3) внедрения высокопроизводительных
комбинированных штампов, объединяющих разделительные и
формообразующие операции, а также позволяющих получать
готовые детали. Это устраняет малопроизводительные
последующие штамповочные операции с ручной подачей штучных
заготовок, а следовательно, приводит к резкому снижению трудоемкости
выпускаемой продукции.
Таким образом, проблема автоматической холодной штамповки
на быстроходных прессах заключается не только в повышении
числа рабочих ходов прессов, но и в одновременном увеличении
коэффициента фактического использования числа ходов прессов
при работе на автоматическом режиме. Известно, что при
штамповке на обычном прессе с ручным обслуживанием использование
рабочих ходов пресса в среднем не превышает 20—30%.
При наличии автоматического устройства, заменяющего ручной
труд, использование рабочих ходов пресса резко возрастает, и
повышение быстроходности такого пресса в 4 раза увеличивает
производительность примерно в 3 раза.
Практика горьковского завода «Труд», московского завода
«Молния», ленинградского Автоматно-штамповочного завода,

Минского радиозавода, рижских заводов «ВЭФ» и
«Автоэлектроприбор», Пензенского часового завода, Пермского телефонного завода
и других передовых предприятий Советского Союза показала
экономическую целесообразность внедрения автоматической холодной
штамповки на быстроходных прессах на металлообрабатывающих
заводах с массовым и крупносерийным характером производства.
Однако автоматическая холодная штамповка на быстроходных
прессах имеет свои особенности, которые необходимо учитывать
при ее внедрении.
В книге обобщен опыт передовых предприятий, внедривших
автоматическую холодную штамповку на быстроходных прессах,
а также результаты исследовательских работ, посвященных
рассматриваемому вопросу.
Содержание книги базируется в значительной части на
результатах исследовательских работ, выполненных в Горьковском
политехническом институте им. А. А. Жданова на кафедре «Машины и
технология обработки металлов давлением» и в лаборатории
автоматизации процессов обработки металлов давлением Института
автоматики и механики Академии наук Латвийской ССР.
Цель издания настоящей книги — осветить современное
состояние вопросов автоматической холодной штамповки на
быстроходных прессах и ознакомить с ними широкий круг инженерно-
технических работников холодно-штамповочного производства.
Гл. II, IV и VI, а также разделы 2, 3 и 4 гл. V настоящей книги
написаны Ф. П. Михаленко; гл. I и III —А. X. Грикке,
разделы 1 и 5 гл. V— Е. И. Демиденко; раздел «Особенности
формоизменяющих операций» в гл. V написан С. Н. Ивановым.
Авторы будут признательны читателям за все сделанные
замечания.

ГЛАВА I
БЫСТРОХОДНЫЕ ПРЕССЫ-АВТОМАТЫ
В настоящее время механические прессы, как правило, имеют
значительно большее число ходов в минуту, чем прессы более
раннего производства. Это относится особенно к прессам небольших
усилий, предназначенных для холодной штамповки из рулонного
материала. Увеличение числа ходов пресса с одновременным
использованием автоматических подач штампуемого материала
является наиболее рациональным способом повышения их
производительности.
Повышение числа ходов вызывает увеличение скоростей,
ускорений и сил инерции движущихся частей пресса, что при
определенных значениях их может вредно отразиться на стойкости
сочленений деталей, совершающих возвратно-поступательное движение.
В тихоходных прессах нет практической необходимости строго
балансировать вращающиеся части; в быстроходных же это
обязательно, так как незначительный дисбаланс в валах, зубчатых
колесах и других вращающихся деталях может вызвать недопустимую
вибрацию пресса.
В быстроходных прессах с числом ходов в минуту более 600—
700 иногда недостаточно производить только статическую
балансировку деталей; возникает необходимость динамической
балансировки пресса, чтобы исключить его вибрацию. Следовательно,
проектирование и изготовление быстроходных механических
прессов связано с рядом дополнительных факторов, которые могут
не учитываться при производстве тихоходных машин.
Отметим некоторые общие конструктивные особенности
быстроходных прессов-автоматов.
Быстроходные прессы обычно делаются с небольшим ходом
ползуна, а сам ползун изготовляется легким, часто из специальных
цветных сплавов и уравновешивается тем или иным способом.
Коленчатые валы выполняются эксцентриковыми или
кривошипными с небольшим эксцентрицитетом, причем располагаются они
не в верхней части пресса, а ближе к его основанию (например,
прессы с нижним приводом). Передача движения с этих валов
к ползуну часто осуществляется посредством рычажного, криво-
шипно-коленного или бесшатунного механизмов. Так как в быстро-
5

Щ12
ходных прессах время холостого хода весьма незначительно, то
отпадает необходимость в больших тяжелых маховиках. Прессы,
работающие непрерывно в автоматическом режиме с редкими
остановами, можно изготовлять без муфт включения и тормозов.
Подшипники скольжения заменяют подшипниками качения и др.
Ниже будут рассмотрены некоторые конструкции быстроходных
прессов-автоматов, что позволит более детально ознакомиться
с их особенностями.
1. АВТОМАТЫ С ПРЯМОЛИНЕЙНЫМ ДВИЖЕНИЕМ ПОЛЗУНА
На фиг. 1 представлена кинематическая схема, а на фиг. 2 —
общий вид быстроходного пресса-автомата 6ГЖ-1200-5,
разработанного Р. П. Гальпериным и В. И. Жагиро на Минском
радиозаводе. Пресс имеет номинальное
усилие 5 т, 1200 ходов в минуту и
предназначен для штамповки мелких
деталей из ленты или полос, нарезанных
из листа.
Эксцентриковый вал 3 пресса,
установленный на подшипниках
качения, получает вращение от
электродвигателя / через клиноременную
передачу и маховик 2, жестко
посаженный на вал. Шатун 4
трансформирует вращательное движение вала
в возвратно-поступательное движение
нижней поперечины 9, от которой
через колонки 6 перемещается верхняя
поперечина 7 вместе с пуансоном (или
верхней частью штампа). Матрица
(или нижняя часть штампа)
закрепляется на верхней плите
станины 8 пресса. Четыре колонки 6
перемещаются в специальных направляю-
т]П—т—П Щих втулках, установленных в верх-
iil II - ней и нижней частях пресса, лто
обеспечивает строго вертикальное
движение верхней поперечины 7. Вес
нижней и верхней поперечин вместе
с колонками б уравновешивается специальными пружинами 5.
Регулируемый по длине шатун позволяет устанавливать на
пресс штампы различной высоты. Нижнее расположение
эксцентрикового вала, замена подшипников скольжения подшипниками
качения, наличие уравновешивающих пружин и хорошее
направление движения колонок вместе с поперечинами — все это
обеспечивает надежную работу пресса-автомата при большом числе
ходов в минуту.
Фиг. 1. Кинематическая схема
пресса-автомата 6ГЖ-1200-5.

Фиг. 2. Общий вид пресса-автомата 6ГЖ" 1200-5.

Пресс-автомат снабжен двухсторонней валковой подачей 12
высокой точности (б,Щ—6,03-жж), обеспШШающей эксплуатацию
последовательных вырубных штампов без применения шаговых
ножей. Высокая точность подачи достигается благодаря!
применению сдвоенных роликовых муфт свободного хода с активным
заклиниванием стопорной ступени (см. гл. II). Муфта выполнена в одном
агрегате с дисковым тормозом. Привод валковой-подачи
осуществляется через диск, подачи /0, закрепленный -на эксцентриковом
валу. В диске подачи: имеется микрометрический винт /7;, с
помощью которого регулируется шаг подачи штампуемого материала.
Небольшое расстояниежежду подающей и тянущей парами валков
позволяет производить штамповку из полос с минимальной
длиной 200 мм.
Техническая характеристика пресса 6ГЖ-1200-5
., Номинальное усилие пресса в т .•:'. --."'". . -.-,<-"'. ..•-...., 
; Число ходов'ползуна--в-мин-уту '' "." .-г-.- : : —••; ;-¦¦¦¦ § 1200
.'." Ход ползуна в мм 10
'"•* Регулировка длины шатуна в мм 12
Максимальная ширина штампуемого материала в мм 40
Максимальный, шаг., подачи в. мм ..... .... •¦..-. .. .....;... .... .. '18
Точность подачи на шаг в мм . 0,02
Мощность электродвигателя в кет . ... ... . . . . . . .'.- ,1,0
Вес пресса в кг . '.'.,... . . 180
Пресс модели ГЖ ёйй ^ усилием 10 т* с числом ходов в
минуту 400—-500 создан этими же авторами.
На фиг. 3 показана кинематическая схема одного из вариантов
пресса-автомата с нижним приводом усилием 25 т, разработанного
СК.Б-10 г. Воронежа, а на-фиг. 4 — его общий вид.
Пресс-автомат предназначен для вырубки, неглубокой вытяжки
и гибки изделий ;из полосы-и ленты в одно- и многопозиционных
штампах. По разнообразию выполняемых работ faKofi пресс может
широко применяться при серийном и массовом изготовлении
деталек в различных отраслях промышленности: радиотехнической,
электротехнической, автотракторной и т. и. Высокая точность
подачи материалапри многопозиционной штамповке позволяет
использовать пресс-автомат для изготовления мелких и сложных
по конструкции; деталей.- / , - ; Г"
Привод пресса (см. фиг. 3) осуществляется от электродвигателя
через четырехступенчатую коробку скоростей^7, "зубчатую
передачу 2 и фрикционную Муфту 3 на эксцентриковый вал \4\ В
передней части пресса, на эксцентриковом валу, расположен ленточный
тормоз 8 и диск привода подач 7. Все Подвижные части пресса
уравновешены двумя пневматическими, уравновешиватадями 5.
* В СССР с.1 января 1963 г. введен в"действие ГОСТ.9867-61, которым
устанавливается применение-Международной системы /единиц (СИ) как^предпочти-
тельной во всех областях науки, техники и,народного хозяйства', а также при
преподавании""(смтрггриложеттае):"" , ; - --- ~- ;

Фиг. 3. Кинематическая схема пресса-автомата с нижним приводом.
Фиг. 4. Общий вид пресса-автомата с нижним:
приводом.

Электродвигатель установлен на фундаментной плите в задней
части и через упругую муфту соединен непосредственно с
маховиком коробки скоростей. Переключение скоростей ручное при
помощи двух рукояток.
Пресс имеет литую чугунную станину, состоящую из
фундаментной плиты и цельнолитого корпуса. На верхнюю плоскость
корпуса устанавливается стальная плита стола пресса, к которой
крепится нижняя часть штампа (матрица). Внутри станины
располагается ползун 6, имеющий регулируемое цилиндрическое
направление. Через четыре колонки 9 движение от ползуна
передается верхней траверсе 10, на которой крепится верхняя часть
штампа (пуансон). Регулировка высоты штампового пространства
производится изменением длины шатуна при помощи винта и
трещотки. Изменить величину хода ползуна можно при помощи
эксцентрика, смонтированного в верхней головке шатуна.
Подача материала в штамповое пространство осуществляется
двумя валковыми подачами, установленными по бокам корпуса
станины. Для удобства монтажа штампов первая подача может
поворачиваться вокруг вертикальной оси. Для установки уровня
ленты по высоте штампов подачи регулируемы по высоте.
Привод подач осуществляется кулисным механизмом 11,
получающим движение от диска привода 7. Изменение шага подави
штампуемого материала обеспечивается изменением
эксцентрицитета оси камня кулисы перемещающегося по микрометрическому
винту диска привода. Выключение подач в момент рабочего хода
ползуна осуществляется через систему рычагов 12 от кулачка 13,
смонтированного на кулисной шайбе. Для резки отходов, на
специальном кронштейне, с левой стороны пресса имеются невыклю-
чающиеся Ножницы 14 с приводом от верхней траверсы ползуна.
Ножницы имеют регулировку в горизонтальном и вертикальном
направлениях, в зависимости от условий работы.
Для обеспечения агрегатов пресса сжатым воздухом
предусмотрен воздухопровод с контрольными манометрами. Смазка всех
трущихся поверхностей осуществляется от приводного лопастного
маслонасоса через систему трубопроводов.
Техническая характеристика пресса-автомата с нижним приводом
Номинальное усилие в/п 25
Число ходов ползуна в минуту 120; 170; 240; 340
Ход ползуна в мм 20—65
Закрытая высота штампового пространства в мм 230
Регулировка длины шатуна в мм 50
Шаг подачи материала в мм 0—160
Максимальная ширина штампуемой ленты ъ мм 160
Мощность электродвигателя в кет 7
Габаритные размеры пресса в мм:
длина 1350
ширина 1800
высота 1870
Вес пресса в кг 3120
10

Широкое распространение получили прессы-автоматы с
многокулачковым распределительным валом. Эти прессы,^впервые
созданные на рижском заводе «ВЭФ» (автор В. П. Буш), имеют высокую
Фиг. 5. Рабочий
механизм пресса-автомата
РГ-401.
производительность и успешно используются для изготовления
сложных штампованных изделий из ленты в радио- и
электротехнической промышленности [64], [57].
На фиг. 5 показан один из вариантов таких прессов — штампо-
• вочный автомат марки РГ-401.
Автомат предназначен для штамповки деталей из металлической
. ленты (латунь, бронза, мягкая сталь) шириной до 10 мм, толщи но

до 0,5 мм,- при максимальной подаче ленты до 25 Мм.
-Производительность автомата зависит от технологических особенностей
штампуемой детали и может достигать 12 000 деталей в час.
Электродвигатель его имеет 1410 об/мин и мощность 1,0 кет. Небольшие
габариты автомата E00 X 750 X 1050) позволяют устанавливать
его непосредственно на полу, без специального фундамента.
Шкив-маховик / (фиг. 5), получающий вращение от
электродвигателя через промежуточный вал, вращает кулачковый вал 2,
смонтированный на шарикоподшипниках. На кулачковом валу 2
закреплены в определенной последовательности кулачки: кулачок
подачи Зу кулачок захвата 4, кулачок вырубки 5, кулачок гибки 6
и кулачок баланса 7. Очертания кулачков и углы их установки на
валу определяются циклограммой, предусматривающей
целесообразную очередность работы кулачков и минимальную
неравномерность нагрузки за один оборот вала.
Кулачки, вращаясь вместе с валом, воздействуют через ролики
на рычаги S, 9, 10 и 11, передающие движение и усилие на штампы,
а также механизмам захвата и подачи. Рычаг гибки 8 и рычаг
вырубки 5, покачиваясь на своих осях, управляют рабочим ходом
пуансонов в штампах. Рабочий ход этих рычагов осуществляется
от кулачков, холостой ход — при помощи пружин. Рычаг
захвата и рычаг подачи совершают рабочий ход посредством пружин,
а холостой ход — под воздействием кулачков. Это позволяет в
определенных пределах регулировать величину рабочего хода при
неизменном профиле кулачков. Захват штампуемой ленты и ее
перемещение на заданный шаг в данном механизме подач
осуществляется специальной иглой. Подробно этот механизм подачи
рассмотрен в гл. II. Для обеспечения возможно большей
равномерности нагрузки вала за один оборот предусмотрен специальный
кулачок и рычаг 11 баланса.
2. АВТОМАТЫ С ДВИЖЕНИЕМ ПОЛЗУНА ПО ЗАМКНУТОЙ
КРИВОЛИНЕЙНОЙ ТРАЕКТОРИИ
Рассмотренные быстроходные прессы-автоматы имеют
специальные механизмы для автоматической подачи обрабатываемого
материала. Так как рабочие детали штампа имеют прямолинейное
возвратно-поступательное движение, то механизмы подач ленты
должны работать прерывисто: в момент выполнения
технологической операции лента неподвижна; после осуществления
деформирования лента в штампе освобождается, захватывается подающим
механизмом и перемещается на заданный шаг.
Прерывистость в подаче ленты на быстроходных кривошипных
прессах с возвратно-поступательным движением инструмента
ограничивает рост числа ходов этих прессов.
Чтобы увеличить производительность и создать благоприятные
условия для непрерывной работы механизмов пресса, необходимо
12

было создать новые, принципиально отличающиеся от обычных
кривошипных прессов, холодно-штамповочные автоматы.
На фиг. 6 показана принципиальная схема быстроходного
автоматического пресса фирмы Ферракут (США) [94], [123]. При
вращении кривошипного вала по направлению стрелки ползун 1
вместе с закрепленной на нем верхней частью штампа
(пуансоном) движется влево и вниз. Одновременно с ним горизонтально
влево перемещается по направляющим станины 2 монолитная
головка 3 пресса с закрепленной на ней нижней частью штампа
(матрицей) 4. После того как вал повернется на 90°, ползун,
продолжая движение вниз, вместе с головкой пресса начнет
смещаться вправо. При этом
движении ползуна вниз пуансон
встретится со штампуемым
материалом, и произойдет деформация
последнего. ' Технологическая
операция штамповки закончится
при повороте вала на 180°. Далее
ползун с пуансоном начнут
подниматься, одновременно
перемещаясь вместе с головкой пресса
и матрицей вправо до поворота
вала на 270°. Дальнейшее
вращение вала с 270 до 360° вызовет
перемещение головки 3 пресса
вместе с ползуном 1 влево, при этом ползун будет продолжать
подъем до своего крайнего верхнего положения.
Нетрудно заметить, что здесь технологическая операция
штамповки совмещается с перемещением ленты вправо, причем это
перемещение осуществляется самими рабочими частями штампа без
каких-либо дополнительных устройств. Максимально возможный
шаг подачи штампуемого материала в этом случае равен двойному
эксцентрицитету вала. Если нужно, чтобы шаг подачи материала
был больше двойного эксцентрицитета кривошипного вала, можно
использовать, например, валковую подачу с непрерывным
вращением подающих валков. Более подробно процесс самоподачи
штампуемого материала будет описан ниже.
Замена возвратно-поступательного движения ползуна
движением по круговой траектории дала возможность повысить число
ходов пресса до 1000—1200 в минуту. Прессы с таким числом ходов
предназначены главным образом для вырубных работ, имеют
усилие от 10 до 30 т\ ход регулируется в пределах от 0 до 25-мм.
На фиг. 7 показан пресс-автомат с плавающим ползуном,
разработанный в СКВ-10 г. Воронежа [79].
Ползун / пресса шарнирно связан с горизонтально
расположенным шатуном 2, левый конец которого закреплен в
регулируемой по длине тяге 5, а правый соединен с кривошипным пальцем 4
Фиг. 6. Схема пресса-автомата фирмы
Ферракут.
13

вала. Положение кривошипного пальца относительно центра
вращения вала может меняться, поэтому может меняться и
эксцентрицитет вала и ход ползуна. При вращении кривошипного вала
ползун перемещается по траектории, близкой к эллипсу, причем
малая ось эллипса расположена вертикально и равна половине
большой оси, расположенной горизонтально. Это обусловлено тем, что
ползун соединен с шатуном в его средней части. Движение ползуна
10 9
Фиг. 7. Пресс-автомат с плавающим ползуном.
в вертикальной плоскости, используемое для совершения
технологической операции, осуществляется по четырем направляющим
колонкам 5, закрепленным в каретке 6. Горизонтальное
перемещение ползуна, используемое для самоподачи штампуемого
материала, осуществляется вместе с кареткой 6, которая
свободно скользит по направляющим станины. Верхняя часть
штампа (пуансон) закрепляется обычным путем на ползуне,
нижняя часть штампа (матрица) крепится на подштамповой плите,
перемещающейся вместе с кареткой. В подштамповой плите
и каретке имеется специальное отверстие для удаления
штампуемых деталей.
Для подачи штампуемого материала на заданный шаг в прессе
имеется пара подающих 10 и пара фиксирующих 8 клещей. Подаю-
14

щие клещи вмонтированы в ползун и перемещаются вместе с ним.
Они состоят из верхних и нижних губок 9. Нижние и верхние
губки регулируемы и устанавливаются в зависимости от требуемой
высоты подачи. Зажим материала, который проходит через
упомянутые губки, производится за счет вертикального перемещения
ползуна, причем усилие зажима регулируется соответствующей
затяжкой пружин, осуществляемой поворотом гаек 7.
Фиксирующие клещи 8 установлены на станине пресса и их положение также
регулируется в вертикальном и горизонтальном положениях.
Когда материал зажат губками подающих клещей и перемещается
ими слева направо, губки 11 фиксирующих клещей разжаты. С
момента прекращения подачи материал зажимается в губках
фиксирующих клещей, а ползун вместе с подающими клещами
перемещается в крайнее левое положение.
Подача материала, таким образом, производится за время
перемещения ползуна из крайнего левого в крайнее правое положение;
максимальный шаг подачи равен большой оси эллипса, т. е.
двойному эксцентрицитету кривошипного вала.
Для нормальной работы механизма подачи материала
необходимо, чтобы шатун и кривошип в двух крайних его положениях
лежали на одной прямой. Это условие обеспечивается благодаря
возможности регулировки длины тяги 3 и эксцентрицитета
кривошипного вала. С правой стороны к станине пресса прикреплены
специальные ножницы 12 для резки отходов. Механизм ножниц и
фиксирующих клещей кинематически связан с кривошипным
валом, привод которого осуществляется от электродвигателя через
многодисковую фрикционную муфту, выполненную вместе с
тормозом. Смазка ответственных трущихся частей автомата
централизованная жидкая, подается от встроенной насосной установки.
Разработаны две модели прессов с плавающим ползуном.
Техническая характеристика прессов-автоматов с плавающим ползуном
Номинальное усилие в т ...
Регулируемый ход ползуна в мм
Число ходов ползуна в минуту
25
5—75
200
250; 270
335; 400
500
63
15—100
115
175; 230;
350
Регулируемый максимальный шаг
подачи ленты в мм , 10—150 30—200
Мощность многоскоростного
электродвигателя в кет 7; 9; 10 8, 5, 11, 14; 18 .
Пресс усилием 25 т изготовлен на Рязанском заводе тяжелого
кузнечно-прессового оборудования. Подобные прессы выпускают
фирмы Раскин (Бельгия) [103], [129]. Фирма Раскин
изготовляет такие прессы усилием от 10 до 50 т с регулируемым числом
ходов до 1000 в минуту.
15

На фиг. 8 схематично показана рабочая головка быстроходного
автоматического пресса, разработанного в Институте автоматики
и механики АН Латвийской GCP115].
В корпусе 1 установлено на подшипниках качения два
кривошипных вала 2 и 5, связанных между собой парой зубчатых колес 4
с передаточным отношением 1 : 1. Один из валов, в данном случае
верхний, получает вращение от электродвигателя через коробку
скоростей посредством клиноременной передачи. На кривошипы
валов монтируются
регулируемые эксцентриковые
шайбы 5, а на последние
непосредственно (без
шатунов) верхний 6 и
нижний 7 ползуны. В нижнем
ползуне запрессованы две
направляющие колонки <5,
которые входят в
соответствующие
направляющие втулки верхнего
ползуна, обеспечивая
параллельность перемещения
верхнего и нижнего
штампов во время работы
пресса. При вращении валов
ползуны с закрепленными
на них штампами
совершают движение по
окружностям, радиусы которых
равны общему
эксцентрицитету каждого вала. Так
как эксцентрицитеты
верхнего и нижнего валов устанавливаются равными между собой, то
величина перемещения обоих ползунов одинакова с сохранением
горизонтального положения плоскостей, на которых крепятся
штампы. При перемещении ползунов в вертикальной плоскости
совершается технологическая операция штамповки, а при
горизонтальном перемещении — происходит самоподача штампуемого
материала на заданный шаг.
Величина максимального вертикального перемещения каждого
ползуна равна удвоенному эксцентрицитету кривошипного вала.
Таким образом, суммарный ход обоих ползунов равен
учетверенному эксцентрицитету кривошипных валов. Наличие в прессе
эксцентриковых шайб 5 позволяет изменять величину общего
эксцентрицитета кривошипных валов и, следовательно, ход ползунов.
Пресс работает с большим числом ходов в минуту, поэтому
необходимо чтобы вес ползунов был небольшой и подвижные части
пресса были бы уравновешены. С этой целью ползуны выполнены
16
Фиг. 8. Рабочая головка бесшатунного
пресса-автомата.

литыми из прочного алюминиевого сплава, а на валах у
кривошипных пальцев имеются специальные эксцентрики Р, на которых
монтируются регулируемые свинцовые противовесы 10.
Расположение противовесов 10 вблизи кривошипных пальцев позволяет
не только статически уравновесить массу ползунов с
закрепленными на них деталями, но в значительной степени обеспечить и
динамическую балансировку и исключить, таким образом, вибрацию
пресса. При изменении величины хода ползунов, т. е. при
изменении положения эксцентриковых шайб 5, необходимо изменять и
положение противовесов 10, поворачивая их на тот же угол, но
в противоположную сторону.
Пресс предназначен для работы в автоматическом режиме и
выполнен без муфты включения и тормоза. Для наладки штампов и
вывода ползунов из положения максимального сближения может
быть использован микропривод. Смазка подвижных частей пресса
осуществляется принудительно от специальной насосной
установки.
Изготовлено два типа таких прессов:.усилием 1 т и усилием 4 т.
Техническая характеристика прессов, разработанных
в Институте автоматики и механики АН Латвийской ССР
Номинальное усилие в/п 1 4
Суммарный ход (регулируемый)
ползунов в мм 10 0—60
Число ходов ползуна в минуту . . до 3000 до 1000
Максимальный шаг подачи
(регулируемый) ленты в мм ...... 5 0—30
Мощность электродвигателя в кет 1 4
На фиг. 9 показан общий вид одного из вариантов пресса
усилием 4 т, который в настоящее время эксплуатируется на рижском
заводе «Саркана Планета».
Принцип работы рассмотренного автомата был использован
В. П. Бушем при разработке и создании на заводе «ВЭФ»
многопозиционного автомата непрерывного действия с круговым
движением штампов (фиг. 10). В рабочей зоне автомата расположены
два штампа 3 и 5, каждый из которых укреплен в ползунах,
совершающих вращательное движение от кривошипных валов; там же
находятся две пары профилирующих роликов 2 и 4 и
вращающийся обрезной нож 1. Непрерывно вращающиеся валки 6 подают
ленту в штамп 5, из которого заготовка вместе с лентой попадает
в первую пару профилирующих роликов, затем в штамп 3, вторые
профилирующие ролики и, наконец, в обрезные ножи, где готовые
детали отделяются от цепочки заготовок, соединенных перемычками
с лентой. Окружные скорости подающих и профилирующих
валков одинаковы и примерно равны среднему значению
горизонтальной составляющей скорости движения штампов в период
выполнения технологической операции. Это позволяет работать на
2 Михаленко 2006 17

^^^^^^Щ'^'^-Ш ''.&)
Фиг. 9. Общий вид бесшатунного пресса-автомата.
12 3 ч 5 б
Фиг. 10. Схема рабочего механизма многопозиционного автомата.

автомате с числом ходов в минуту до 1500 при непрерывной подаче
ленты.
Пресс-автомат имеет небольшие габариты; усилие штамповки
примерно 500 кГ. Используется автомат для производства мелких,
но довольно сложных по форме деталей из латунной или бронзовой
ленты.
3. КИНЕМАТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ АВТОМАТОВ С ДВИЖЕНИЕМ
ПОЛЗУНА ПО ЗАМКНУТОЙ КРИВОЛИНЕЙНОЙ ТРАЕКТОРИИ
Как уже отмечалось, прессы-автоматы с движением ползуна по
замкнутой криволинейной траектории обладают свойством
самоподачи штампуемого материала. Это значит, что на таких прессах
можно производить автоматическую штамповку деталей из
рулонного материала без применения специальных подающих
устройств, развивая число ходов ползуна до 1000—3000 в минуту.
Рассмотрим несколько подробней процесс самоподачи
штампуемого материала и некоторые кинематические зависимости.
На фиг. 11 показана схема процесса самоподачи материала при
круговой траектории движения пуансона и матрицы с
регулируемым по высоте жестким съемником.
В начале процесса (положение /) эксцентрики разведены,
пуансон / находится в крайнем верхнем и матрица 4 в крайнем нижнем
положениях. Затем пуансон и матрица, смещаясь влево (при
повороте эксцентриковых валов на 90° от первоначального
положения), одновременно сближаются. Далее пуансон и матрица
начинают двигаться вправо (положение 77), зажимают между собой
ленту 5, деформируют ее и одновременно перемещаются вместе
с нею вправо. При повороте эксцентриковых валов на 180° пуансон
и матрица максимально сближены, деформация (в данном случае
вырубка детали) прекращена (положение ///). Затем паунсон
и матрица начинают удаляться друг от друга и выходят из
соприкосновения. Лента удерживается на пуансоне и перемещается им
вправо до тех пор, пока съемник 2 освободит материал
(положение IV). Вырубленная деталь 5 удаляется через отверстие
матрицы. Для фиксации положения штампуемой ленты с момента
конца подачи до начала следующего ее перемещения служит
клиновой тормоз одностороннего действия, позволяющий с некоторым
регулируемым натягом перемещать ленту только в одном
направлении.
Шаг подачи зависит от величины общего эксцентрицитета R
и угла а, определяющего начало контакта пуансона со
штампуемым материалом. При работе без съемника с величиной погружения
пуансона в матрицу, равной а, при толщине штампуемого
материала б шаг подачи будет (фиг. 12, а) составлять
Se = 2S; = 2R sin a. A)
2* 19

При этом вертикальное перемещение пуансона S'e, -равное
перемещению матрицы, можно найти из выражения
S; = 0,5F +а) = /?(!'— cos а). B)
Суммарное вертикальное перемещение инструмента
Se = 2S;=--=2#(l— cos a).
C)
Практически штамповка
производится при наличии съемника. Если
высота щели жесткого съемника,
закрепленного на матрице, равна hc, a
глубина погружения пуансона в
матрицу равна а, то шаг подачи
материала при работе со съемником
определится следующим образом (фиг. 12,6):
Se с = S; + S; = /? (sin a + sin О. D)
Вертикальное перемещение пуан- ¦
сона при его движении вниз с
момента начала подачи определится
выражением B).
Фиг. 11. Схема процесса Фиг. 12. Схема к расчету шага
самосамоподачи, подачи.
Вертикальное перемещение пуансона при его движении вверх
до момента полного съема ленты с пуансона (съемником) равно
Se.c = 0,5 (hc + a) = R(l — cos ax). E)
Для определения шага подачи по выражениям A) и D)
20

необходимо знать углы "а и аь которые определяются из
равенств B) и E)
cosa= *-°М* + °У; F)
cos an
R
R - 0,5 (hc + a)
G)
Общий эксцентрицитет кривошипных валов R зависит от
величины и взаимного расположения эксцентрицитета собственно
вала ев и эксцентрицитета еш шайбы,
которая надевается на кривошип вала.
Если эксцентриковая шайба
установлена на кривошипе вала, так, что
.эксцентрицитеты ев и еш лежат на одной
прямой и первый является
продолжением второго, то общий эксцентрицитет
вала получает максимальное значение
#та* = ее + *«• (8)
Если же эксцентриковая шайба
повернута относительно этого положения
"на 180°, то общий эксцентрицитет будет
минимальным
#min =ев—еш. (9)
Промежуточные значения общего
эксцентрицитета могут быть определены
согласно фиг. 13 из выражения
R - ]/"Ksin РJ + (ев + ewcos РJ = У el + г\ + 2e/mcos p. A0)
Таким образом, величина шага подачи зависит от толщины
обрабатываемого материала, глубины погружения пуансона в матрицу,
высоты щели жесткого съемника и общего эксцентрицитета вала.
Максимально возможный шаг подачи равен удвоенному общему
эксцентрицитету кривошипного вала (при a = ax = 90°).
Допускать большее значение угла а нельзя во избежание обратного
перемещения материала. При прочих равных условиях шаг подачи
может несколько изменяться с изменением числа ходов пресса,
так "как с увеличением числа ходов пресса увеличивается скорость
перемещения штампуемого материала, увеличиваются
инерционные силы, действующие на него. Поэтому более тонкую
регулировку шага подачи материала следует производить изменением
зажима ленты клиновым тормозом и изменением величины
погружения пуансона в матрицу. Точность шага подачи, как показал опыт
работы, находится в пределах 0,2—1 % от величины шага и зависит
от числа ходов пресса, толщины ленты и усилия зажима ленты тор-
¦-¦2-1
Фиг. 13. Схема к расчету
общего эксцентрицитета:
О —центр вращения вала; Ох —
центр кривошипа; 02 — центр
наружной окружности
эксцентриковой шайбы.

мозом (табл. 1). Для повышения точности шага подачи можно
пользоваться ловителями, фиксаторами и т. п.
Таблица 1
Шаг подачи при работе с жестким съемником, высота
hc щели которого принята бми R = 18,75 мм
Толщина
материала в мм
0,5
1,0
1,5
2,0
Шаг подачи в мм при глубине погружения пуансона
в матрицу в мм
0
13,1
14,3
15,4
16,2
0,25
14,0
15,1
16,0
16,7
0,5
14,7
15,8
16,6
17,2
0,75
15,5
16,4
17,2
17,7
1,0
16,1
16,9
17,6
18,2
5,0
23,0
23,4
23,8
24,1
Рассмотрим некоторые кинематические особенности
автоматических прессов с самоподачей материала и сравним их с
кинематическими данными обычного однокривошипного пресса простого
действия. Это сравнение проведем, принимая ход ползунов 5
у всех рассматриваемых прессов одинаковым.
Эксцентрицитеты кривошипных валов. Если принять величину
хода, ползуна 5 у рассматриваемых прессов одной и той же, то
эксцентрицитеты R кривошипных валов будут: для обычного пресса
Л\ = ~y ; Для пресса с плавающим ползуном, если считать, что
ползун закреплен в середине шатуна, R2 = S, т. е. R2 = 2RX; для
бесшатунного пресса R3 = -т-> т- е- ^з = 0>5 Ri-
Наибольший эксцентрицитет вала получается у пресса с
плавающим ползуном, а наименьший — у бесшатунного пресса.
С увеличением эксцентрицитета вала при недостаточной его
балансировке можно ожидать и увеличения вибрации пресса, особенно,
если пресс быстроходный. Поэтому при прочих равных условиях
бесшатунный пресс будет работать более спокойно, чем два
остальных рассматриваемых пресса.
Максимальный шаг самоподачи. Как уже отмечалось, в прессе
с плавающим ползуном и в бесшатунном прессе происходит
самоподача штампуемого материала. Максимальный шаг самоподачи
равен удвоенному эксцентрицитету кривошипного вала. При
принятых нами условиях максимальный шаг самоподачи для пресса
с плавающим ползуном будет
Samax = 2^2 = 4а\,
а для бесшатунного пресса
т. е. у бесшатунного пресса максимальный шаг самоподачи в 4 раза
меньше, чем у пресса с плавающим ползуном.
22

Путь и скорость движения ползуна. Путь ползуна обычного
кривошипного пресса с достаточной для обычных инженерных
расчетов точностью можно определять по выражению [104]
S = /?JA— cos a)+ -^ sin2 a j . A1)
Формула для определения скорости движения ползуна
получится в результате дифференцирования выражения A1) по
времени
v ^'сОд./?! (sin а + -о- sin2а J. A2)
В уравнениях A1) и A2) обозначено:
/?! — эксцентрицитет (радиус кривошипа) кривошипного
вала;
R
k = —^ отношение эксцентрицитета вала к длине шатуна;
со^ — угловая скорость кривошипного вала;
а — угол, определяющий положение кривошипа (от-
считывается от крайнего нижнего положения в
сторону, обратную вращению).
Привод пресса-автомата с плавающим ползуном представляет
собой кривошипно-коромысловый механизм. Смещение от
горизонтали точки шарнирного соединения тяги 3 (см. фиг. 7) с левым
онцокм шатуна столь незначительно при имеющих место в
механизме автомата отношениях радиуса кривошипа к
горизонтальному расстоянию от центра подвески тяги 3 до центра
кривошипного вала, что им можно пренебречь и рассматривать кривошипно-
коромысловый механизм как центральный кривошипно-шатун-
ный. Ошибка в расчетах при этом не превысит 0,25% [79].
Перемещение ползуна в прессе с плавающим ползуном, так же
как в бесшатунном прессе, можно рассматривать как
одновременное его движение в вертикальной и горизонтальной плоскостях.
При движении в вертикальной плоскости производится
технологическая операция штамповки, а при движении по горизонтали —
осуществляется самоподача штампуемого материала.
В прессе с плавающим ползуном горизонтальное перемещение
ползуна от его крайнего левого положения, с достаточной для
практики точностью, может быть определено из выражения
Se = R2{\ —cos a) + А_ ?2sin2a. A3)
Вертикальное перемещение ползуна от горизонтали,
проходящей через центр кривошипного вала, определяется из выражения
Se = ^sina. A4)
2
23

В уравнениях A3) и A4) угол а, определяющий положение
кривошипа, отсчитывается от крайнего левого горизонтального
положения в сторону вращения вала; величина 1с, определяющая
место крепления ползуна к шатуну, отсчитывается по шатуну от
места его соединения с кривошипом вала.
В рассматриваемом прессе ползун соединен с шатуном в
середине, поэтому 1С'= -у, а выражение A3) примет вид
Sa = R2(l —cos a) + -^fe2sin2a. A5)
Скорости горизонтального и вертикального перемещений
ползуна определяются из выражений, которые получаются в
результате дифференцирования по времени выражений A5) и A4)
vd= ($K(R2s\n а +—k2sm2a); A6)
^=a>K-^-cosa.-- A7)
В бесшатунном прессе горизонтальное перемещение ползуна
определяется из выражения
• S8 = R3sin a. A8)
Вертикальное перемещение каждого ползуна будет
Se = R3 (l - cos a). A9)
В выражениях A8) и A9) угол а, определяющий положение
кривошипа, отсчитывается так же, как в обычном прессе, от
крайнего нижнего положения в сторону, обратную вращению вала.
Дифференцируя по времени уравнения A-8) и A9), найдем
скорости горизонтального и вертикального перемещений ползунов:
ve = a^-Rg cos a; B0)
ve = @KR3 sin a. B1)
Так как в бесшатунном прессе имеется, два ползуна,
движущиеся навстречу друг другу, то скорость деформирования на
нем будет равна удвоенной скорости вертикального перемещения
ползунов.
Сравним скорости деформирования рассматриваемых прессов.
Второй член выражения A2) мало влияет на численное значение
скорости, поэтому пренебрежем им. Тогда скорости
деформирования можно написать в таком виде:
для обычного пресса
vd = (uKRi sin a;
24;

для /пресса с плавающим ползуном
Vq — 0,5(x)KR2 cos a:
для бёсшатунного пресса
щ = 2co/ci?3 sin a
Если величина максимального хода 5max = 2R и числа
ходов у рассматриваемых прессов одинаковы, то эксцентрицитеты
валов у них будут различны (см. выше), а максимальные скорости
деформирования одинаковы:.
«.max г>
Максимальная скорость деформирования будет при среднем
положении ползуна по вертикали, т. е. при горизонтальном
положении кривошипа.
-Горизонтальные -скорости ползунов или скорости—еамен-одачи
штампуемого, материала сравним при тех же условиях,
пренебрегая вторым членом в выражении A6). Тогда, согласно
выражениям (Г6)""и "B0), минимальные скорости подачи, равные нулю,
будут при среднем положении ползуна,.а максимальные — в
крайнем нижнем положении.
Максимальное значение скорости подачи в прессе с плавающим
ползуном будет
vfax=^R2^2^KR^
в бесшатунном прессе
vf^^coKR3^ 0,5@^!.
Таким образом, скорость подачи штампуемого, материала
в прессе с плавающим ползуном в 4 раза больше, чем в
бесшатунном прессе.
Для большей наглядности в табл. 2 приведены значения
величин, характеризующих кинематические особенности
рассматриваемых прессов.
Рассмотрим крутящий момент, необходимый на кривошипном
валу рассматриваемых прессов. Для обычного пресса крутящий
момент без учета сил трения определяется из выражения [104]
Мкр = PDR± (sin a +.± sin 2a) ; B2)
для пресса с плавающим ползуном
Мкр = 0,5PDR2sin a; B3)
для бесшатунного пресса
Мкр - 2PDR3 sin a. B4)
В выражениях B2), B3) и B4) через PD обозначено усилие
деформирования.
25

Таблица 2
Величины, характеризующие кинематические особенности прессов
Тип пресса
Обычный, простого
действия
С плавающим
ползуном
Бесшатунный
1
Число ходов
в минуту
1000
1000
1000
Ход ползуна
в мм
75
75
75
Радиус
кривошипа
в мм
37,5
75
18,75
Максимальная
скорость ползуна в м/сек\
по
вертикали
3,94
3,94
3,94
по
горизонтали
0
7,88
1,97
j

Максимальный
шаг
самоподачи
в мм
0
150
37,5
Из приведенных уравнений видно, что при одинаковых
значениях PD и R необходимый на кривошипном валу крутящий
момент у обычного пресса примерно в 2 раза больше крутящего
момента пресса с плавающим ползуном и в 2 раза меньше, чем у
бесшатунного пресса. Таким образом, наиболее экономичным по
затрате энергии является' пресс с плавающим ползуном.
Однако, когда ход ползунов этих трех прессов одинаков,
радиусы кривошипов (общий эксцентрицитет вала) R получают
различные значения (см. стр. 22), и крутящие моменты становятся
одинаковыми.

ГЛАВА II
АВТОМАТИЧЕСКИЕ ПОДАЧИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
ПРИ ШТАМПОВКЕ НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
Механизмы подачи исходного материала в виде ленты, как
правило, являются дополнительными узлами к обычным
универсальным кривошипным или эксцентриковым прессам.
Исключением являются прессы-автоматы, в которых узел подачи является
неотъемлемой частью.
Механизмы подачи материала (в виде ленты или полосы)
можно классифицировать по виду захватного органа [63]. По
этому признаку они разделяются на четыре группы: клещевые,
фрикционные, валковые и крючковые.
В отечественной практике холодноштамповочного
производства при штамповке на быстроходных прессах нашли применение
различные типы автоматических подач, обеспечивающих
перемещение исходного материала в виде ленты в рабочую зону
штампа.
Сравнительная характеристика некоторых типов
механических подач, применяемых при штамповке на повышенном числе
ходов пресса, приведена в табл. 3 [76]. Данные табл. 3 по
точности подачи и по допустимому числу ходов пресса следует считать
ориентировочными. Так, например, клино-ножевая подача в
исполнении ленинградского завода «Красная Заря» при штамповке
сложной детали с небольшим шагом подачи обеспечивает
точность перемещения ленты в пределах ±0,02 мм. Универсальная
автоматическая подача клещевого типа конструкции Б. С. Лит-
виненко при штамповке мелких деталей обеспечивает точность
шага подачи в пределах ±0,03—0,06 мм.
Однокривошипные прессы простого действия модели К-6
конструкции московского завода «Молния», оснащенные
двухсторонней валковой подачей, устойчиво работают при 300 ход/мин
и выше.
Быстроходные прессы-автоматы 4ГЖ-500-10 Минского
радиозавода, оснащенные двухсторонней валковой подачей с
сдвоенной роликовой муфтой обгона, надежно работают при 500 ход/мин.
Точность % подачи при штамповке мелких деталей составляет
±0,01—0,03 мм,
27

Таблица 3
Сравнительные характеристики различных типов подач
Подача
Валковая
от пресса
односторонняя
от пресса
двухсторонняя
от штампа
Клино-роликовая:
от вала пресса
от штампа
Крючковая
от ползуна
пресса
от штампа
Клещевая
от вала пресса
от штампа
Клино-ножевая
. от вала пресса
I от штампа
Шаг подачи
в мм
До 400
До 100
До 200
До 100
До 75
До 40
До 150
До 50
До 600
До 300
Ширина
материала в мм\
До 300
До 150
До 200
До 100
До 150
До 100
До 150
До 100
До 200
До 100
Толщина
материала
в мм
Лента
До 1,0
До 1,5
До 0,8
До 1,0
До 1,5
До 0,8
До 0,5
До 1,0
До 0,8
До 1,5
До 1,0
Полоса
До 5,0
До 8,0
До 3,0
До 3,0
До 2,0
До 5,0
До 3,0
До 3,0
До 3,0
До 3,0
До 2,0
Точность
подачи в мм
±0,2
±0,2
±0,1
±0,1
±0,05
±0,5
±0,3
±0,3
±0,2
±0,2
±0,1
Допустимое
число ходов
в минуту
До 200
До 500
До 200
До 300
До 400
Разработка и исследование типовых конструкций
автоматических подач проводятся в ЭНИКМАШе, а также в ряде СКВ
заводов, специализирующихся на выпуск холодноштамповочного
оборудования.
В зарубежной практике [130] при штамповке на
быстроходных прессах широко используются валковые подачи (фиг. 14) и
цанговые (клещевые). Привод механизмов подач того и другого
типа в большинстве случаев осуществляется от главного вала
пресса или ползуна. В валковой подаче постоянство направления
вращения валков обеспечивает лучшие условия для повышения
быстроходности. В последнее время в зарубежной практике много
внимания уделяется исследованию и усовершенствованию
конструкций валковых подач, предназначенных для оснащения
быстроходных прессов [131]. В частности, в современных
конструкциях валковых подач поперечный вал, связывающий обе
пары валков, размещается ниже уровня подштамповой плиты,
28

что исключает помехи при установке штампов. Это обеспечивается
путем применения компактной передачи геликоидальной
зубчатой парой, расположенной в закрытом картере со смазкой.
Наличие приспособлений, отключающих действие валков на
ленту во время первого хода после включения пресса,
предотвращает неполную пробивку или вырубку первой детали и тем самым
:.¦ ¦¦:;:.:v::::---:'.;'- ,;::¦::.¦:.:¦:::¦¦:;.:¦:;::;::^:''^§|^':|;':':'? : ' ¦-¦^у-^Шу--
Фиг. Ы. Быстроходный пресс-автомат, оснащенный
валковой подачей.
предохраняет штамп от поломки из-за неуравновешенности
воздействия. Отключение подачи ленты в момент максимальной
нагрузки в системе привода подачи (при включении муфты пресса)
значительно сокращает нагрузки на рычажную систему привода
и износ ее. Для быстрой установки шага подачи на диске
приводного эксцентрика предусмотрена микрометрическая регулировка.
Увеличение доли времени цикла пресса, приходящейся на
действие валковой подачи, обеспечивается специальным
механизмом. При штамповке на быстроходных прессах это уменьшает
ускорение механизмов подачи и создает условия для более
устойчивой ее работы.
29

Большое внимание в современных конструкциях валковых
подач уделяется тормозам. При больших скоростях подачи для
повышения тормозного момента, кроме тормозов на валках, часто
устанавливают дополнительные тормоза на поперечном вале.
В быстроходных подачах с большим шагом распространено
устройство тормозов периодического действия приводимых
пружинами и выключаемых пневмоприводом.
В зависимости от условий работы поверхность валков
подвергается шлифованию или отделке твердым хромом, или
дробеструйной обработке, накатке,
нарезке фрезой.
Цанговые подачи состоят
из кареток с зажимным
механизмом, совершающих
возвратно-поступательное
движение, и зажимного
приспособления, удерживающего
ленту во время обратного
хода салазок. Точность
подачи ленты к быстроходным
прессам B00—600 ход!мин)
колеблется в широких
пределах и зависит от
конструкции подачи, зазоров в на-
Н МТ правляющих шарнирных сое-
Фиг. 15. Угловая диаграмма. динениях ее привода, от веса
подвижных частей, их
инерции, скорости подачи, преодолеваемого трения и ряда других
факторов. Скорость подачи ленты находится в пределах 10—
30 м/мин. Возможность регулировки у валковой и цанговой
подач невелика.
При штамповке на прессе с валковой подачей расстояние
валков от оси пресса всегда постоянно. Вследствие этого при
установке небольшого штампа расстояние его от валков будет
большим, и для предотвращения изгиба ленты приходится применять
специальные направляющие. В вертикальном направлении та и
другая подача имеет возможность перемещаться.
Из схемы привода (фиг. 15) следует, что подача и выдача
симметричны, т. е. при угле поворота от 90 до 270° происходит
подача и при таком же угле поворота возврат. Несмотря на ход
ползуна, толщину материала и форму продукта, подача материала
заканчивается за 30—40° до этой остановки.
Угол подачи может быть увеличен, а скорость подачи снижена
с помощью кулачковой шайбы или эксцентрикового диска, если
команда для подачи и возврата дается, например, эксцентриком
на главном валу через электрические конечные выключатели или
пневматические клапаны, которые управляют механизмом по-
30

дачи. Однако это усложняет все приспособление в целом. Подача
материала происходит за время, соответствующее углу поворота
главного вала в 140—150°, и прекращается при недоходе
кривошипа на 30—40° до крайнего нижнего положения. Обратный ход
начинается после того, как кривошип повернется на 30—40°
после крайнего нижнего положения.
В последние годы в отечественной и зарубежной практике при
штамповке на быстроходных прессах находят применение
автоматические подачи с индивидуальным (независимым) приводом. Это
обусловливается тем, что при наличии кинематической связи
механизма подачи с механизмами пресса затрудняется
осуществление технологических операций, требующих больших значений
шага подачи при заданном числе ходов пресса, т. е. скорость
подачи ограничивается. Наличие зависимого привода подачи
обусловливает возникновение инерционных сил в звеньях движущихся
механизмов, что снижает точность, подачи при увеличении числа
ходов пресса и требует учета этих сил при повышенных
скоростях подачи.
Независимый привод может быть механическим,
гидравлическим, пневматическим или смешанным. Применение независимого
привода позволило создать легко регулируемые и чувствительные
механизмы подачи, позволяющие регулировать величину шага
подачи в широком диапазоне, создать автоматические подачи
высокой точности, предназначенные для оснащения быстроходных
прессов. Подачи с независимым приводом находят применение
также и для специальных линий, работающих на рулонном
материале, например, листоразделочных линий, при которых
требуется высокая точность подачи. Так, при шаге подачи, равном
38 мм у на прессе с небольшим усилием при 300 ход! мин допускается
индивидуальная (не накапливающаяся) ошибка на один цикл
±0,075 мм при общем допуске до 0,4% от величины шага для
средней скорости ленты 11,5 mImuh и наибольшей скорости ленты
23 mImuh [31 ].
Ниже рассматриваются конструкции таких подач, которые по
имеющимся сведениям применяются при автоматической
штамповке ла быстроходных прессах в. отечественной и зарубежной
практике.
1. КЛЕЩЕВЫЕ МЕХАНИЗМЫ ПОДАЧИ
По характеру исполнения захватного органа клещевые
механизмы выполняются с захватными роликами, ножами,
защелками или клещами и иглами. В первом случае они называются
клино-роликовыми, во втором — клино-ножевыми, в третьем —
клещевыми с защелками или клещами, в четвертом — клещево-
игольчатыми.
31

Клино-роликовые подачи
В 1952 г. слесарем прессового цеха завода.«Труд» Р. А. Долго-
половым была создана новая клино-роликовая подача, которая
в отличие от.других типов подач надежно и устойчиво работает
Фиг. 16. Клино-роликовый механизм подачи.'
при автоматической штамповке на быстроходных прессах с
числом двойных ходов в минуту до 600 [20], [67].
Клино-роликовая подача (фиг. 16) состоит из подающей и
блокирующей кареток. Механизм привода и возвратные пружины
придают подающей каретке возвратно-поступательнбе движение.
Подающая каретка крепится на салазках и перемещается по плите
стола пресса между двумя направляющими стальными клиньями,
а блокирующая каретка неподвижно закреплена на плите,
установленной на столе пресса.
Привод механизма подачи осуществляется от пла-ншайбй 1
(фиг. 17), смонтированной на конце коленчатого вала пресса.
32

На планшайбе (фиг. 17) имеется Т-образный паз с сухарем,
перемещающимся от регулировочного винта, с помощью которого
достигается грубая установка шага подачи. Точная же
регулировка шага подачи осуществляется упорно-регулировочным
винтом 6 (фиг. 16).
Вращательное движение пальца 2 сухаря (фиг. 17) через
тягу 5, коромысло 4, плунжер 6, клин и ползушку 5
преобразуется в качательное движение
рычага 7, который толкает
вперед подающую каретку 8 клино-
роликовой подачи вместе с
материалом в виде ленты.
Подача ленты
осуществляется следующим образом.
При движении подающей
каретки в сторону штампа
ролики 1 (см. фиг. 16), перемещаясь
по наклонным плоскостям
накладных планок 8, заклинивают
между собой ленту 4 и подают
ее в рабочую зону штампа.
Ролики блокирующей каретки в это
время расходятся и не
препятствуют движению ленты.
Пружины 9 через обоймы 5,
в которых находятся втулки
цапф роликов, постоянно
прижимают ролики к ленте, и
поэтому движение ленты
относительно кареток ИЛИ рОЛИКОВ фиг> 17. Пресс-автомат с плунжерным
ВОЗМОЖНО ТОЛЬКО В ОДНОМ на- типом привода, оснащенный клино-
правлении. Как только прекра- роликовой подачей.
щается поступательное
движение подающей каретки, а с ней и ленты 4, ролики блокирующей
каретки сходятся, и лента фиксируется. Ролики же подающей
каретки, встречая сопротивление ленты, освобождают
последнюю, и каретка свободно перемещается в исходное положение
под действием пружин 2. Возвращение подающей каретки
осуществляется на величину шага подачи во время холостого хода
ползуна пресса. Затем цикл повторяется.
При необходимости протащить ленту в направлении, обратном
движению подающей каретки, ролики разводятся при помощи
фиксатора 5.
При переходе на штамповку из ленты другой ширины подача
регулируется направляющими роликами 7, а при переходе с
одной толщины ленты на другую — сменой накладных
планок 8. Чтобы избежать регулировки подачи в зависимости от
3 Михаленко 2006 33

толщины ленты, можно накладные планки делать большей
ширины.
Число пар роликов в каретках может быть любым, но наиболее
устойчиво работает подача с тремя парами роликов в подающей
каретке и с двумя — в блокирующей.
Фиг. 18. Шариковый зажим в механизме подачи проволоки.
-&
\*
ж_
Ф mfi Ш
jh:
//
3
X
Описанная подача является универсальной и применяется для
ленты толщиной от 0,4 до 3 мм, шириной до 150 мм и шагом
подачи до 75 мм.
Замена роликовых кареток каретками с шариковыми
зажимами (фиг. 18). позволяет быстро перевести пресс на работу с автс
матической подачей проволоки.
Простота и универсальность
конструкции клино-роликовой
подачи, невысокая стоимость ее
изготовления, легкость наладки,
устойчивая работа при
повышенном числе ходов пресса
способствовали ее широкому
использованию в холодноштамповочном
производстве.
На Горьковском автозаводе
клино-роликовая подача
применяется для штамповки ленты
толщиной до 1,5 мм, шириной до
ПО мм с шагом подачи до 150 мм
[8].
Опыт Московского автозавода
имени Лихачева также
показывает, что для повышения точности
клино-роликовая подача должна
иметь шесть роликов в подающей и четыре ролика в блокирующей
каретке. Кроме того, при использовании тонких профилей ленты
@,3 мм и менее) следует применять специальные
профилировочные ролики (фиг. 19), провальцовывающие продольные ребра
по кромкам, с целью придания ей жесткости вдоль оси. Для умень-
34
4т
-Ы-
Фиг. 19. Ролики для
профилирования ленты:
/ — направляющие для ленты; 2—
регулировочный винт; 3 —
профилирующие ролики; 4 — профилированная
лента.

шения износа поверхностей призм, заклинивающих ролики,
установлены специальные закаленные сухари.
Для упрощения спаривания штампах подачей после подающей
каретки имеются длинные направляющие ленты, при этом нет
необходимости в направляющих на штампе. При штамповке из
ленты толщиной более 1,5 мм перед каретками подачи
устанавливают правильные вальцы для правки ленты по длине.
На Московском автозаводе имени Лихачева клино-роликовая
подача применяется для штамповки из ленты толщиной 0,2—
2,0 мм и шириной до200лш. Автоматическими клино-роликовыми
подачами оснащены прессы усилием 15; 45 и 90 т.
Рассмотренные механизмы клино-роликовой подачи имеют
привод от кривошипа пресса, в таком случае она является
конструкцией, относящейся к прессам-автоматам. Использование прессов-
автоматов наиболее рационально в том случае, когда они
применяются для выполнения однородных операций в массовом и
крупносерийном производстве без частых переналадок.
При наличии различной программы большой номенклатуры
штампуемых деталей, когда не представляется возможным
произвести строгое закрепление прессов за определенными деталями,
вследствие чего на каждом прессе производится штамповка как
крупно-, так и мелкосерийной продукции, более целесообразным
является создание штампов-автоматов, в которых механизмы
подачи входят в конструкцию штампа. Это позволяет более свободно
оперировать имеющимся оборудованием в процессе
производства.
В связи с указанным на Кашинском заводе
электроустановочных материалов [1 ] и на других предприятиях нашей страны
созданы штампы-автоматы, составной частью которых является
механизм клино-роликовой подачи.
На фиг. 20 показан штамп-автомат с клино-роликовой подачей.
В данном случае обратный ход подающей каретки производится
во время рабочего хода ползуна пресса при помощи двух клиньев /,
закрепленных на- верхней'плите штампа.
Во время холостого хода полузца пресса перемещение
подающей каретки 2 вместе-с заклиненной лентой в левое крайнее
положение осуществляется пружиной 9 рабочего хода каретки,
надетой на шпильку §/
Для удобства заправки ленты на подающей и блокирующей
каретках предусмотрены отжимные рычаги 4 с валиками 3, при
.повороте которых обоймы 5 перемещаются влево, благодаря чему
ролики расклинивают ленту.
Регулировка хода подающей каретки производится на рабочем
ходу пресса. Регулировочная шпилька хода каретки отпускается
полностью, и на рабочем ходу проверяется шаг подачи материала.
Потребный шаг подачи достигается в данном случае постепенным
сокращением хода каретки.
3* ' 35

При применении штампов-автоматов со встроенным
механизмом подачи нет необходимости в новой регулировке штампа при
повторной установке его на пресс.
На Кашинском заводе электроустановочных материалов
штампы-автоматы описанной конструкции применяются для
1 м^ чёт*
Фиг. 20. Совмещенный штамп-автомат с механизмом клино-роликовой подачи
для вырубки и вытяжки специального колпачка:
/ — клин: 2 — каретка подвижная; 3 — валик; 4 — рычаг отжимной; 5 — обойма
роликов; 6 — ролик захватывающий; 7 — каретка неподвижная; 8 — шпилька
регулировочная; 9 — пружина рабочего хода; 10 — ролик; // и 13 — штифты пружины;
12 — пружина зажима обоймы; 14 — направляющая подвижной каретки.
штамповки деталей из ленты толщиной 0,3—0,7 мм с шагом
подачи до 35 мм.
На фиг. 21 приведена конструкция клино-роликовой подачи
Горьковского автомобильного завода.
Перемещение колодок 3 и 4У смонтированных на ползушке У,
влево вместе с заклиненной лентой между роликами 2
производится посредством клина 6, связанного с ползуном пресса. Тип
36

О J.
S a »=c
л со о
« О OQ
О ^j сз
^ j со
5 о,
5 о о
Or. t,
a*^1 о
37

клина выбирается в зависимости от того, когда нужно
осуществить подачу материала, — при подъеме ползуна пресса или
при его опускании. Клин, показанный на фигуре, применяется
в тех случаях, когда подачу материала необходимо осуществить
при подъеме ползуна пресса. Возвратный ход ползушки 7
производится пружиной 7.
Ручка 8 служит для раскрытия роликов при заправке или
освобождении ленты в подающей каретке. В блокирующей
каретке 5 раскрытие роликов осуществляется винтом 9.
Описанная подача предназначена для автоматического
перемещения ленточного материала толщиной от 0,5 до 3,0 мм,
шириной до 50 мм, с шагом подачи до 50 мм (при ходе ползуна
90 мм).
В лаборатории кафедры «Машины и технология обработки
металлов давлением» Горьковского политехнического института
было проведено исследование г с целью установления зависимости
точности подачи от числа двойных ходов пресса и величины шага
подачи. Исследование проводилось на кривошипном прессе
усилием 9 т, оснащенном клино-роликовой подачей с плунжерным
типом привода. Ступенчатое изменение числа двойных ходов пресса
от 60 до 400 в минуту осуществлялось посредством вариатора.
В опытах использовалась лента из латуни Л62 толщиной 1,5 и
2,0 мм, шириной 25 мм.
При заданном числе ходов пресса и величине шага подачи на
специально изготовленном штампе на ленту наносился ряд кер-
нений. Величина шага подачи измерялась на инструментальном
микроскопе при 30-кратном увеличении. Для каждого измерения
определялось отклонение от средней величины шага подачи.
Математическая обработка экспериментальных данных
позволила построить графические зависимости (фиг. 22 и 23),
иллюстрирующие влияние числа двойных ходов пресса на точность
подачи при различной величине шага подачи.
Анализ графиков показывает, что с увеличением числа ходов
пресса от 60 до 100—150 в минуту точность подачи несколько
возрастает, при дальнейшем повышении числа двойных ходов пресса
точность подачи параболически падает. Величина отклонения
от средней величины шага подачи при 384 ход/мин достигает
0,2 мм при шаге подачи 30 мм (см. фиг. 22).
Увеличение точности подачи в указанном диапазоне числа
ходов связано по-видимому с установлением оптимального режима
работы пресса данной конструкции и плунжерного привода
подачи. Такой режим обеспечивает наибольшую равномерность
работы привода (отсутствие автоколебании, большая плавность
работы и др.).
1 Работа выполнена канд. техн. наук Ф. П, Михаленко и инж. А. С. Винер.
•38

Фиг. 22. Зависимость
точности клино-роликовой
подачи от числа двойных
ходов пресса. Материал—
латунь Л62, толщина
материала 1,5 мм. Шаг
подачи:
1 — 5 мм; 2 — 10 мм;
3 — 20 мм; 4 — 30 мм.
100 200 300 400
Число ходов пресса в минуту
мм
020
Ц 0716
С:
%0,12
к от
0,04
—х—
О
9~~~Ш
*'
4
Л?
2
<У
<1
,//
У
/
Фиг. 23. Зависимость
точности клино-роликовой
подачи от числа двойных
ходов пресса. Материал —
латунь Л62, толщина
материала 2,0 мм. Шаг
подачи:
О 100 200 300 400
Число кодов пресса в минуту
5 мм; 2 —
20 мм; 4
10 "мм;
¦ 30 мм.
39

Понижение точности подачи при значительном увеличении
числа двойных ходов пресса можно объяснить ростом
инерционных сил подающей каретки и других подвижных частей механизма
привода, а также тем, что исполнительный механизм (возвратные
пружины подающей каретки, пружина возврата клина и другие
детали) не успевает срабатывать при высокой частоте приложения
нагрузки.
Понижение точности подачи с повышением быстроходности
пресса связано также с увеличением динамичности работы
привода. При этом нарушается стабильность выбирания зазоров
в кинематической цепи привода и возможны перекосы подающей
каретки.
Следует также иметь в виду, что с повышением
быстроходности пресса устойчивость ленты против продольного изгиба
понижается в связи с ростом сил инерции.
Встречающееся в литературе мнение о решающем значении
сил инерции на величину отклонения шага подачи при
увеличении числа ходов пресса не имеет достаточных оснований, так как
с увеличением сил инерции отклонение от налаженного шага
подачи будет хотя и больше, но на рассеивание замеров не влияет,
а дает только постоянное отклонение.
В связи с рассматриваемым вопросом уместно отметить, что
точность клино-роликовой подачи с приводом от штампа должна
быть выше, чем с приводом от вала пресса.
На фиг. 24 и 25 приведены графики, показывающие влияние
шага подачи на точность перемещения ленты при различном числе
ходов пресса. Графики построены методом вертикальных сечений
кривых, изображенных на фиг. 22 и 23. Из фиг. 24 и 25 следует,
что точность подачи с увеличением шага (при постоянном числе
ходов) находится в обратной пропорциональной зависимости от
величины шага подачи.
С увеличением шага подачи возможность продольного изгиба
растет, особенно для тонких материалов. Большое влияние на
точность подачи оказывает неплоскостность ленты в исходном
состоянии. При штамповке из тонкой ленты ролики блокирующей
каретки калибруют ее значительно лучше, чем при штамповке
из толстой ленты. Это объясняется большей жесткостью толстой
ленты при постоянном усилии правки.
При наличии значительной неплоскостности по ширине ленты
и заусенцев на кромках ленты, действительная поверхность
контакта ленты с роликами резко уменьшается. Поэтому надежность
захвата ленты клино-роликовой подачей и стабильность шага
подачи будут повышаться с уменьшением толщины штампуемого
материала. Из сравнения приведенньх графиков (см. фиг. 22 и 23)
видно," что точность подачи в зависимости от быстроходности
пресса с увеличением толщины штампуемого материала
уменьшается.
40

Фиг. 24. Зависимость
точности клино-роликовой
подачи от величины шага
подачи. Материал —
латунь Л62, толщина
материала 1,5 мм. Число
ходов пресса в минуту:
*3
с:
/ — 60;
2 - 125;
- 300; 5 -
3 — 225;
385.
0,20
'¦ 0,1 д
0,12
0,08
ОМ
"
1 '
/ 1 /
f <
l^F^
5 /
4 \/
1/
3 \^
<^1
2
/к
jfh
т
*^ 4
10 15 20
Шаг подачи
25 мм
мм
а 20
0,1-6
an
0,08
ом
I
4
/ i
(у^ с
*&
Г*^
v^
/4V
\r
) ^^^
А
/ (
3>^
1 2
) J*
l/ т
>"т
J
Фиг. 25. Зависимость
точности клино-роликовой
подачи от величины шага
подачи. Материал —
латунь Л62, толщина 2,0 мм.
Число ходов пресса в
минуту:
10
Шаг
15 20
подачи
25 мм
60;
4 -
2 — 125;
- 300; 5 -
3 — 225;
385.
41

При воздействии пуансона на ленту с продольной
неплоскостностью (волнистостью) лента несколько выпрямляется и при
наличии вероятного распределения волн возникает нестабильность
шага подачи.
Неравномерность толщины по длине ленты также отрицательно
сказывается на точности подачи.
Видоизмененные конструкции клино-роликовой подачи. В
последнее время на заводе «Труд» с целью упрощения конструкции,
а также сборки и ремонта рассмотренной подачи создано
специальное сепараторное устройство в механизме роликовой
подачи.
Отличие новой конструкции от ранее рассмотренной состоит
в том, что вместо хомутиков и втулочек в ней применен сепаратор,
упрощающий сборку и ремонт механизма подачи.
С двух сторон каретки закреплены по две боковые пластинки,
которые являются направляющими для перемещения в них
сепаратора с роликами.
Ролики в сепараторе могут вращаться, что способствует
сохранению их цилиндрической формы, а следовательно, и
повышению точности перемещения подаваемой ленты.
При клино-роликовой подаче с однорядным расположением
роликов штампуемый материал перемещается между роликами,
расположенными в скосе роликовой каретки, имеющей угол 12°,
и корпусом каретки, В такой конструкции механизма подачи
сокращается количество деталей и облегчается вес каретки, что
имеет большое значение в том случае, когда подача является
составной частью штампа-автомата. Естественно, что точность
подачи такого механизма меньше, чем у механизма с парным
расположением роликов.
Упрощенная клино-роликовая подача конструкции А. А.
Самойлова приведена на фиг. 26. Она состоит из нижней плиты 1,
имеющей салазки для перемещения каретки в пазах стола пресса.
На плите 1 закреплены боковые пластины 2, имеющие с
внутренней стороны выточки, в которых помещаются нижние ролики 5.
На боковых пластинах 2 установлены верхние пластины 4, в
которых имеются фигурные вырезы, необходимые для установки
верхних роликов 5. После сборки подачи механизм каретки
сверху закрывается крышкой 6 с пластинчатыми пружинами 7,
которые предохраняют верхние ролики 5 от выбрасывания их
из гнезд во время работы.
Наладка штампа производится без крышки и верхних
роликов, что исключает устройство для раздвигания роликов.
Подача ленты производится за счет заклинивания ее между
верхними и нижними роликами при движении подающей каретки
в сторону штампа. При холостом ходе пресса лента фиксируется
блокирующей кареткой. Возврат подающей каретки в исходное
положение осуществляется пружинами 8.
42

При переходе на штамповку из ленты другой ширины подача
регулируется направляющими роликами 9.
Шаг подачи устанавливается при помощи регулировочного
винта 10.
Для приведения в действие рассмотренных механизмов клино-
роликовой подачи применяется ряд приводов — плунжерный
(см. фиг.. 17), шестеренчатый и кулисный [18].
Фиг. 26. Упрощенная конструкция механизма клино-роликовой подачи.
Клино-роликовая подача конструкции ЭНИКМАШ. В
последние годы при модернизации прессового оборудования клино-
роликовая подача нашла применение на многих отечественных
заводах.
ЭНИКМАШем [78] разработана нормаль КР25-1 на типовую
конструкцию клино-роликовой подачи (фиг. 27).
Нормалью предусмотрен выпуск подач четырех размеров
(табл. 4).
Точность подачи по приведенной нормали при средней
скорости подачи материала до 25 м/мин составляет 0,1 мм; от 25 до
40 м/мин — 0,2 мм.
В представленной на фиг. 27 конструкции клино-роликовой
подачи в отличие от конструкции подачи, рассмотренной выше
(см. фиг. 16), предусмотрена возможность регулировки положения
оси подаваемого материала по отношению к поверхности стола
при помощи винта 9. Необходимое расстояние между штампом и
43

подающей кареткой устанавливается перемещением верхней
плиты 10 вдоль кронштейна 11. Постоянный контакт ленты с
роликами 5 обеспечивается пружинами 6.
й , 200 (ход наиЬолыиий) 7
Таблица 4
Краткие технические характеристики
клино-роликовых подач по нормали
КР25-1
Фиг. 27. Клино-роликовый механизм подачи по нормали КР25-1.
Качательное движение от вала пресса через кривошипную
шайбу, тягу 1 и рычаг 2 передается на рычаг 3, который перемещает
подающую каретку 4. Рукоятки 7 и 8 предназначены для развода
рсликсв при заправке ленты.
Типовыми проектами,
разработанными ЭНИКМАШем,
СКБ-10(г. Воронеж) и заводами
кузнечно-прессового
машиностроения, предусмотрена
установка клино-роликовых подач
на кривошипных прессах
усилием от 10 до 100/тг моделей
КН-10, К231, КН-15, КН-30,
ЭР-50, КИ5, КП5А, КП6Б,
КА-235, КП6, КП7, КП7А.
Разновидностью клино-роли-
ксвой подачи является
оригинальнее устройство для
автоматической подачи лент и полос в штамп (фиг. 28), разработанное
и внедренное на одном из предприятий Ленинградского
совнархоза [6].
Последовательность и принцип работы механизма подачи
заключается в следующем.
44
Тип
1
2
3
4

Максимальный шаг
подачи
в мм
60
100
160
200
Ширина
ленты в мм
60
100
160
200

Отжимая прижим 4, лента или полоса 1 по направляющим 15
перемещается до упора матрицы 3.
Подаваемый материал все время поджимается прижимом 4
посредством пружины 5 к ролику б, смонтированному на оси 7,
18 22 11 1116 15
Фиг. 28. Клино-роликовый механизм подачи, встроенный в штамп.
который имеет насечку. Фрикционные шайбы 14 и 11 прижаты
к ролику 6 при помощи пружины 17 и гайки 16.
Зубчатое колесо 12 насажено на ось 7 и соединяется с ней
собачкой 13. При ходе ползуна пресса вниз плита 10 нажимает на
регулировочный винт 0, соединенный с зубчатой рейкой 8,
находящейся в зацеплении с зубчатым колесом 12. При движении вниз
рейка 8 поворачивает зубчатое колесо 12, а следовательно и
ролик б, под действием которого начинает перемещаться верхняя
полоса или лента. Плавающий упор 2 ограничивает перемещение
45

т щ
полосы и прекращает ее движение вперед. В это же время
прекращается вращение ролика 6, при этом и происходит процесс
вырубки. При последующей штамповке ролик перемещает полосу
на величину шага подачи, а плавающий упор 2 входит в
вырубленное окно и препятствует ее большему перемещению.
Аналогичное устройство имеет второй подающий механизм 18,
предназначенный для штамповки конца полосы после выхода ее
из зацепления с роликом 6.
^т^-^^^^^ ¦ ^ЛЯ обеспечения прямолиней-
«|, ! ного направления и уменьшения
трения при движении полосы в
штампе предусмотрены ролики 19,
20 и 21. Ролик 22 прижимает
полосу к роликам 19, 20 и 21.
Описанный механизм
автоматической подачи компактен, прост и
надежен в работе и рекомендуется
для использования при штамповке
мелких и средних деталей
толщиной до 2 мм.
Клино-роликовая питающая
подача. На фиг. 29 показан
быстроходный гидравлический пресс
Нортона усилием 7,5 т, оснащенный
высокоскоростной клино-ролико-
вой питающей подачей [132].
Такая подача изготовляется в двух
вариантах, как простая тянущая
или толкающая роликовая подача
и как двойная последовательная
тянуще-толкающая подача. Подача
спроектирована для работы пресса
на автоматическом режиме при
числе ходов от 40 до 800 в минуту и
может быть использована для любого шага подачи и любого
материала нормального веса и размера.
• При создании указанной подачи конструкторы учли то
обстоятельство, что при наиболее общем способе подачи питатель
настраивается на определенный вид движения, а действительное движение
может сильно изменяться с изменением линейной скорости, веса
полосы материала и числа ходов пресса, особенно когда оно
достигает необычно высокого уровня — 800 ходов в минуту и выше.
Поэтому механизм движения и остановки в данной подаче встроен
прямо в прессовый инструмент, например в виде тормоза или
бокового ножа; при этом обеспечиваются условия для максимальной
точности подачи. Такими условиями являются мгновенное
восприятие и чувствительный контроль крутящего момента (чтобы этот
46
Фиг. 29. Быстроходный гидравли
ческий пресс, оснащенный высоко
скоростной клино-роликовой пода
чей.

момент был достаточно велик для подачи полосы или ленты и мал
в момент, когда полоса зафиксирована и удерживается тормозом
или боковым ножом в инструменте). Эти условия достигаются
применением простой ременной передачи с приводом от синхронного
электродвигателя небольшой мощности к нижнему из пары
стальных закаленных роликов. Ремень передачи то передает крутящий
момент, то проскальзывает. Это обеспечивает регулировку в
приводном механизме: 1) по полному моменту, 2) по величине
передаваемого момента при застопоренной ленте, 3) по отношению
последнего к движущему моменту.
Таким образом, передаваемый момент при застопоренной
полосе можно устанавливать такой величины, чтобы гарантировать
отсутствие задиров на мягком тонколистовом материале,
возможность легкого регулирования направляющих, а также мгновенное
восприятие сигнала на освобождение полосы.
Так как лента находится под постоянным контролем, то можно
работать при высоком числе ходов пресса даже при тонколистовом
материале, не боясь вибрации.
Верхний ролик находится на регулируемой пружинной
подвеске. С двигателем связан подвижный двухступенчатый шкив,
что обеспечивает выбор любой из двух скоростей роликов.
Весь узел подачи монтируется сбоку пресса и может
регулироваться как в вертикальной, так и в горизонтальной плоскости.
Роликовая подача Нортона предназначена не только для
рулонной ленты, но также и для полосового материала, несмотря на то,
что при тянущей подаче штампуемая полоса полностью выходит
из штампа.
Пресс Нортона, оснащенный роликовой подачей, можно легко
переналадить с работы в массовом производстве на работу при
нормальной серийности, так как узлы подачи легко и быстро
монтируются, налаживаются и демонтируются.
Клино-ножевые механизмы подачи
Механизм клино-ножевой подачи создан в 1958 г. А. А.
Самойловым с участием В. П. Панова и И. А. Фомичева [67].
Клино-ножевая подача (фиг. 30) отличается от клино-роликовой
лишь принципом захвата ленты, а привод, регулировка шага
подачи и крепление у обеих подач однотипны.
Захватывающим элементом являются ножи /, которые шар-
нирно закреплены в коробках 2 и расположены под углом 60°
к направлению движения ленты. Под действием пружин 3 ножи
находятся в постоянном соприкосновении с боковой поверхностью
ленты. Во время рабочего хода ползуна пресса рычаг 4
воздействует на сухарь 5 и перемещает подающую каретку в сторону
штампа. При этом происходит заклинивание ленты в ножах
подающей каретки, лента перемещается на величину шага подачи, а ножи
47

блокирующей каретки освобождают ленту. При скольжении
ножей по ленте происходит их самозатачивание, вследствие чего они
не нуждаются в частой заточке.
Во время холостого хода' ползуна пресса обратное движение
подающей каретки происходит под действием пружин 6. В это
время лента заклинивается между ножами блокирующей каретки
и остается неподвижной, а ножи подающей каретки отжимаются
и скользят по ленте.
Каретка подающая Каретка блокирующая
Шаг подачи регулируется так же, как и у клино-роликовой
подачи: грубая регулировка осуществляется с помощью
планшайбы, смонтированной на коленчатом валу пресса; точная —
при помощи упорно-регулировочного винта 8. Для свободного
протаскивания ленты через каретки необходимо отвести ножи от
ленты, что осуществляется с помощью планок 9 отвода ножей.
Регулировка подачи на ширину подаваемого материала
осуществляется смещением коробок 2 с ножами в поперечном
направлении при ослаблении болтов 7. Относительно толщины подаваемого
материала клино-ножевая подача является универсальной и
регулировки не требует.
Для обеспечения надежной и точной работы подачи толщина
ножей должна в 2—3 раза превышать толщину подаваемого
материала*.
По устойчивости в работе и по точности подачи клино-ножевая
подача не уступает клино-роликовой и имеет по сравнению с ней
следующие преимущества:
48

1) проще по конструкции и менее трудоемка в изготовлении;
2) безотказно работает с большим шагом подачи;
3) применима для подачи материала фасонного профиля
(круглого, эллипсного, квадратного, уголкового и т. д.);
4) не оставляет следов на поверхности штампуемого материала.
А. А. Самойлов и А. Б. Столяров, используя клино-ножевую
подачу, создали оригинальный агрегат х (фиг. 31), позволяющий
Фиг. 31. Модернизированный пресс, оснащенный клино-ножевым
механизмом подачи и предназначенный для штамповки с большим шагом.
работать с большим шагом подачи и большой точностью
перемещения ленты. При шаге 300 мм разница в длине деталей не
превышает 0,2—0,3 мм.
Опишем кратко устройство и работу этого агрегата. На валу
эксцентрикового пресса установлен диск 9 регулировки шага
подачи, имеющий Т-образный паз, в котором перемещается сухарь 10.
На палец сухаря насажена головка тяги 11, другой конец которой
укреплен в узле 5 регулировки шага подачи.
Грубая регулировка шага подачи осуществляется с помощью
сухаря, более точная — путем изменения длины тяги. Узел 5
регулировки шага подачи соединяет тягу 11 с салазками 4, с ко-
1 Авторское свидетельство № 126459.
4 Михаленко 2006 49

торыми жестко соединена подающая каретка 3 клино-ножевой
подачи, осуществляющая захват ленты ножами и подающая ее
под штамп 8. При движении подающей каретки в обратном
направлении лента фиксируется ножами блокирующей каретки 7,
которая остается неподвижной в направлении движения ленты.
В случае необходимости, например, при наладке агрегата,
блокирующая каретка может быть перемещена в поперечном
направлении путем смещения планки 6.
Чтобы предотвратить
выпучивание ленты, а
следовательно, и сохранить
заданный шаг подачи, а также
устранить заедание ленты, в
механизме подачи
установлены направляющие линейки 2,
причем нижняя линейка
неподвижна, а верхняя имеет
возможность перемещаться
по высоте посредством
кронштейна U что необходимо для
придания надежного
направления перемещающейся
ленте.
Точность работы
механизма клино-ножевой подачи (см.
фиг. 30) проверяли в
производственных условиях завода
«Труд» х. Подачу испытывали
на кривошипном прессе
усилием 10 /тг, снабженном
сменными шкивами, что
позволяло ступенчато изменять
число ходов ползуна от 100 до 400 в минуту. Величину шага
подачи изменяли от 10 до 30 мм через каждые 5 мм. Эксперименты
проводили на стали 08-ОМ холодного проката двух профилей:
0,6 X 28 мм и 1,2 X 24 мм.
При заданном числе ходов ползуна и величине шага подачи
с помощью специального штампа на материале ленты наносили
20 кернений. При шаге 10 мм при п = 100 ход/мин и шаге 30 мм
при п = 400 ход/мин на ленту наносили 40 кернений.
Для получения большей точности при измерениях, в качестве
пуансона для нанесения рисок применяли зубило с наклонной
режущей кромкой. Величину каждого шага измеряли на
инструментальном микроскопе при 30-кратном увеличении. Результаты
1 Работа выполнена канд. техн. наук Ф. П. Михаленко и инженерами
В. Е. Слуцким и Г. Д. Радзинеким.
; то гоо зоо 4оо
Число кодов пресса в минуту
Фиг. 32. Зависимость точности
клино-ножевой подачи от числа двойных ходов
пресса. Материал — сталь 08-ОМ,
толщина 0,6 мм (пунктирные кривые) и 1,2 мм
(сплошные кривые). Шаг подачи:
/ — 10 мм; 2—15 мм; 3 — 20 мм; 4 — 25 мм;
5 — 30 мм.
50

измерений заносили в таблицы, а затем находили среднюю
арифметическую величину шага и отклонения от этой величины для
каждого шага подачи. После этого определяли среднюю величину
отклонения, характерную для данного шага подачи при заданном
числе ходов пресса. По полученным данным построены графики,
иллюстрирующие изменение величины отклонения шага подачи
в зависимости от числа ходов ползуна пресса (фиг. 32) и величины
шага подачи (фиг. 33).
Прежде чем приступить к
анализу приведенных
графиков, необходимо проверить
устойчивость работы подачи.
Для определения
устойчивости работы подачи
воспользуемся методикой,
разработанной в ЭНИКМАШе,
которая основана на
использовании метода статистического
контроля [122].
Предположим, что
распределение измеряемых
шагов точно или приближенно
соответствует нор мал ьному
закону распределения с
центром а и дисперсией о2. За
центр- и дисперсию
нормального распределения можно
принять соответственно
среднюю арифметическую X и
дисперсию s2 размеров
большой партии деталей.
Математическая статистика позволяет с достаточной надежностью
устанавливать точность полученных результатов: а ^ X, o^-s.
Если распределение размеров точно подчиняется нормальному
закону, то можно ожидать, что при достаточно большой партии
замеров 99,7% шагов будут отличаться от X не более чем на
±3сг. Поэтому при небольшом количестве замеров размеры шагов
не должны отличаться от средней более, чем на За, в противном
случае можно сделать вывод о нарушении нормальности
распределения, о наличии систематических ошибок, т. е. о неустойчивой
работе подачи.
Так как практически распределение шагов более или менее
отличается от нормального, то для повышения эффективности
метода наряду с рассмотрением каждого шага в отдельности
дополнительно рассматриваются средние размеры шагов в
последовательных равновеликих пробах (сериях замеров). Эти средние раз-
'5 Ю 15 20 25 мм
Шаг подачи
Фиг. 33. Зависимость точности клино-но-
жевой подачи от величины шага подачи.
Материал — сталь 08-ОМ толщина 0,6 мм
(пунктирные кривые) и 1,2 мм (сплошные
кривые). Число ходов пресса в минуту:
/ — 100; 2 — 150; 3 — 220; 4 — 400.
4*
51

Результаты замеров по определению точности
в ми-
Число ходов
нуту
100
400
100
400
Толщина материала
в мм
0,6
0,6
1,2
1,2
Шаг подачи в мм
10
30
10
30
Количество замеров
в пробе п
Среднее
арифметическое в пробе X
Размах в пробе С
1
2
X
С
Номера проб •
1
10,65
10,82
10,735
0,17
1 29,33
1
2
1 *
С
1
2
X
С
1
2
X
С
29,01
29,1.7
0,32
10,78
10,86
10,82
0,08
29,55
29,65
29,60
0,10
2
3
10,75 10,65
10,73
10,74
0,02
29,09
29,38
29,235
0,29
10,74
10,85
10,795
0,11
29,43
29,32
29,375
0,11
10,81
10,73
0,16
29,21
29,33
29,27
0,12
10,67
10,86
10,765
0,19
29,75
29,63
29,69
0,12
4
10,63
10,76
10,695
0,13
29,04
29,35
29,235
0,31
10,70
10,71
10,705
0,01
29,55
29,31
29,43
0,24
5
10,56
10,81
10,685
0,25
29,30
29,22
29,26
0,08
10,72
10,74
10,73
0,02
29,55
29,34
29,45
0,22
/
6
10,74
10,70
10,72
0,04
29,18
29,27
29,225
0,09
10,74
10,65
10,695
0,09
29,50
29,31
29,405
0,19
7
10,80
10,75
10,775
0,05
29,31 .
29,34
29,325
0,03
10,71
10,68
10,695
0,03
29,53
29,52
29,525
0,01
8
10,68
10,72
10,70
0,04
29,16
29,10
29,13
0,06
10,71
10,71
10,71
0,10
29,58
29,57
29,575
0,01
9
10,79
10,77
10,78
0,02
28,98'
29,32
29,15
0,34
10,78
10,68
10,73
0,10
29,61
29,34
29,475
0,27
Примечание. Количество проб в партии — 20.

Таблица о
автоматической клино-ножевой подачи
в партии
10
10,69
10,78
10,735
0,09
29,01
29,30
29,155
0,29
10,62
10,70
10,66
0,08
29,55
29,50
29,525
0,05
11
10,65
10,79
10,72
0,14
28,83
29,16
28,995
0,33
10,69
10,62
10,655
0,07
29,42
29,68
29,55
0,26
12
10,60
10,63
10,615
0,03
29,01
29,17
29,09
0,16
10,62
10,63
10,625
0,01
29,43
29,40
29,415
0,03
13
10,71
10,75
10,73
0,04
29,16
29,15
29,155
0,01
10,68
10,69
10,685
0,01
29,50
29,37
29,435
0,13
14
10,89
10,66
10,685
0,03
29,29
29,21
29,25
0,08
10,80
10,86
10,83
0,06
29,52
29,55
29,535
0,03
15
10,72
10,64
10,68
0,08
29,24
29,16
29,20
0,08
10,81
10,71
10,76
0,10
29,75
29,42
29,485
0,33
16
10,68
10,69
10,685
0,01
29,14
29,17
29,155
0,03
10,79
10,63
10,71
0,16
29,49
29.36
29,425
0,13
17
10,63
10,65
10,64
0,02
29,05
29,23
29,14
0,18
10,76
10,65
10,705
0,11
29,55
29,44
29,495
0,11
18
10,69
10,67
10,68
0,02
29,27
29,23
29,235
0,07
10,75
10,74
10,745
0,01
19
10,76
10,80
10,78
0,04
29,25
29,15
29,20
0,10
10,78
10,75
10,765
0,03
1
29,60 1 29,54
'29,44
29,52
0,16
29,59
29,565
0,05
20
10,73
10,82
10,775
0,09
29,35
29,20
29,275
0,15
10,84
10,67
10,755
0,17
29,55
29,66
29,605
0,11
2* =214,2
НС = 1,47
2* =583,8
2С=2,90
2* = 214,6
ZC = 1,44
2"Х =590,2
2С = 2,66

меры Достаточно точно будут следовать нормальному закону
о2
распределения с тем же -центром-а и с дисперсией а2. = —, где
п — число замеров в серии.
Следовательно, если из замеров шагов составить серии замеров
(проб) из п последовательно замеренных шагов,то средний размер X
в сериях замеров может случайно отклониться от а не более, чем
на величину ±увХ, где # —уровень значимости.
Таким образом, если в каждой серии замеров средний размер X
о> . . . ..
отличается от а не более, чем на ±уоХ = ± -tf", то это
свидетельствует об устойчивой работе подачи, в противном случае имеет
место систематическая ошибка; работа подачи неустойчива. За
а принимается X — средняя из средних значений шагов в пробах,
а за а2 — дисперсия размеров большого количества шагов.
Для уменьшения числа замеров и экономии времени в рассма- -
триваемой методике величина ст определяется не как среднее
квадратичное в большой партии замеров, а из среднего размаха в за-..
С
меренной партии из выражения о = -г-, справедливого для малых
значений.
В этом выражении dn — коэффициент, исправляющий ошибку
«малой выборки», зависящий от п. При изменении п от 2 до 10
значения коэффициента dn соответственно составляют 1,128 и 3,078;
С — значение среднего размаха отклонений размеров шагов
в партии.
Для определения точности подачи по рассматриваемой
методике замеры шагов производились при следующих скоростях
подачи материала:
при средней скорости подачи материала
Vl ~ ^min^min
и при средней скорости подачи материала
где nmin — минимальное число ходов пресса в минуту;
ятах — максимальное число ходов пресса в минуту;
5min — минимальный шаг подачи;
5тах — максимальный шаг подачи.
При этих скоростях подачи производилось по 40 замеров на
разных толщинах материала.
Результаты испытаний и расчеты по определению точности
клино-ножевой подачи приведены в табл. 5 и 6.
Стабильность работы механизма подачи устанавливается на
основе анализа величин отдельных значений шагов и средних
арифметических в пробах.
54

Таблица 6
Расчеты по определению точности автоматической клино-ножевой подачи
Уровень

значимости у
3
3
3
3
Среднее

арифметическое в партии
Х= 10,71
Х = 29,19
X = 10,73
Х= 29,51
Значение
среднего
размаха
в партии
*-?
С = 0,0735
С = 0,145
С = 0,072
С = 0,133
Среднее
квадратичное
отклонение а
"с
а = 0,0647
а = 0,127
а = 0,0631
а = 0,117
Определение
точности
подачи
Un=r. ±0,1941
Un= ±0,381
Un= ±0,1893
?/л = ±0,0351
Пределы
колебаний
средних
арифметических
в пробах.
Отклонение
(х) = -?=«
* = ±0,137
* = ±0,269
Х= ±0,133
Х= ±0,248
Данные табл. 5 свидетельствуют о том, что механизм подачи
работает на устойчивом режиме. Так, например, при шаге подачи
30 мм и числе ходов ползуна пресса 400 в минуту точность
подачи Un = ±0,351, т. е. отдельные значения шагов должны
находиться в пределах X + Un = 29,51 ±0,351 B9,861—29,159).
Полученные опытные данные находятся в пределах 29,75—29,31.
Отдельные значения средних арифметических в пробах должны
быть в пределах X ± (X) = 29,51 ±0,248 B9,758—29,262).
Опытные данные находятся в пределах 29,69—29,375.
Таким образом, отдельные значения шагов и средние
арифметические в пробах укладываются в вычисленные пределы колебаний;
следовательно, механизм подачи работает стабильно, а
установленная точность подачи достоверна.
Из графиков, приведенных на фиг. 32 и 33, видно, что с ростом
быстроходности пресса уменьшается точность подачи при данном
шаге подачи. Причины понижения точности подачи по мере роста
числа ходов рассмотрены выше при анализе работы механизма
клино-роликовой подачи. Величина отклонения шага подачи с
увеличением толщины штампуемого материала существенно
уменьшается, т. е. точность подачи возрастает. Это объясняется прежде
всего тем, что с повышением быстроходности пресса возрастают
силы инерции, и влияние продольного изгиба для тонкой ленты
усугубляется ввиду того что, вероятно, усилие на ленту переходит
через критическую величину для продольного изгиба. Кроме того,
с ростом толщины подаваемого материала увеличивается площадь
контакта между лентой и лезвиями ножей, что, естественно,
повышает надежность захвата, а следовательно, и точность подачи.
Таким образом, если у клино-роликовой подачи точность
перемещения ленты с ростом ее толщины уменьшается, то у
клино-ножевой, наоборот, возрастает.
55

При объяснении характера зависимости точности подачи от
шага (см. фиг. 33) у клино-ножевой подачи влияние фактора
поперечной неплоскостности ленты исключается ввиду
отсутствия контакта ножей с подаваемой лентой в плоскости
прокатки.
Наряду с указанным, влияние продольной неплоскостности на
величину отклонений от шага подачи в рассматриваемом случае
усугубляется в связи с тем, что при данной конструкции подачи
(см. фиг. 30) лента оказывается не зажатой между направляющими
планками, как это имеет место в агрегате для работы с большим
шагом (см. фиг. 31), вследствие чего ее сопротивление продольному
изгибу сильно падает.
Приведенное объяснение подтверждается при сопоставлении
кривых (фиг. 33), характеризующих точность подачи на материале
различной толщины, а именно, стабильность величины отклонения
от шага подачи для ленты толщиной 1,2 мм выше, чем у ленты
толщиной 0,6 мм.
Для получения сравнительных данных о стабильности работы
и точности клино-ножевой и клино-роликовой подач на
различных режимах наряду с указанным было проведено исследование
клино-роликовой подачи по изложенной методике на одном и
том же прессе с одним и тем же приводом, на одном и том же
материале одной и той же толщины. Полученные данные
подтверждают положение о том, что точность клино-роликовой подачи
существенно снижается с увеличением толщины подаваемого
материала. Так, например, величина отклонения шага при подаче
ленты толщиной 1,2 мм с шагом 30 мм при числе ходов в минуту,
равном 400, составляла 0,085 мм, а для ленты толщиной 0,6 мм
при том же режиме работы — 0,059 мм.
Для сравнения укажем, что точность клино-ножевой подачи
при таких же условиях испытания соответственно составляла:
для ленты толщиной 1,2 мм — 0,092 мм, для ленты толщиной
0,6 мм—0,121 мм.
Таким образом, приведенные данные позволяют утверждать,
что точность клино-роликовой подачи выше, чем клино-ножевой,
показанной на фиг. 30.
Однако точность клино-ножевой подачи может быть значительно
повышена, если перемещаемая лента будет заперта в основной
плоскости для предотвращения продольного изгиба (выпучивания)
либо посредством направляющих планок (см. фиг. 31), либо при
помощи направляющих роликов (см. флг. 35).
Для более глубокого выяснения условий работы
рассматриваемых типов подач было проведено графическое исследование
кинематической схемы механизма привода подачи (фиг. 34). Для этого
угол поворота а = 180° разбиваем на шесть равных частей
(положения /—VI, ах = 30°), находим положение всех звеньев подачи,
соответствующее положению кривошипа в каждой из полученных
56

К гЯ Я
S У «
я
« й «
5 « ь
Я к а>
та я^ < 3
>< а> «
о § я
PQ CL» Ь
а, «у 2 <?
g § 2
03 П О СО
% со 03 Я О
llhDQOU
<л\
Ol/DhDH
\
—__
w
Ч
«Я
1— с
1 II
5— ^
К>1
УЩ^
'А
\_
57

точек, а затем для каждого положения механизма подачи строим
планы скоростей.
Метод построения плана скоростей заключается в следующем:
находим абсолютную скорость точки ведущего звена из
выражения
v = wr,
где w — угловая скорость вращения кривошипа;
г — величина кривошипа.
Величину этой скорости в определенном масштабе (mv =
= 0,2 см/сек-мм для п = 100 ход/мин) откладываем из произвольно
выбранного полюса О перпендикулярно кривошипу О А.
Так как точка В тоже будет перемещаться по окружности, то
ее абсолютная скорость будет направлена перпендикулярно
коромыслу ОгВ из того же полюса О.
Теперь определим скорость точки В как скорость перемещения
последней с точкой А и скорость вращения точки В вокруг
точки А
Скорость vBA будет направлена из точки а перпендикулярно
шатуну АВ. Точка b пересечения направления скоростей vBA и
vB даст величину скорости vB
vB = \ob\mv.
Остальное построение не вызывает трудностей. Угловая
скорость коромысла ОгС равна угловой скорости коромысла ОгВ,
т. е. скорости vB и vc относятся как длины коромысел ОгВ и ОгС,
ос —
откуда vc = vB-yj:. Направление Vq^O-^C.
Скорость точки D находим из равенства vD = vc + vGD,
причем направление vD — горизонтальное, a vcD — вертикальное.
По полученным графическим путем данным строим графики,
иллюстрирующие изменение перемещения и скорости движения
подающей каретки в зависимости от угла поворота кривошипа
без учета ограничения ее перемещения упорно-регулировочным
винтом.
Анализируя полученные графики (фиг. 34, б), приходим к
выводу, что часто применяемая в литературе средняя скорость
-подачи
vn = nS м/мин,
где п — число ходов пресса в минуту;
S — шаг подачи в м недостаточно точно отражает истинный
характер скорости перемещения подающей каретки, так как
действительная скорость перемещения подающей каретки за один
58

ход пресса изменяется от нуля до максимального значения. Так,
например, при п = 400 ход/мин, средняя скорость подачи равна
12 м/мин, при 5 — 30 мм, в то время как действительная скорость
изменяется от 0 до 47,8 м/мин.
Кроме того, анализ графиков, приведенных на фиг. 34, б,
показывает также, что регулировка шага подачи с помощью
регулировочного винта (без планшайбы) приводит к резко возрастающей
динамичности работы привода подачи, так как начальная скорость
движения подающей каретки сильно возрастает в связи с тем, что
начало движения каретки происходит при значительном угле
поворота коромысла ОгС. от своей мертвой точки. Это приводит
к тому, что начальная скорость движения каретки может
превысить среднюю скорость подачи, что, очевидно, отрицательно
сказывается на точности работы подачи. Так, например, при п =
= 400 ход/мин при шаге подачи 25 мм скорость подающей
каретки в момент начала подачи равна 42 м/мин, а максимальная —
47,8 м/мин. При регулировке же планшайбой скорость подающей
каретки в момент начала подачи близка к нулю, так как моменты
начала движения каретки и коромысла 0±С практически совпадают.
Таким образом, для повышения точности подачи необходимо
строго соблюдать условия правильной регулировки шага подачи,
а именно: грубую регулировку производить посредством
планшайбы, а точную — при помощи регулировочного винта.
Выбирая тип привода подачи, следует исходить из
необходимости обеспечения наиболее плавной работы привода, при которой
наблюдаются минимальный момент при трогании каретки вместе
с лентой и небольшие и постоянные ускорения на протяжении
всего процесса перемещения.
Для уменьшения инерционности движущихся звеньев
механизма привода и подающей каретки необходимо стремиться к
уменьшению их веса.
Видоизмененная конструкция клино-ножевойподачи. На фиг. 35
приведена-••конструкция клино-ножевой подачи, разработанная и
внедренная на/ленинградском заводе «Красная Зар-я»-при
штамповке'сложно^ 36)'. В эту. конструкцию по сравнению
с ранее описанными (см. фиг. 30 и 31) внесены следующие
изменения: ".".'~.!..'. -
1. Вместо направляющих линеек, предназначенных для
предотвращения выпучивания, ленты., .установлено несколько пар
роликов различного диаметра, чго позволяет при смене их места
расположения менять положение ленты на лезвии ножей, а
следовательно,, повышать срок службы, ножей до переточки, Стойкость
•ножей до переточки из стали У8А.составляла примерно 25 тыс.
перемещений ленты, .т, е. она была значительно ниже стойкости
штампа, предназначенного для изготовления детали, показанной
на фиг. 36. При армировании ножей твердосплавными
пластинками из. сплава. ВК8 стойкость их .резко.возросла. Имеют место

случаи, когда стойкость армированных ножей превышает 1,25 млн.
перемещений ленты, без изменения положения ее на лезвии ножей.
Такая стойкость ножей соответствует получению 250 тыс. деталей,
что в несколько раз превышает стойкость штампа до переточки.
Фиг. 35. Клино-ножевой механизм подачи в исполнении завода «Красная Заря».
2. Для точного направления подаваемой ленты относительно
средней линии штампа установлены две пары направляющих
роликов (на входе и выходе из блокирующей каретки).
Направляющие ролики обеспечивают одинаковые условия захвата для всех
ножей, что повышает точность подачи.
3. Подающая каретка имеет возможность перемещаться на
шариковых роликах в поперечном направлении в плоскости переме-
60

щения ленты, что улучшает условия захвата ножей при наличии
серповидности ленты, благодаря чему повышается точность
подачи.
4. Привод подающей каретки осуществляется посредством двух
клиньев, закрепленных на верхней плите штампа, что также
повышает точность подачи ленты.
5. Перемещение колодок с ножами механизировано, что
позволяет соблюдать между ними параллельность и регулировать
:
%
Фиг. 36. Изготовление веерообразных сегментов статора ДШИ:
а — последовательность штамповки; б — конструкция детали после изменения;
в -- первоначальная конструкция детали. /, 2, 3, 4 — технологические переходы.
посредством микрометрического винта величину сжатия пружин,
обеспечивающих постоянный контакт ножей с лентой. Это
улучшает условия работы ножей, а следовательно, повышает точность
подачи.
Введение изменений в конструкцию клино-ножевой подачи -(см.
фиг. 30) обеспечивает высокую точность подачи (±0,01—0,02 жж),
что крайне важно при изготовлении указанной детали (фиг. 36),
так как она получается не вырубкой на совмещенном штампе за
один ход пресса, как это имело место раньше, а штамповкой на
последовательном штампе без шаговых ножей, причем ширина
ламелей обеспечивается шагом подачи. Таким образом, в данном
случае перемычки между вырубаемыми отходами являются ла-
мелями сегмента статора.
В отличие от рассмотренного выше механизма клино-ножевой
подачи, в механизме клещевой подачи конструкции одного из
б!

предприятий Московского городского совнархоза (фиг. 37) захват
подаваемой ленты осуществляется собачками (ножами) за
поверхность ленты в горизонтальной плоскости [2].
Механизм подачи состоит из двух кареток: подающей 1 и
блокирующей 5. Подающая каретка получает поступательное движение
от штампа, а обратное движение — от пружины. На каретках
,Фиг. 37,. Клин.о-ножевой механизм подачи.
смонтированы собачки (ножи) 2, расположенные под определенным
•углом.к поверхности ленты. Постоянный контакт ножей с лентой
гобеспечивается пружинами. . ;....:
Механизм подачи работает следующим образом. При
ходе.ползуна, пресса вниз, пружинный съемник, перемещающийся по
колонкам- штампа, своими закаленными вставками 6 отводит
подающую каретку 1 в исходное положение. Направление каретки
обеспечивается планками 3 и 4. В это время лента фиксируется
собачкой (ножом) блокирующей каретки.
:..... При ходе ползуна пресса вверх, когда, съемник выходит из
соприкосновения со стойками подающей каретки, последняя под
-действием сжатой пружины вместе с заклиненной лентой
перемещается в сторону штампа на величину шага подачи е\ при этом
Собачка блокирующей каретки 5 расклинивает ленту и не
препятствует.ее. перемещению. Величина размера Я должна при подъеме
62

ползуна обеспечивать выход рабочих инструментов из ленты до
начала подачи материала.
Описанная подача широко внедрена в производство во многих
сложных штампах. В рассматриваемом случае она встроена в
последовательный штамп и применена для перемещения ленты
шириной 20 мм, толщиной 0,6 мм. Шаг подачи — 9 мм.
Клещевые механизмы подачи с защелками или клещами
На ряде машиностроительных предприятий Ленинграда
успешно применяется универсальное приспособление клещевого
типа с приводом от верхней части штампа для автоматической
подачи полосового и ленточного материала конструкции Б. С. Лит-
виненко [58]. Основные технические характеристики механизма
подачи приведены в табл. 7.
Таблица 7
Технические данные механизма подачи конструкции Б. С. Литвиненко
Параметры
Габаритные размеры
Вес в г
Время установки в мин
Шаг подачи в мм . . .
Точность подачи в мм . .
Толщина штампуемого
материала в мм
Ширина штампуемого
материала в мм
Клещевая подача может
обеспечить в час ....
Клещевые автоматические подачи
№ 1
74X83X106
1300
2 з
От 2 до 25
±0,03-^0,06
До 2
До 48
30 000 деталей
№ 2
100Х 120Х 180
3400
2 з
От 2 до 50
±0,03-0,06
До 3
До 72
20 000 деталей
№ 3
106Х 150Х 150
1600
2 з
От 2 до 25
±0,03^-0,06
До 2
До 48
30 000 деталей
Механизм автоматической клещевой подачи (фиг. 38, а я б)
состоит из двух основных частей: неподвижной части —
основания У, прикрепленного к торцу штампа, и подвижной (подающей)
части — каретки 3, которая перемещается на роликах 11 в пазах
основания.
Подающая каретка 3, перемещаемая пружинами 4 в исходное
для подачи положение, приводится в действие посредством
рычага-балансира 10 при движении верхней части штампа вверх при
помощи сухаря 13, связанного с вертикальным стержнем 12,
закрепленным на верхней плите штампа. При рабочем движении
каретки 3, осуществляемом во время холостого хода пресса,
подпружиненная собачка 2 заклинивает ленту и перемещает ее в
рабочую зону штампа.
63

f
1
f
lx->
1
Фиг.38.Общий вид (а) и конструктивная
схема (б) механизма клещевого типа для
автоматической подачи полосового и ленточного
материала.

Величина шага подачи регулируется установочным винтом 5
и определяется величиной недохода каретки 3 в исходное
положение. Для настройки на разную толщину штампуемого материала
собачка регулируется планкой 9. Каретка вместе с лентой
удерживается в рабочем положении при помощи защелки 7,
заскакивающей в паз рычага 6 собачки 2.
Во время рабочего хода пресса ударник 8 нажимает на рычаг 6
защелки и тем самым освобождает каретку, которая пружинами 4
возвращается в исходное положение. В это время лента
фиксируется рабочими пуансонами или пружинным съемником
(прижимом), смонтированным в верхней части штампа.
Ход пресса обычно берется в пределах 15—25 мм, при этом
холостой ход сухаря 13, жестко сидящего на гайке 14, составляет
5 мм.
По данным Б. С. Литвиненко [58] четырехтонные шарнирно-
кривошипные прессы, оснащенные описанной подачей, устойчиво
работают при 340 ход/мин на нескольких машиностроительных
предприятиях.
На фиг. 39 приведен клещевой механизм подачи,
разработанный на одном из заводов [44] и предназначенный для
автоматической подачи ленты при штамповке в комбинированных штампах
последовательного действия.
Работает механизм подачи следующим образом: конец ленты
укладывается в направляющие планки 1 и 2 и заправляется
сначала под собачку 3 подающей каретки посредством поворота оси 4,
а затем под кулачок 5, закрепленный на оси в вилке 6.
Во время рабочего хода ползуна пресса лента блокируется
в штампе кулачком 5 по принципу эксцентрика, собачка 10 под
действием пружины 12 воздействует на рычаг кулачка 5. В это же
время клинья 7 перемещают подающую каретку 8 в крайнее
правое положение на величину шага подачи. При этом собачка 3,
имеющая постоянный контакт с лентой, проглаживает ее под
действием пружины, закрепленной на пальце 9.
В начале холостого хода ползуна пресса собачка 10
поворачивает кулачок 5 вверх до ограничительного штифта и тем самым
расклинивает ленту. При дальнейшем перемещении ползуна
пресса вверх подающая каретка 8 под действием сжатой
пружины 11 возвращается в исходное положение, подавая ленту в
рабочую зону штампа. Отштампованная деталь из рабочей зоны
штампа удаляется сжатым воздухом.
При штамповке деталей электровакуумных приборов из
тонкого листа толщиной 0,1—0,4 мм на быстроходных прессах
усилием 2,5—3 т успешно применяется автоматическая подача ленты
толкающего типа (фиг. 40), позволяющая наряду с высокой
производительностью и точностью применять малоотходную и
безотходную штамповку [106].
Михаленко 2006
65

Механизм подачи смонтирован на стальной плите 2, которая
крепится к столу пресса. Ползун 15 перемещается в пазу плиты.
Текстолитовая и стальная пластины 1 и 3 крепятся к плите
болтами 4 и предотвращают возможность смещения ползуна в
вертикальной плоскости. Хомут 17 шарнирно соединен с ползуном
осью 16. К хомуту крепится верхняя губка 9. Нижняя губка 8
находится на ползуне. При помощи штифта 18 хомут соединен
с тягой 12, которая штифтом 13 соединена с двуплечим рычагом 10,
приводимым в движение поводком 7, прикрепленным к ползуну
пресса.
Работа механизма подачи осуществляется следующим образом.
При ходе ползуна пресса вниз рычаг 10 поворачивается по часовой
стрелке и перемещает тягу 12 влево, при этом штифт 13 имеет
возможность свободно перемещаться между правым краем паза
тяги 12 и регулировочным винтом 14. Тяга поворачивает хомут 17
66

до упора 5, закрепленного на ползуне, благодаря чему верхняя
и нижняя губки раскрываются, освобождая зажатую ленту.
Величина раскрытия губок определяется положением упора на
ползуне. С этого момента начинается движение ползуна с раскрытыми
iZ..
nqjtftPJ
Фиг. 40. Клещевой механизм подачи толкающего типа.
губками в исходное положение. Функции блокирующей каретки
в данном случае выполняет узел 11, фиксирующий положение
ленты при обратном движении ползуна. При движении ползуна
пресса вверх рычаг 10 поворачивается против часовой стрелки,
а штифт 13 перемещается от регулировочного винта 14 к краю
паза тяги 12, которая поворачивает хомут до положения зажима
ленты между губками, позволяя тем самым начать подачу ленты
в р абочую зону штампа.
5* 67

Величина шага подачи регулируется при помощи винта 14,
посредством уменьшения или увеличения свободного хода
штифта 13. Шаг подачи зависит от хода ползуна пресса и от
соотношения плеч рычага 10. Описанная подача применяется при штамповке
с шагом подачи 10—25 мм при ходе ползуна 20 мм. Точность
перемещения по шагу для никелевой ленты толщиной 0,1 мм равна
±0,05 мм.
Успешная работа подачи во многом определяется наличием
направляющих 6 у ползуна 15, которые сопровождают ленту до
момента поступления ее в направляющие штампа. Таким образом,
при перемещении ленты ни один из ее участков не имеет свободного
провисания. Это позволяет производить штамповку деталей
несложной конфигурации из жесткого материала при 200 ход/мин.
Преимуществом описанной выше подачи толкающего типа перед
подачами тянущего типа является возмржность использования
ее для безотходной и малоотходной штамповки. В частности она
применяется при малоотходной штамповке — вытяжке
цилиндрических деталей, основанной на использовании ленты, имеющей
меньшую ширину, чем диаметр вырубаемой детали и шаг подачи,
что обеспечивает значительную экономию материала. Опыт
эксплуатации этого механизма подачи на Московском электроламповом
•заводе показывает, что он надежен в работе.
На Ленинградском автоматно-штамповочном заводе в холодно-
штамповочном цехе широко внедрена штамповка на быстроходных
прессах. В основном это однокривошипные наклоняемые прессы
модели К-232, кривошипные двухстоечные прессы и двухстоечные
трехкривошипные прессы конструкции завода, предназначенные
для вырубки и неглубокой вытяжки.
Первые два типа прессов оснащены клещевой толкающей
подачей конструкции Я- Я. Биснека. Третий тип прессов оснащен
валковой подачей с рифлеными валками.
Рассмотрим устройство и принцип действия клещевой
толкающей подачи. Основным узлом клещевой толкающей подачи
(фиг. 41, а) является подающая каретка, основной частью которой
является скоба 7, жестко закрепленная на ползуне 6. В скобе 7
закреплена подушка (нижняя губка) 8, имеющая поверхность
контакта с лентой площадью 256 мм2. Скоба 7 при помощи
пальцев 9 сочленена с рычагом 10, который в своей верхней части
осью 11 соединен с серьгой 12. На рычаге 10 жестко закреплена
оправка 13, в которую вмонтирован прижим 14 (верхняя губка)
посредством оси 15. На нижней плите 1 установлены
направляющие 2 и 3, на которых закреплены пластины 4 и 5. По пластинам 4
и 5 перемещается ползун 6.
Подача работает следующим образом. Исходный материал
в виде ленты 16 сначала пропускается через блокирующую каретку,
а затем поступает через направляющий паз в подающей каретке
в рабочую зону штампа.
68

При движении ползуна пресса вверх серьга 12 перемещается
вправо и тем самым поворачивает рычаг 10 на пальцах 9 в скобе 7,
благодаря чему прижим 14, эксцентрично закрепленный на
оправке 13, поворачивается на оси 15 и заклинивает ленту на подушке 8.
Таким образом, лента фактически зажимается верхней и нижней
губками.
ч п
Вид А
а) 'б)
Фиг. 41. Клещевой механизм подачи конструкции Я. Я- Биснека.
После смыкания губок и зажима ленты рычаг 10 не может
поворачиваться, и подающая каретка вместе с ползуном 6 по
пластинам 4 и 5 перемещается в крайнее переднее положение.
Перемещение подающей каретки вперед ограничивается регулируемым
упором 18, который гасит возникающие инерционные силы,
благодаря чему точность подачи повышается.
При ходе ползуна пресса вверх рычаг 10 поворачивается в
обратном направлении, губки разжимаются до тех пор, пока рычаг 10
не упрется в упор 17 скобы 7. После этого подающая каретка
возвращается в исходное положение.
Перемещение подающей каретки в крайнее заднее положение
ограничивается упорами, установленными на блокирующей
каретке. Величина шага подачи при заданном ходе ползуна пресса
69

определяется длиной серьги 12, а также положением передних
и задних упоров.
Кроме подающей каретки, клещевая толкающая подача имеет
блокирующую каретку, которая может перемещаться в
поперечном Направлении с целью обеспечения соосности л^нты с осью
штампа.
Блокирующая каретка имеет губки (фиг. 41, б), сходящиеся
в горизонтальной плоскости. Одна из губок находится под
действием пружины, благодаря чему лента все время удерживается
губками за боковые поверхности.
При движении подающей каретки вперед сопротивление губок
перемещению ленты легко преодолевается, а при ее возвращении
в исходное положение лента остается на месте (блокируется).
Достоинством описанной подачи является простота в наладке;
регулировка шага подачи производится на ходу, в процессе
работы пресса.
К числу недостатков следует отнести несовершенство динамики
с точки зрения наличия рывков и ударов.
При нормальном числе ходов пресса точность подачи составляет
±0,02—0,03 мм.
Клещевая толкающая подача применяется при штамповке на
быстроходных прессах с числом ходов до 300 в минуту.
Допускаемая величина шага подачи 25 мм.
Клещево-игольчатые механизмы подачи
На фиг. 42 приведен клещево-игольчатый механизм подачи,
которым оснащен быстроходный пресс-автомат РГ-401 (см. фиг. 5).
Рассмотрим устройство и принцип действия механизма подачи.
Возвратно-поступательное движение подающей каретки 1
осуществляется с помощью рычага подачи 2, который приводится
в действие просредством колокольного кулачка 3, постоянный
контакт которого с шарикоподшипником 4 обеспечивается
пружиной 5. Подающая каретка перемещается по двум направляющим
колонкам 6.
В исходном положении штампуемый материал 7 заклинивается
рычагом каретки 8 и штифтом захвата 9, который под действием
пружины 11 и короткого плеча коромысла 10 слегка внедряется
в ленту. Защелка 12 каретки фиксирует данное положение.
Грубая регулировка шага подачи осуществляется подбором
соответствующего профиля колокольного кулачка 5, точная
регулировка шага подачи — регулировочным винтом 13, который
ограничивает ход подающей каретки.
Прерывистый характер движения также достигается
соответствующим профилированием кулачка подачи.
- После того как вырубные пуансоны штампа зафиксируют
положение ленты, ролик 14 поднимается вверх под действием рычага
70

захвата 15, длинное плечо которого опускается вниз в результате
воздействия кулачка 16 захвата на ролик вилки 17. Когда ролик 14
поднимается вверх, пружина 11 сжимается, фиксирующий штифт 9
опускается вниз и освобождает ленту. После этого подающая
каретка под действием рычага 2 возвращается в исходное положение.
При возвращении подающей каретки / ролик 14 находится
в верхнем положении и катится по пластинке 18, приваренной
к рычагу 15.
Фиг. 42. Клещево-игольчатый "механизм подачи.
После возвращения подающей каретки""в исходное^положение
пластинка 18 вместе с рычагом 15 под действием кулачка 16
опускается вниз. В это же время ролик 14 вместе с коромыслом 11
под действием пружины 10 также опускается вниз, поднимает
коротким плечом фиксирующий штифт 9 и слегка вдавливает его
в материал. После этого описанный цикл подачи повторяется.
Пружина 19 обеспечивает постоянный контакт кулачка 16
захвата с роликом 17 вилки.
Для заправки ленты в подающую каретку, а также для
освобождения ее при неисправности механизма подачи необходимо
нажать на защелку 12 и повернуть рычаг каретки 8 вокруг оси 20.
Описанный механизм подачи приводится в действие от двух
кулачков, установленных на главном валу, кулачок 3 управляет
перемещением, подающей каретки, а кулачок 16 — перемещением
71

опорной пластинки 18, тем самым заклинивая или освобождая
ленту.
Движение механизма подачи от кулачка дает возможность
сократить в 2—3 раза время на перемещение ленты и увеличить
время, в течение которого лента неподвижна, т. е. сократить
продолжительность одного цикла обработки детали. Наряду с этим,
путем подбора профиля кулачка можно получить заданный харак-
Фиг. 43. Клещево-игольчатый механизм подачи.
тер изменения скорости перемещения ленты, а также регулировать
шаг подачи. При этом появляется возможность за один оборот
главного вала подавать ленту сразу под несколько инструментов.
gfv Аналогичным механизмом подачи также оснащены специальные
штамповочные автоматы конструкции В. П. Буша [57], [64].
$S*. На фиг. 43 приведен механизм клещево-игольчатой подачи,
предназначенный для узких лент [2].
Рассмотрим устройство и последовательность действия
механизма подачи. На пружинном съемнике / штампа смонтирована
ползушка!?, в которой на вращающейся втулке 3 закреплена игла 4.
К ползушке прикреплен рычаг 5, сочлененный шарнирно с
серьгой 6, второй конец которой вращается на оси стойки,
связанной со съемником /. Во время рабочего хода ползуна пресса
ввернутый в верхнюю плиту штампа регулятор 7, воздействуя
72

на рычаг 5, перемещает ползушку с иглой в правое крайнее
(исходное) положение.
При перемещении ползушки вправо лента остается
неподвижной, так как она заклинивается защелкой 8 по боковой
поверхности. Пластинчатая пружина 9 предохраняет штампуемый
материал от коробления.
Во время холостого хода ползуна пресса ползушка 2 под
действием сжатой пружины 10 вместе с лентой, заклиненной иглой 4У
перемещается на величину шага подачи в левое крайнее
положение. Шаг подачи регулируется винтом. Планка 11 с одной стороны
служит направлением для штампуемого материала, а с другой —
опорой для ползушки 2.
Описанная подача встроена в совмещенный штамп,
предназначенный для штамповки из ленты шириной 16 мм, толщиной 0,25 мм.
Шаг подачи 11 мм.
Клещевой механизм подачи с пневматическим приводом
На фиг. 44 приведена конструкция подающего устройства
с пневмоприводом, предназначенного для оснащения
быстроходных прессов [133]. Принцип действия механизма подачи
следующий. С двух сторон
пресса (фиг. 44) монтируют
пневматические
приспособления, работающие с
двумя захватами. В то
время, как один из них
перемещает материал,
второй — открыт и
возвращается в обратном
направлении. При
следующем обороте
кривошипного вала второй
захват передвигает
ленту, а первый
возвращается в исходное
положение. Следовательно,
исключаются потери
времени на обратный ход
подающего механизма,
и подача ленты может осуществляться в течение времени,
соответствующего углу поворота кривошипа в 300°, что на много больше,
чем в других конструкциях подач (см. фиг. 15). Таким образом,
скорость перемещения ленты может быть меньше, что позволяет
повысить точность подачи и увеличить быстроходность пресса.
Положение захватов, двигающихся по направляющим, легко
регулируется. Зажим ленты и перемещение захватов производится
73
Фиг. 44. Быстроходный пресс, оснащенный
клещевым механизмом подачи с
пневматическим приводом.

сжатым воздухом. На фиг. 45 показаны четыре положения
механизма подачи при различных углах поворота кривошипа.
Заштрихованные области указывают, в какие полости цилиндров
подается сжатый воздух. ,
Положение / соответствует концу штамповки; захват А
зажимает ленту и подает ее. Каретка В с открытым захватом
перемещается назад.
Положение // соответствует окончанию подачи и началу
штамповки; при этом захват А продолжает удерживать ленту до
окончания рабочей операции, а захват В находится в исходном
положении.
Положение кривошипа
Направление подачи
Фиг. 45. Различные положения механизма подачи в зависимости от угла
поворота кривошипа.
Положение III соответствует концу штамповки: захват А
раскрывается, а захват В смыкается и подает ленту. При этом
каретка А возвращается в исходное положение.
Положение IV соответствует окончанию процесса подачи;
начинается, процесс штамповки. Каретка Л возвращается в исходное
положение. Описанные четыре цикла работы механизма подачи
осуществляются за два хода пресса (фиг. 46).
Благодаря наличию в механизме подачи двух кареток,
перемещение ленты может происходить попеременно с большим или
меньшим шагом. Таким образом, один инструмент может пробивать
два отверстия на определенном расстоянии одно от другого или же
попеременно штамповать детали различной длины.
Рассматриваемый механизм подачи механически не связан
с прессом, привод механизма осуществляется сжатым воздухом.
Перемещениями кареток и захватов управляет регулируемый
кулачок, установленный на кривошипном валу пресса. На
кривошипном валу находится также кулачок, управляющий открытием
захватов в случае применения ловителей или при работах, связан-
74

ных с перемещением материала во время рабочей операции
(например, при вытяжке). Оба кулачка включают клапаны
управления, которые, в свою очередь, переключают рабочие клапаны.
Главный вентиль может выключать все приспособления на прессе, что
обеспечивает подачу ленты (полосы), не останавливая пресса. Для
быстроходных прессов усилием от 60 до 200 т рекомендуется
применять электромагнитные пневматические клапаны, предотвра.
щающие задержку движений механизма вследствие потерь
давлена/? поборота коленчатого вала
ВИТ НМТ ВМТ НМТ ВИТ
0° 150°180710° 360° 5W°5W°5700 720°
m
Штамповка
Штамповка
, IW.
Удерживание ' материала'}-
X//////захватами А
Обратный,
ход
¦ [Перемещение мате-
\/ риала каретками А^
Подача
Обратный
ход
\Уу держи даниё/
v У материала /*1
,захватамищ
Шёр'шЪ'анйВ'
А материала у\
\зах датами В
подача
Обратный ход
/Перемещение '' мате
У/риала, ЛйРетк/1МцВ\
Подача
Фиг. 46. Цикловая диаграмма работы клещевого механизма
подачи с пневматическим приводом.
ния воздуха в трубопроводах управления, возникающих при
высоких скоростях этих движений. Расход воздуха в подающем
механизме, установленном на прессе с числом ходов 250 в минуту,
составляет 1,5 мд/ч.
Положение пневматического механизма подачи по отношению
к столу пресса (см. фиг. 44) регулируется специальными вентилями
в зависимости от толщины штампуемого материала. Захваты
механизма подачи двигаются по направляющим. Зажимные губки
перемещаются пневматическим цилиндром, в котором поршень
совершает движение от упора до упора. Жесткий упор, расположенный
ближе к оси пресса, крепится в непосредственной близости от
пуансона, благодаря чему длина ленты между захватом и
инструментом минимальна. Задний упор выполнен в виде поршня для
регулировки шага подачи ленты. При необходимости малой подачи
он ограничивает ход каретки, вследствие чего уменьшаются расход
75

воздуха и время перемещения каретки. Точная установка упора—
поршня осуществляется упорным винтом.
На фиг. 47, а показаны графики, иллюстрирующие зависимость
точности подачи данного механизма от шага подачи и числа ходов
пресса. Для сравнения аналогичная зависимость приведена для
валковой подачи (фиг. 47, б) Из приведенных диаграмм видно,
что точность подачи понижается с ростом шага подачи и числа
ходов, это объясняется увеличением расстояния от захвата до
инструмента, а вместе с тем и вероятности изгиба тонкого
материала.
5 *№
щог
s *№
^ *0,01
г
/
750
Г
Г
^
^
550**
275 ?
Л7Л7
h+-o,20
^t0,J5
з:
ЧЩ05
А
130
О 5 10 15 20 25 30 35мм
Шаг подачи
а)
О 20 40 60 мм
Шаг подачи
300 ?
><
Фиг. 47. Зависимость точности подачи от шага подачи и числа ходов
пресса:
а — для пневматического механизма подачи; б — для механизма
валковой подачи.
Автоматическая клещевая подача с пневматическим приводом
(фиг. 48) конструкции А. Н. Киселева и В. Ф. Мошкова [43]
разработана и внедрена на Ярославском моторном заводе при
штамповке деталей масляных радиаторов дизельных двигателей
ЯАЗ-204 и ЯАЗ-206 из ленты толщиной 0,07—0,35 мм.
Пневматическая подача имеет следующие основные узлы и детали: цилиндр 1
с поршнем 2, подвижной зажим 5, неподвижный зажим 4,
направляющий лоток 5 и тянущие валки 6.
Зажимы 3 и 4 работают от диафрагмы, изготовленной из масло-
стойкой резины. Возвращение прижимной планки зажимов в
исходное положение осуществляется пружинами. Тянущие валки 6
приводятся в действие посредством рейки, соединенной со штоком
поршня. Благодаря наличию муфты обгона валки передают
движение только в одну сторону. Верхний валок прижимается
к нижнему пружинами и при заправке ленты поднимается
рычагом.
Изменение направления перемещения подвижного зажима
производится электропневматическими клапанами, которые упра-
76

вляются путевым выключателем, установленным на прессе. Один
электропневматический клапан управляет движением подачи,
другой — подвижным и неподвижным зажимами. Клапан управления
зажимами работает таким образом, что один из зажимов всегда
включен, другой выключен.
Подача работает следующим образом.
Конец ленты заправляется в подвижный и неподвижный
зажимы 3 и 4 и в тянущие валки 6. При рабочем ходе ползуна пресса
подвижной зажим 3 захватывает ленту и перемещает ее в зону
Фиг. 48. Клещевой механизм подачи с пневмоприводом.
штамповки на шаг подачи. Величина шага подачи определяется
положением упора 7. В конце рабочего хода путевой выключатель
переключает электропневматические клапаны, благодаря чему
подвижной зажим выключается и возвращается в исходное
положение, а неподвижный — включается и фиксирует ленту.
Чтобы избежать провисания отштампованной ленты, величина
подачи тянущих валков берется несколько больше шага подачи.
Отштампованная деталь удаляется из штампа рычажным
сбрасывателем.
Ролик 8 создает провисание ленты и обеспечивает стабильность
подачи. Войлочные прокладки 9 очищают ленту перед штамповкой.
При помощи крана 10 отключается подвижный зажим во время
заправки ленты.
Достоинством пневматической подачи является устойчивость
в работе и быстрота изменения величины шага подачи. Точность
подачи при шаге 220—230 мм находится в пределах 0,05—0,1 мм.
77

Клещевые механизмы подачи с гидравлическим приводом
На фиг. 49 показан механизм клещевой подачи с
гидравлическим приводом [134], предназначенный для оснащения
механических; прессов.
Перемещение ленты в рабочую зону штампа осуществляется
двумя каретками: блокирующей /, укрепленной неподвижно
относительно стола пресса, и подающей //, совершающей возвратно-
поступательное движение относительно его. Каретки работают
во взаимно согласованной временной зависимости, что обеспечивает
устойчивую подачу материала в рабочую зону штампа.
Рассмотрим устройство и принцип действия гидравлической
подачи (фиг. 49). Подача состоит из основания 1 (фиг. 49, а),
в котором заключен блок 4 с управляющими каналами. На блоке
укреплено основание 2 для двух гидравлических цилиндров 6 и 7
(сечение А — А), имеющих поршни 8 и 9. Эти поршни действуют
в противоположных направлениях на стол 10, который несет
салазки 11, скользящие по цилиндрам 6 и 7 так, что последние
образуют своеобразные направляющие. На конце стола 10 находится
подающая каретка //, а блокирующая каретка / расположена на
основании /. Обе каретки имеют крышки 12, играющие роль
прочностной подушки давления. Лента 13 внутри кареток
располагается на подушках 14, под которыми имеются резиновые
мембраны 15, передающие давление жидкости в момент блокировки и
подачи материала.
Цилиндры б и 7 через блок 4 связаны трубами 16 и 17 с
управляющим органом (фиг. 49, б), нагнетающим попеременно масло
в оба цилиндра. Масло через трубу 17 поступает непосредственно
в цилиндр 6, при этом стол перемещается вперед. Масло,
поступающее из управляющего органа по трубе 16, проходя ряд
распределительных каналов, попадает в цилиндр 7, благодаря чему стол
движется назад. Следует отметить, что, прежде чем стол станет
перемещаться вперед, подающая каретка // захватывает ленту 13,
а блокирующая каретка / ее освобождает; следовательно, лента
вместе со столом перемещается вперед. Когда стол достигает своего
крайнего переднего положения, каретка // освобождает ленту;
одновременно с этим каретка I захватывает ее и удерживает до
тех пор, пока стол не переместится в крайнее заднее положение.
Таким образом лента перемещается периодически с перерывом
на выполнение рабочей операции. При достижении крайнего
заднего положения стол готов начать рабочий ход. В этом случае
каретка I еще заперта, в то время как каретка II открыта.
Для перемещения стола вперед масло движется от
управляющего органа (фиг. 49, б) через трубу 17 и вертикальные каналы 18
и 19 (сечение А — А) к переднему цилиндру 6. Однако, прежде
чем поршень 8 приведет в движение стол, масло, двигаясь по
каналу 20, соединенному с каналом 18, начнет перемещать маленький
78

//
13 14 15 12
—*- . / W^^^^X
12 14 15
Шг
E^\\\4\\4^gSSSS№
10
Фиг. 49. Клещевой механизм
подачи с гидравлическим
приводом.
79

поршень 21 (сечение С — С), что вызывает движение масла в
горизонтальных каналах 22 и 23. Поршень 24 (сечение Б — Б)
передвигается влево. Максимальное давление в канале 22 ограничено
регулируемым клапаном 3, так как левый конец горизонтального
канала 22 соединен с вертикальным каналом 26, который, в свою
очередь, соединен с кольцеобразной выточкой вокруг клапана 3
коротким каналом 27. При достижении заданного давления
клапан отходит и открывает доступ маслу в канал 5.
При движении поршня 24 (сечение Б — Б) налево масло
выдавливается из полости 29 через гибкую трубу 30 под мембрану
подающей каретки. Одновременно поршень 24 выкачивает масло через
гибкую трубу 31 из-под блокирующей каретки. Для пополнения
масла служит резервуар 32, соединенный с полостью 29 при помощи
маленького вертикального канала 25 и кольцевой выточки 34.
При движении стола 10 вперед масло из цилиндра 7 поршнем 9
выдавливается наружу. Движение масла происходит через
вертикальные каналы 35 и 23 (сечение А — А) в основании 2 и блоке 4,
через горизонтальный канал 22, после чего оно поднимается вверх
по каналу 26 (сечение К — К), через горизонтальный канал 27
попадает в кольцевую выточку вокруг клапана 3. При достижении
определенного давления масло проходит под клапан 3 и через
каналы 5 и 36 и трубу 16 отсасывается в управляющий орган
(фиг. 49, б).
После того, как стол займет свое крайнее переднее положение,
планшайба * управляющего органа повернется на V2 оборота и
начнет нагнетать масло через трубу 16 и отсасывать через трубу 17.
При возвратном движении масло движется через трубу 16 блока 4
к возвратному цилиндру следующим образом: через канал 36
попадает в полость 29 и воздействует на поршень 24, а также на
клапан 37. Однако вследствие нагружения этого клапана пружиной 38
движение поршня 24 происходит раньше. Это необходимо для
того, чтобы сначала произошла смена рабочих фаз кареток. При
движении поршня 24 (сечение Б — Б) вправо, его конец 28 давит
на масло в канале 23, благодаря чему маленький поршень 21
возвращается в исходное положение (сечение С — С). Когда
поршень 24 дойдет до крайнего правого положения, давление под
клапаном 37 резко возрастет, и он поднимается, открывая маслу
доступ через каналы 40 и 26 (сечение К — К), 22 и 23 (сечение А—
А) в цилиндр 7. При возвратном ходе стола поршень 8
выжимает масло из цилиндра 6 через каналы 18, 19 и трубу 17. Этому
способствует всасывающее действие управляющего органа.
Управляющий орган (фиг. 49, б) имеет дв§ пары плунжеров 41 и 42,
двигающихся во втулках 43, закрепленных в корпусе 44. Каждая
пара плунжеров работает совместно, нагнетая масло в камеры 45
и 46, соединенные соответственно трубами 16 и 17 через блок 4
с цилиндрами 6 и 7. Движение плунжерам передается от
профильной планшайбы 47, вращающейся в крышке корпуса 48, через
80

колеблющиеся рычаги 39 и 50. Корпус 48 служит одновременно
резервуаром для пополнения потерь масла в системе. Он соединен
с системой автоматическими клапанами (фиг. 49, в), находящимися
в плунжерах. Масло в системе находится под атмосферным
давлением. Шаг подачи зависит от количества циркулирующего в системе
масла, которое устанавливается и регулируется валом 51 через
установочную головку 52 (фиг. 49, б). На концах вала 51 нарезана
разноименная резьба, находящаяся в зацеплении с блоками 33
и 49, на которых укреплены колеблющиеся рычаги 39 и 50. В
зависимости от расстояния между блоками изменяется ход
плунжеров, а следовательно, и количество масла в системе.
Скорость подачи зависит от скорости вращения профильной
планшайбы. За время каждого оборота планшайбы происходит
рабочий ход стола. Таким образом, рабочий орган может иметь
привод непосредственно от пресса, благодаря чему подача работает
в правильной временной зависимости от числа ходов машины.
Управляющий орган может быть установлен в любом месте
машины. Для этого трубы 16 и 17 делаются из гибкого материала.
В тех случаях, когда исходный материал представляет собой
тонкую ленту (тоньше 0,25 мм), применяют два приспособления,
установленные по обеим сторонам стола пресса и работающие от
общего управляющего органа.
На фиг. 50 показана питающая гидравлическая подача
клещевого типа, установленная на прессе [135]. Она состоит из узла
направляющей, который смонтирован на станине пресса, и
трубами связана с гидравлическим насосом переменной
производительности, приводимым в движение от коленчатого вала.
Два коробчатых захвата смонтированы на направляющих,
левый захват неподвижен, а правому захвату сообщается
поступательное движение от уравновешенных гидравлических цилиндров.
Верхние части обоих захватов закреплены шарнирно, что
облегчает условия их работы. Захваты также снабжены
быстродействующими зажимами, а их нижние поверхности имеют прокладки,
к которым подаваемый материал прижимается давлением
жидкости.
Во время работы лента захватывается правым захватом,
который перемещается вправо и останавливается в конце хода. Во
время возвратного хода траверсы пресса лента блокируется
неподвижным захватом, а подвижный захват возвращается в
исходное положение. Усилие каждого захвата можно регулировать в
широких пределах. Давление, необходимое для удержания ленты,
устанавливается с помощью сервоклапана, находящегося на прессе.
При стандартном узле подачи перемещаемый материал
захватывается на площади, равной 350 мм2, при этом ширина ленты может
быть 150 мм, а толщина —до 19 мм. При штамповке из
полированной ленты прижимные прокладки можно выполнять из мягких
материалов.
6 Михаленко 2006 81

Во время работы пресса шаг подачи плавно регулируется
рукояткой, расположенной на насосе. Точность подачи составляет
±0,05 мм при нормальной длине шага.
Направляющие перемещаются в вертикальном направлении,
что позволяет регулировать положение подаваемого материала
по отношению к поверхности стола, а верхняя часть может
передвигаться горизонтально, приближая подвижный захват к штампу.
Фиг. 50. Механизм питающей гидравлической
подачи клещевого типа, установленный
на прессе.
Другой вариант питающей гидравлической подачи клещевого
типа, установленной на прессе усилием 10 т, приведен на фиг. 51.
Пресс используется для вырубки изоляции токовой катушки
толщиной 0,13 и 0,26 мм из пропитанной бумаги, свернутой в рулоны
шириной 66,7 мм [136].
Питающее устройство клещевого типа состоит из двух узлов;
узла направляющих, который крепится болтами к станине пресса,
и узла гидронасоса, смонтированного наверху и приводимого
в действие от коленчатого вала пресса.
На фиг. 51 виден подающий захват 1 и блокирующий захват 2,
неподвижно закрепленный. При перемещении в рабочую зону
штампа бумажная полоса не изгибается, так как она проходит
82

между направляющими 3, состоящими из двух пластин из тонкой
пружинной стали, которые точечно сварены вместе вдоль одной
кромки 4. Подаваемый материал 5 выступает с открытой стороны
Фиг. 51. Механизм питающей гидравлической подачи
клещевого типа, установленный на прессе усилием 10 т.
направляющих на величину, достаточную для того, чтобы
обеспечить зажим кромки. Направляющая 6 перекрывает всю ширину
подаваемой ленты. Штамповка производится на трехпозиционном
штампе последовательного действия при 160 ходах пресса в
минуту.
2. ФРИКЦИОННЫЕ МЕХАНИЗМЫ ПОДАЧИ
На фиг. 52 приведен фрикционный механизм подачи в
исполнении одного из конструкторских бюро Ленинграда [63].
Механизм подачи работает следующим образом: конец ленты
рулона, насаженного на рулонницу 10, через ролик 5 заправляется
в штамп. Затем производится штамповка с ручной подачей до
того момента, пока не появится возможность закрепить конец
ленты на барабан наматывающей рулонницы 1. После закрепления
конца ленты в рулоннице 1 пресс включают «на самоход»,
включают также электродвигатели 2 и 8 соответственно разматывающей
и наматывающей рулонниц. От электродвигателя через ременную
передачу, редуктор 4 и фрикционную муфту 3 вращение передается
барабану рулонницы.
В момент вырубки-пробивки лента блокируется пальцем
автоматического упора, при этом барабан рулонницы останавливается
за счет проскальзывания фрикционной муфты. После освобожде-
6* 83

Фиг. 52. Фрикционный механизм подачи.

ния ленты автоматическим упором происходит включение
фрикционных муфт, в результате чего лента перемещается вновь на
заданный шаг подачи до упора. Центрирование ленты
осуществляется ловителями штампа, для этого перед ним создается
свободная петля посредством электрического переключателя 9. При
сокращении петли лента воздействует на рычаг б,
поворачивающий кулачок 7, который замыкает контакты пружинных
переключателей и включает электродвигатель, вращающий барабан
разматывающей рулонницы. В результате этого петля увеличивается,
а рычаг 6 под действием собственного веса опускается вниз и
возвращает кулачок в первоначальное положение. Вследствие этого
происходит размыкание контактов и включение электродвигателя.
В рассматриваемом механизме шаг подачи фиксируется
обычным рычажным автоматическим упором.
Фрикционный механизм подачи применяется при штамповке
ленточного материала шириной от 20 до 120 мм, толщиной от
0,6 до 1,0 мм, шаг подачи до 100 мм. Точность перемещения ленты
находится в пределах ±0,1—0,2 мм. Число двойных ходов пресса
в минуту — до 400.
3. ВАЛКОВЫЕ МЕХАНИЗМЫ ПОДАЧИ
На ряде предприятий металлообрабатывающей
промышленности на быстроходный режим работы переведены прессы,
оснащенные валковыми подачами. Так, например, на московском
заводе «Молния», значительный парк однокривошипных прессов
простого действия модели К-6 с валковым механизмом подачи
переведен на быстроходный режим работы с числом ходов в
минуту до 400.
Быстроходные прессы-автоматы ряда моделей, выпускаемые
в настоящее время заводами кузнечно-прессового оборудования,
также оснащены валковым механизмом подачи. Например,
Таганрогский завод кузнечно-прессового оборудования выпускает пресс-
автомат модели А-80, оснащенный механизмом двухсторонней
валковой подачи, который обеспечивает точность подачи 0,3—
0,4 мм. Характеристика пресса: давление 16 т\ ход ползуна 30 мм\
число ходов в минуту: 139, 212, 273, 423; ширина ленты до 125 мм;
толщина ленты до 3 мм\ вес пресса 2,2 т\ высота 1510 мм.
Валковый механизм подачи устанавливается на столе пресса
и представляет собой пару периодически вращающихся валков.
Двухсторонняя валковая подача имеет две пары валков,
расположенных с двух сторон штампа. Принцип работы валкового
механизма подачи основан на использовании фрикционных свойств
двух валков, между которыми зажат и периодически перемещается
штампуемый материал.
В зависимости от положения валкового механизма подачи
относительно штампа, он может быть толкающим, в таком случае
85

материал перемещается к штампу, или тянущим, тогда механизм
тянет на себя отход ленты (высечку).
Двухсторонняя валковая подача является предпочтительной
по сравнению с односторонней.
Толкающий механизм подачи обеспечивает большую точность
шага подачи, чем тянущий. В последнем случае точность шага
Фиг. 53. Схемы валковых подач:
а — односторонняя (тянущая) валковая подача; б — двухсторонняя валковая подача
с наматывающей катушкой, работающей от механизма валков; в — двухсторонняя валковая
подача с наматывающей катушкой, работающей от вала пресса.
подачи уменьшается из-за неплоскостности отхода и различного
состояния поверхности в разных местах отштампованной ленты и
наличия заусенцев.
При использовании толкающего механизма валковой подачи
во избежание продольного изгиба (выпучивания) лента должна
быть достаточно жесткой. Практически это условие обеспечивается
при толщине ленты не менее 0,1 мм. Периодическое вращение
валков производится храповым или фрикционным механизмом.
На фиг. 53 приведены схемы различных валковых подач [61 ].
В механизме односторонней тянущей валковой подачи (фиг. 53, а)
валки 1 и 2 закреплены на столе пресса. Верхний валок имеет
86

возможность перемещаться в вертикальной плоскости и
поджиматься к нижнему валку регулируемыми прижимами. При
заправке ленты верхний валок поднимается специальной рукояткой.
Освобождение ленты в момент штамповки, что необходимо для
центрирования ловителями в комбинированных штампах
последовательного действия, производится рычагом 3, на который
воздействует регулировочный винт 4, закрепленный на кронштейне
ползуна пресса.
Двухсторонний механизм валковых подач, оснащенных
фрикционной муфтой и ленточным тормозом, имеющим принудительное
вращение, допускает скорость перемещения материала до 50 м/мин
и выше. Для уменьшения вредного влияния инерционных сил
в валковых механизмах стремятся уменьшить вес вращающихся
и движущихся элементов. Так, например, валки делаются полыми
из легких сплавов.
В валковой подаче главным является механизм
преобразования качательного движения кривошипа в одностороннее движение
подающих валков. Даже в том случае, когда этот механизм
представляет собой особо точное храповое устройство, невозможно
осуществлять бесступенчатую регулировку шага подачи. Тогда можно
регулировать подачу только на зуб или часть зуба, но при этом
уменьшается точность валковой подачи при настройке ее на
определенный произвольный шаг подачи.
Чтобы избежать этого недостатка, на Горьковском автозаводе
и других предприятиях применяется роликовая муфта обгона,
допускающая бесступенчатую регулировку величины шага
подачи.
Рассмотрим устройство и работу муфты обгона (фиг. 54).
Ступица 5 муфты обгона насажена на ось, которая является также
осью подающего валка 6. Связь между подающими валками
осуществляется посредством крупномодульных зубчатых колес 2.
Опыт Горьковского автомобильного завода показывает, что
угол заклинивания роликов следует брать равным 12°; радиус
расположения их — максимальный, число роликов по
возможности большее.
При повороте ступицы 5 в направлении, указанном стрелкой,
ролики 7 заклинивают наружную обойму 4 и приводят ее в
движение; наружная обойма, преодолевая сопротивление тормоза 3,
начинает вращаться в том же направлении, что и ступица 5, а затем
через храповик передает вращение подающему валку 6.
Исходный материал в виде ленты заклинивается между
подающими валками и перемещается на величину шага подачи.
При обратном вращении ступицы муфты обгона происходит
расклинивание роликов 7; при этом наружная обойма остается
неподвижной, благодаря чему подача материала прекращается.
В описанном узле муфты обгона в качестве опор и шарниров
применены подшипники качения. Нажимное устройство 1 имеет
87

одну открытую пружину, расположенную на линии центра
движения валков.
Муфта обгона должна обладать высокой жесткостью, т. е.
малой угловой деформацией в момент нагрузки. В том случае, когда
муфта обгона выполняется как наиболее быстроходное звено в
передаче движения от кривошипного вала пресса к подающему
механизму, ошибки, вносимые ею в передачу, будут минимальными.
Практика эксплуатации муфт обгона в приводах подающих
механизмов показала их высокую стойкость.
Фиг. 54. Конструкция узла муфты обгона и валкового механизма подачи.
Внутренняя цилиндрическая поверхность наружной обоймы
практически мало изнашивается. Места контакта лысок заметно
обминаются лишь через 5—6 месяцев работы.
Ремонт сводится к перешлифовке лысок на 0,03—0,05 мм и
установке роликов соответствующих диаметров. Практически
достаточно иметь 4—5 комплектов запасных роликов, отличающихся
по диаметру на 0,05 мм.
Наличие роликовой муфты обгона в механизме валковой подачи
повышает точность подачи. Так, например, на Горьковском
автозаводе при штамповке пластин радиатора с шагом подачи 526 мм
точность подачи составляет ±0,2 мм.
Выше были рассмотрены схемы валковых подач, которые
используются на прессах с рабочим валом, расположенным в
верхней части. На фиг. 55 приведена кинематическая схема пресса
с нижним приводом [61]. Пресс оснащен двухсторонней валковой
подачей. Он работает следующим образом. Кулиса / воспринимает
88

качательное движение от пальца 5, эксцентрично расположенного
относительно рабочего вала 2.
Шаг подачи регулируется посредством изменения положения
пальца 3. Рейка 4, перемещаясь в горизонтальной плоскости при
помощи кулисы 1, воздействует на механизм периодического
вращения валков. Нижние валки соединены с верхними валками
зубчатой передачей. Верхние валки 10 прижимаются к нижним при
помощи пружин.
Фиг. 55. Схема двухсторонней валковой подачи для прессов с нижним
расположением вала.
Подъем верхних валков в момент штамповки автоматически
осуществляется кулаком 5, действующим на рычаги 6 тяги 7 и
рычаг 8. Кроме механизма двухсторонней валковой подачи,
предназначенной для перемещения исходного материала в рабочую
зону штампа, на прессе имеется также механизм 9 для рубки
отштампованной ленты (высечки). Нож механизма рубки получает
возвратно-поступательное движение от верхней траверсы пресса.
Прессы-автоматы с нижним приводом применяются в основном
для штамповки деталей в комбинированных штампах
последовательного действия с отделением готовой детали на последнем
переходе (фиг. 56).
Быстроходный пресс-автомат 4ГЖ-500-10 Минского радиозавода
оснащен двухсторонней валковой подачей. Высокая точность по-
89

дачи (±0,01—0,03 мм) обеспечивается наличием сдвоенной
роликовой муфты оригинальной конструкции (фиг. 57). Рассмотрим
ее устройство и принцип действия.
б) г)
Фиг. 56. Примеры изготовления деталей на прессах-автоматах с нижним приводом:
а — неглубокая вытяжка в ленте с вырубкой технологических окон в промежутках между
деталями; б — многорядная штамповка; в — штамповка гнутых приварных гайкодержа-
телей; г — штамповка деталей с пробивкой технологических отверстий для ловителей
штампа по краям ленты.
Для осуществления подачи материала на заданный шаг рычаг /
поворачивается по стрелке А. Вместе с ним поворачивается
корпус 2 и втулка 3, которая увлекает за собой подпружиненные
рабочие ролики 4, благодаря которым, происходит заклинивание
втулки 3 с рабочей звездочкой 5. Последняя через шпонку 12
90

и валик 14 передает вращение на нижний ролик 15 и через
зубчатое колесо 13 — на верхний ролик. .
Каждая пара валков связана между собой шестеренчатой парой.
Муфты обгона связаны между собой спарниками. Под действием
пружин тормоза 11 диски 8 все время сжаты.
При рабочем ходе подачи наряду с указанным, одновременно
движение с рабочей звездочкой 5 передается на подпружиненные
Фиг. 57. Муфта обгона к быстроходному прессу-автомату конструкции
Жигиро — Гальперина.
ролики 6 муфты тормоза; последние, выкатываясь, преодолевают
сопротивление пружин и тем самым расклинивают рабочую
звездочку 5 с тормозной звездочкой (корпусом муфты) 7, неподвижно
закрепленной винтом 16 на корпусе. В то же время рабочая
звездочка 5 передает движение через предохранительные фрикционные
диски 8 на корпус предохранительной муфты 10, которая
поворачиваясь, сжимает пружины Р.
При повороте рычага 1 против часовой стрелки вместе с ним
поворачивается корпус 2 и ваулка 5, которая выводит ролики 4
из контакта с рабочей звездочкой 5, в результате чего происходит
расклинивание муфты, сообщающей вращение валкам. Таким
образом, в данном случае имеет место свободное (холостое)
поворачивание рычага /.
В это.же время под действием сжатых пружин 9 происходит
некоторый поворот корпуса предохранительной муфты 10 против
часовой стрелки, благодаря чему через постоянно включенные
91

фрикционные диски 8 вращение передается на рабочую
звездочку 5, которая через тормозные ролики 6 мгновенно заклинивает
тормозную звездочку 7. Таким образом, фиксируется положение
валика 14 вместе с нижним роликом 15 и исключается вращение
валков в обратную сторону.
А-А
6 , 5 и
А^
Фиг. 58. Механизм валковой подачи, встроенный^ штамп-с рычажной передачей.
Предохранительная муфта предохраняет детали муфты от
разрушения при неправильной настройке механизма валковой
подачи.
Высокая точность подачи делает возможным применение
последовательных штампов без шаговых ножей для штамповки
различного рода деталей,
92

Отсутствие шаговых ножей играет большую роль в смысле
экономии материала особенно при штамповке мелких деталей из
узкой ленты, когда шаговыми ножами обрубается и обесценивается
значительная часть металла (8—12%).
При двухсторонней валковой подаче и небольшом
межцентровом расстоянии между подающими и тянущими валками A80 мм)
можно производить штамповку не только из ленты, но и из
сравнительно коротких полос (не менее 185 мм).
Выше были рассмотрены механизмы валковой подачи,
предусматривающей привод от кривошипа пресса.
На фиг. 58 приведена конструкция валковой подачи с
рычажной передачей, которая спроектирована и внедрена на Московском
автомобильном заводе им. Лихачева. Данная конструкция
валковой подачи встраивается в штамп.
Рассмотрим последовательность действия механизма подачи.
Подача материала производится валками 2, которые приводятся
во вращение ползуном пресса через ролико-фрикционный
механизм (см. разрез В — В).
При ходе ползуна пресса вместе с тягой 8 вверх, ролики 3,
заклиниваясь между поверхностями обоймы 6 и звездочки /,
поворачивают валки на величину установленного шага
подачи.
При ходе ползуна пресса и тяги вниз ролики, расклиниваясь,
обеспечивают возможность холостого провертывания рычага и
звездочки, в то время как валки остаются неподвижными.
Величина холостого хода тяги 8 должна быть достаточной для
обеспечения выхода рабочих частей штампа из штампуемого
материала до начала подачи.
Регулировка величины шага подачи осуществляется
перемещением втулки 9 в овальном отверстии рычага 7. При этом
изменяется длина рычага, а следовательно, и угол поворота его вместе
с валками.
Сила поджатия валков регулируется натягом пружин 4 при
помощи пробок 5.
Длина рычага для данной конструкции подачи принята равной
50 мм и угол поворота равным не более 90°. Диаметр валков
должен быть не менее 40 мм.
Описанная подача предназначена для автоматического
перемещения ленточного и полосового материала толщиной от 0,1 до
3,0 мм, шириной от 10 до 200 мм, с шагом подачи до 55 мм (при
диаметре валков 70 мм и угле поворота 90°).
Одной из основных характеристик автоматических подач
является показатель точности.
Точность подачи в значительной степени зависит от состояния
плавности, перемещения подаваемого материала.
Под понятием плавности хода подаваемого материала
подразумевается такое состояние его движения, когда наблюдается ми-
93

нимальный момент при трогании материала и малые и постоянные
ускорения на протяжении всего процесса перемещения [76].
В механических подачах необходимая плавность хода не всегда
обеспечивается. Часто движение ведомого звена происходит
рывками. Это приводит к самовозбуждению незатухающих колебаний.
Отдельные физические факторы, связанные с внутренними
свойствами самой упругой системы механизма подачи, также могут
обусловливать появление автоколебаний.
В механизме валковой подачи автоколебания иногда возникают
при относительно малых скоростях, а также при наличии больших
инерционных сил и сухого и
полусухого трения.
По данным исследования,
выполненного А. П. Ивановым
90 180 270 360°cp(t) О
а>
Фиг. 59. Кривые перемещения 5 и скорости v ленты:
а — теоретическая циклограмма; б — экспериментальные кривые;
1 — перемещения ленты; 2 — скорость ленты; 3 — скорость ползуна;
4 — перемещение ползуна.
[76], на фиг. 59 приведены характеристики динамического
поведения механизма валковой подачи к эксцентриковому прессу
усилием 40 т. На фигуре видно, что характер экспериментальной
и теоретической кривых изменения скорости ленты различен по
своему виду. Действительная скорость движения ленты изменяется
скачками, а не плавно, как предполагалось в теоретической
циклограмме (фиг. 59, а).
Скачкообразный характер изменения скорости ленты в
основном объясняется тем, что передача усилия от ползуна пресса
к механизму подачи ленты сопровождается сильными ударами.
Анализ приведенных кривых показывает, что в условиях
эксплуатации автоматической валковой подачи технические
характеристики (точность шага подачи, плавность хода, виброустойчивость
и др.) не являются постоянными, а изменяются во времени.
Опыт эксплуатации механизмов автоматических подач с
механическим приводом показывает, что заданный закон движения
движущейся системы подачи и ее привода искажается в процессе
работы под действием отдельных физических факторов. К таким
факторам относятся: трение в подшипниках, упругая деформация
отдельных узлов и деталей, удары в отдельных соединениях пресса
94

MM
250
160<
2 100
45»
c:
<\j
^
S3
63
40
25
16
10
////
^m
с
«5>
у/у,
и привода, вибрации ползуна и станины, зазоры между
сопряженными деталями, качество подаваемого материала
(неплоскостность, колебания по толщине, наличие заусенцев, состояние
поверхности) и др.
В связи с указанным фактические скорости подачи могут
значительно отличаться от заданных. Они определяются в
значительной мере условиями протекания неустановившегося
динамического процесса движения.
Здесь уместно заметить о необходимости проведения
исследовательских работ по установлению оптимального диапазона
скоростей для механизмов
автоматических подач, применяемых при
штамповке на быстроходных
прессах, что позволит рационально
использовать как существующие
типы подач, так и вновь
создаваемые. Дело в том, что имеющиеся
рекомендации по использованию
механизмов автоматических подач
в части точности и других
параметров часто не учитывают тех
изменений, которые имеют место
при увеличении числа ходов
пресса. Например, при увеличении
числа ходов пресса в 3 раза при
одной и той же величине шага
подачи, соответственно растет и
скорость подачи, что, естественно, сказывается и на точности
подачи. Увеличение числа ходов пресса оказывает существенное
влияние и на эксплуатационные данные пресса.
В связи с указанным представляет определенный интерес
исследование, проведенное А. П. Ивановым [76].
На фиг. 60 представлена диаграмма, иллюстрирующая
изменение величины шага подачи в зависимости от числа ходов и
различных скоростей с движения ленты при штамповке на
эксцентриковом прессе, оснащенном валковой подачей. Из диаграммы видно,
что совместная устойчивая работа автоматической валковой подачи
с прессом характеризуется ограниченной зоной скоростей.
Таким образом, для соблюдения оптимального режима работы
механизма автоматической подачи во взаимосвязи с работой пресса
требуется согласование скоростей в части устойчивости движения
пресса и подачи. Однако это требование не всегда выполнимо
вследствие того, что нечеткая работа системы привода ограничивает
скорость подачи материала.
В связи с этим в отечественной и зарубежной практике в
последние годы получают распространение механизмы
автоматических подач с независимым приводом и регулятором скорости.
95
40 63 100 160 250 400 6301000
Число ходов пресса 6 минутуг
Фиг. 60. Диаграмма "изменения
величины шага при валковой подаче в
зависимости от числа ходов пресса
и скорости движения ленты.

Повышение точности подачи и расширение диапазона величины
шага подачи обеспечивается следующими мероприятиями [76],
повышающими плавность и виброустойчивость автоматических подач:
1) повышением жесткости отдельных элементов системы
приводов к подачам;
2) уменьшением зазоров в отдельных соединениях механизмов
подач и привода к ним;
3) использованием новых, легких и высококачественных
материалов с целью уменьшения инерционных сил движущихся
деталей и узлов механизмов подач.
4. КРЮЧКОВЫЕ МЕХАНИЗМЫ ПОДАЧИ
На заводе «Мосштамп» при штамповке на быстроходных
прессах широко используется крючковый механизм подачи, который
бывает только тянущим. В зависимости от способа передачи
движения крючку, перемещающему ленту, крючковые подачи бывают
с приводом: от клина в верхней части штампа, от ползуна пресса,
от рабочего вала пресса.
На фиг. 61 показан наиболее распространенный тип крючкового
механизма подачи с приводом от ползуна пресса. Работа такого
механизма подачи осуществляется следующим образом. После
нескольких рабочих ходов пресса при ручном перемещении ленты
крючок / заправляют в одно из отверстий ленты, а пресс переводят
на автоматический режим работы (на самоход). При движении
ползуна пресса вверх (холостой ход) рычаг 2 балансира,
соединенный с ползуном тягой 3, поворачивается вокруг собственной оси 7
на некоторый угол и перемещает шарнирно соединенный с ним
крючок 1 вместе с подаваемой лентой на величину шага подачи.
При опускании ползуна пресса (рабочий ход) винт 4 нажимает
на хвостовую часть крючка, вследствие чего последний
приподнимается и перескакивает через перемычку штампуемой ленты.
Перескакивание крючка облегчается благодаря наличию скоса на его
конце. Для предотвращения смещения штампуемого материала
в обратном направлении в момент перемещения крючка для его
захвата, а также для исключения перебега ленты во время подачи,
лента постоянно прижимается плоской пружиной 5 к поверхности
лотка 6. Фиксатор S, установленный на матрице, также
предотвращает перебег в тех случаях, когда усилия пружины
недостаточно.
Шаг подачи ленты можно регулировать изменением
соотношения величины плеч рычага балансира и угла его поворота.
Описанный механизм крючковой подачи прост по конструкции,
дешев в изготовлении, надежен в работе и может быть установлен
на любом кривошипном или эксцентриковом прессе с числом ходов
до 220 в минуту [63].
Так как крючковые подачи бывают только тянущими, то они
могут применяться для ленточного и полосового материала, при
9.6

раскрое с перемычками и при сохранении высечки. Они могут быть
рекомендованы для подачи ленточного и полосового материала
толщиной 0,3—5 мм и шириной до 150 мм. При этом надо иметь
в виду, что использование крючковых подач при штамповке
тонкого материала приводит к увеличению размеров перемычек между
вырубаемыми деталями, что повышает норму расхода материала.
Фиг. 61. Крючковым механизм^подачи с
приводом от ползуна пресса.
На фиг. 62 приведен механизм крючковой подачи, встроенный
в штамп последовательного действия с приводом от клиньев,
закрепленных в верхней части штампа.
Крючковые подачи, встроенные в штампы, отличаются от
других типов подач простотой конструкции.
Рассмотрим устройство и принцип действия механизма подачи.
При ходе ползуна пресса вниз клинья 6 воздействуют на ролики 10
и перемещают каретку 3 влево, которая двумя втулками 8
скользит по направляющим 4.
Крючок 12, закрепленный на каретке и прижатый к ней
пружиной 11, захватывает ленту за перемычку между вырубленными
деталями и перемещает ее на заданный шаг подачи.
Михаленко 2006
97

При ходе ползуна пресса вверх каретка вместе с крючком под
действием пружины 9 возвращается в исходное положение.
Функции блокирующей каретки в данном случае выполняет
прижим 7, находящийся под действием пружины 14. Он фиксирует
8 3 и 5
9 11W 12 13 т
Фиг. 62. Крючковым механизм подачи с приводом от клина штампа.
ленту при возврате каретки. Зуб 13 под действием пружины 5
так же блокирует ленту и в то же время фиксирует ее по шагу.
Рубка отштампованной ленты при выходе ее из штампа
производится ножами 1 и 2.
Описанная подача является одной из разновидностей
крючковых подач, она разработана и внедрена на Московском заводе трак-
98

торного электрооборудования и предназначена для
автоматического перемещения в штампе последовательного действия ленты
шириной 36 мм, толщиной 1 мм\ шаг подачи — 12,6 мм.
При конструировании штампов с крючковыми подачами
желательно, чтобы место захвата крючком за перемычку было
расположено на расстоянии одного-двух шагов от рабочего окна матрицы,
что позволяет работать без ловителей, корректирующих шаг
подачи.
В табл. 8 по данным А. Н. Малова [62] приведены параметры
подаваемого материала, а также точность подачи для крючковых
механизмов в зависимости от способа привода крючка.
Таблица 8
Характеристика крючковых механизмов подачи
Тип подачи
Крючковый от ползуна
пресса
Крючковый от клина в
верхней части штампа . .
Шаг
подачи
в мм
До 75
До 40
Ширина
материала
в мм
До 150
До 100
Толщина
материала
в мм
0,3—5
0,3—3
Точность подачи
в мм
От ±0,2 до ±0,6
От ±0,2 до ±0,4

ГЛАВА III
ПОВЫШЕНИЕ БЫСТРОХОДНОСТИ МЕХАНИЧЕСКИХ
ПРЕССОВ
Быстроходность механических прессов, т. е. число ходов
ползуна в минуту, определяет их производительность. Однако
модернизация прессов с целью повышения их быстроходности разумна
только в том случае, когда имеющееся, предусмотренное паспортом
пресса, число ходов ползуна действительно полностью
используется.
В практике много случаев, когда при отсутствии механизмов
автоматических подач или при отсутствии рулонного материала
прессы работают не на автоматическом режиме, а на одиночных
ходах с ручной подачей заготовок (материала), используя, в
лучшем случае, лишь половину запроектированных рабочих ходов.
Бывает и так, что прессы, оснащенные автоматическими подачами
и работающие на автоматическом режиме, фактически
эксплуатируются не всю смену, а значительно меньше.
Во всех этих случаях коэффициент фактического
использования ходов пресса на много меньше единицы и повышение
быстроходности таких прессов не дает значительного
эффекта.
Таким образом, для повышения производительности прежде
всего следует устранить причины, не позволяющие полностью
использовать паспортные данные пресса в течение всей рабочей
смены, и только после этого, если требуется дальнейшее
увеличение производительности, целесообразно решать вопрос о
повышении их быстроходности. Сказанное относится к прессам, не
связанным с автоматическими поточными линиями. В том случае,
когда тихоходное оборудование работает в поточной линии и
лимитирует производительность всей линии, увеличение
быстроходности его безусловно эффективно.
При увеличении быстроходности прессов, оснащенных
автоматическими подачами и работающих в автоматическом режиме,
ожидаемое повышение производительности может быть найдено
на основании следующих зависимостей [86].
100

Зная фактическое количество получаемых изделий за смену,
определяем основное время, затрачиваемое на изготовление этих
изделий,
гр - Л.
1 О — 7Г~ >
пах
где А — количество изделий, изготовляемых за смену на прессе
до его модернизации;
пах — число автоматических ходов ползуна пресса в минуту
до модернизации.
Потери времени, связанные с вспомогательными работами,
техническим и организационным обслуживанием
1 п ~ 1 с •* 0 — * с 7т '
пах
где Тс — продолжительность смены в минутах.
Потери времени, приходящиеся на изделие до модернизации и
после модернизации, можно считать постоянными, так как
периодичность смазки пресса, очистка штампа и т. п. примерно
пропорциональны числу изготовленных изделий.
Тогда потери времени после модернизации будут
ПП' Тп л, гр А А
где А' — количество изделий, изготовляемых на прессе после его
модернизации.
Количество изделий, изготовляемых на модернизированном
прессе, можно определить по зависимости
А' = Т0Пах = (Тс— Т'п) Пах = \7\ ~~Т с"А + Ц~) "ах,
откуда
А'' =
Ц, J 1__
пах пах
здесь пах — число автоматических ходов пресса в минуту после
модернизации.
Повышение производительности в результате модернизации
находим как отношение количества изделий, изготовляемых после
и до модернизации
Tf А Тс
А Тс-A1 l 1
101

Если принять во внимание, что отношение суммарного
основного времени до модернизации к продолжительности смены есть
коэффициент фактического использования ходов пресса при
работе на автоматическом режиме
** = ТГ'
а отношение числа автоматических ходов после модернизации
к числу автоматических ходов до модернизации есть коэффициент
увеличения быстроходности пресса
пах
то выражение для определения повышения производительности
может быть представлено в более общем виде:
К а- -~ —, B5)
В табл. 9 показано увеличение производительности пресса КА,
подсчитанное по выражению B5) при различных значениях
фактического использования. ходов Кф и увеличения быстроходности
пресса,
Таблица 9
Изменение производительности пресса К а в зависимости от Кф и Кб
¦
кф
1
0,8
0,6
0,4
0,25
«А
... *б=1,25
1,25
1,19
1,14
1,09
1,05
кбТ\,ь
1,5
1,37
*б = 2
2
1,66
1,25 1,43
1,16
1,09
1,25
1,14
Л'б = 3
3
2,34
1,66
1,38
1,20
Из табл. 9 следует, что"только при полном фактическом
использовании в течение всей рабочей смены паспортного числа ходов
102

пресса (Кф = 1) его производительность увеличивается
пропорционально увеличению быстроходности. Чем меньше значение Кф,
тем меньшее увеличение производительности следует ожидать при
увеличении быстроходности прессов.
Повышение числа ходов ползуна может быть достигнуто путем
уменьшения передаточного числа механизма привода пресса или
путем установки электродвигателя с большим числом оборотов.
Если повышение числа ходов ползуна осуществляется путем
уменьшения передаточного числа механизма привода, то
необходимо внести изменения в кинематическую схему пресса, которые
можно выполнить в нескольких вариантах:
1) увеличить число оборотов маховика в минуту;
2) увеличить число оборотов маховика в минуту и одновременно
изменить передаточное число от вала маховика к коленчатому
валу;
3) изменить только передаточное число от вала маховика к
коленчатому валу;
4) увеличить число оборотов маховика с одновременным
переносом муфты с приемного вала на промежуточный или коленчатый.
По сложности выполнения и трудоемкости 1-й вариант является
наиболее простым, а 4-й вариант — наиболее сложным. С точки
зрения работоспособности муфты включения и тормоза 1-й вариант
является наихудшим, а 4-й вариант — наилучшим.
В данном случае рассмотрим увеличение быстроходности
прессов-автоматов, работающих в автоматическом режиме, когда
включение и выключение пресса в течение рабочей смены производится
крайне редко. Поэтому остановимся несколько подробней на 1-м
варианте модернизации пресса, тем более, что именно он чаще
всего используется в практике.
Наибольшие технологические возможности пресса
определяются в основном двумя параметрами — допускаемыми усилиями
на ползуне пресса и допускаемой работой деформации.
Допускаемые усилия на ползуне пресса, как правило, определяются по
прочности коленчатого вала и по прочности зубчатых передач.
Допускаемая работа деформации на прессе за один ход ползуна
зависит от мощности электродвигателя, размеров и числа оборотов
маховика.
Следует также иметь в виду, что все передачи механизма
привода рассчитываются на определенные скорости, соответствующие
запроектированным числам оборотов валов.
Таким образом, технологические возможности, а также
долговечность и работоспособность механизма привода зависят от числа
оборотов вала пресса. Если же число оборотов маховика
увеличивается, то изменяются условия работы всего механизма привода,
изменяются и технологические возможности пресса, а потому
необходимо расчетами проверить ряд узлов пресса и внести
коррективы в соответствии с новыми условиями их работы. Обычно про-
103

верке подвергаются электродвигатель, маховик, клиноременные
и зубчатые передачи, подшипники валов, муфта включения и
тормоз.
Согласно работе [90] при увеличении числа ходов ползуна и
неизменной работе, выполняемой на прессе, мощность,
потребляемая электродвигателем, увеличивается пропорционально
увеличению числа ходов ползуна.
5 V
6т
800
Й600
«о
%*оо
о
14
12
1,0
0,8
0,6
0А
200 [^ 0,2
0
Нуд
Costp
1 ^^^.
^и
Ч,
^
120
100
80
60
40
20
400 800 1200 1600 2000 2400
Число ходоб пресса 8 минуту
Фиг. 63. Изменение потребляемой мощности и cos ф в зависимости от
быстроходности пресса:
Nхх — мощность холостого хода; NR — мощность под нагрузкой; N д
расход мощности
на единицу изделия.
Мощность электродвигателя после модернизации, связанной
с увеличением числа ходов ползуна, при неизменном коэффициенте
использования рабочих ходов определится из выражения
где NH — номинальная мощность электродвигателя до
модернизации в кет;
пах — число автоматических ходов ползуна в минуту до
модернизации;
пах — число автоматических ходов ползуна в минуту после
модернизации.
При исследовании процессов скоростной холодной штамповки
на бесшатунном прессе-автомате замеряли потребляемую прессом
мощность при различном числе ходов ползуна. Эти замеры
показали [25], что с увеличением числа ходов потребляемая прессом
мощность на холостом и рабочем режиме работы растет. Однако
104

расход мощности на единицу изделия с увеличением числа ходов
пресса резко падает (фиг. 63), так как рост производительности
пресса значительно опережает рост потребляемой мощности.
Следовательно, уменьшение потребляемой прессом-автоматом
мощности, приходящейся на единицу изделия (удельная
мощность), при переводе его на быстроходный режим штамповки
должно сопровождаться снижением себестоимости штампуемых
изделий.
Практика предприятий, внедривших автоматическую
штамповку на быстроходных прессах, подтверждает приведенные выше
данные об уменьшении удельного расхода электроэнергии.
Из табл. 10 видно, что годовая экономия электроэнергии при
увеличении числа ходов прессов примерно в 2 раза при штамповке
Таблица 10
Расход электроэнергии применительно к условиям работы
холодноштамповочного цеха одного из заводов в связи с переводом
кривошипных прессов модели К-6 на быстроходный режим штамповки
Наименование
штампуемых деталей
Основное звено
механической застежки № 2
Основное звено
механической застежки № 3
Основное звено
механической застежки № ЗРБ
Итого:
Годовой выпуск
A960 г.)
в тыс. м
155
3720
797
4672
в кг
(деталей)
35 650
171 120
41 205
247 975
Автоматическая
штамповка
удельная
норма
расхода
в квт-ч/кг
0,67
0,18
0,20
—
расход

электроэнергии
в квт-ч
23 886
30 802
8 241
62 929
Автоматическая
штамповка на
быстроходных
прессах -
удельная
норма
расхода
в квт-ч/кг
0,50
0,08
0,15
—
расход

электроэнергии
в квт-ч
17 825
13 690
6 181
37 696
основных звеньев механических застежек составляет 25 233 кет -ч.
При этом удельный расход электроэнергии сокращается с 0,253 до
0,152 квт-ч на 1 кг изделия.
Опыт другого завода также показывает, что при
автоматической штамповке на быстроходных прессах удельный расход
электроэнергии уменьшается. Так, при переводе пресса со 140
на 280 ходов в минуту выпуск продукции увеличивается примерно
в 2 раза, а расход электроэнергии возрастает лишь на 20—30%.
По данным работы [19] внедрение автоматической холодной
штамповки на быстроходных прессах при массовом производ-
105

стве металлической фурнитуры позволило сэкономить около
500 тыс. квт-ч электроэнергии за два года,
По данным ЭНИКМАШа [76 ] перевод пресса с ручного
обслуживания на автоматический режим штамповки также,
сопровождается уменьшением расхода электроэнергии (мощности) (фиг. 64).
Это уменьшение является значительным для прессов усилием
свыше 100 т, имеющих фрикционную муфту, расположенную на
промежуточном валу, что объясняется существенной затратой
мощности на разгон подвижных частей пресса при единичных
ходах.
Большая роль в
выполнении работы
технологической операции
принадлежит маховику. Маховики
рассчитаны на работу при
определенном числе ходов
ползуна в соответствии с
технологическим
назначением пресса при
определенном коэффициенте
использования ходов.
Увеличение числа оборотов
маховика и тем более
одновременное увеличениемощ-
ности электродвигателя
в значительной степени
увеличивают запас работы
на кривошипном валу
пресса, что в большинстве
случаев не требуется, если
пресс используется на
прежних технологических
операциях.
С увеличением числа
оборотовмаховика
требуется весьма тщательная его балансировка и увеличение времени
разгона маховика при пуске электродвигателя. Полная
балансировка маховика весьма затруднительна, а наличие дисбаланса
ведет к вибрации пресса и быстрому выходу из строя
подшипников и самого вала. Увеличение времени пуска электродвигателя
также не желательно, так как может привести к его перегреву
и выходу из строя. Кроме этого, увеличение числа оборотов
маховика вызывает повышение напряжений в его ободе и может
вызвать разрушение.
Из всего сказанного можно сделать вывод, что при увеличении
числа оборотов маховика целесообразно уменьшить его размеры
(уменьшить наружный диаметр и ширину обода).
106
N
квт
50
40
30
20
10
10мм
6мм
Оборот крибоилапного бала
сек
Оборот
кридошипного
вала-
10 сек
Фиг. 64. Графики работы пресса усилием
160 т модели К372А при вырубке заготовки
из материала толщиной 4; б и 10 мм:
а. — на единичных ходах пресса; б — на
автоматических ходах пресса.

Размеры «облегченного» маховика могут быть найдены по его
моменту инерции J'M, подсчитанному из условий равенства работ
при прежнем и увеличенном числе оборотов,
где п и пм — числа оборотов маховика до и после модернизации,
Jм — начальный момент инерции маховика.
Передача движения от электродвигателя на первый вал обычно
осуществляется клиновыми ремнями. Для увеличения числа
оборотов маховика уменьшается передаточное число этой клиноре-
менной передачи путем увеличения диаметра шкива
электродвигателя. С увеличением диаметра малого (моторного) шкива
повышается скорость ремней, величина которой ограничивается
действием центробежных сил, нагревом и сроком службы. Максимально
допустимая скорость клиновых ремней равна 25—30 м/сек.
Наивыгоднейшая скорость, при которой-ремни передают наибольшую
мощность и работают в более благоприятных условиях,
составляет 18—22 м/сек.
При увеличении диаметра малого шкива следует определить
новое межцентровое расстояние между осями шкивов, причем
значительное увеличение межцентрового расстояния, особенно
в том случае, когда ремни имеют скорости, близкие к 20—30 м/сек,
нежелательно, так как может возникнуть вибрация ремней. По
выбранному диаметру малого шкива и найденному межцентровому
расстоянию определяется угол обхвата ремнем малого шкива.
Этот угол должен быть не менее 110°. Следует проверить
возможность передачи ремнями требуемой мощности. При необходимости
увеличивают число ремней или используют ремни большего
сечения. Движение от приводного вала (вала маховика) к
кривошипному осуществляется зубчатыми передачами. Зубчатые передачи
в прессах-автоматах работают с максимальными нагрузками в
течение продолжительного времени и не испытывают постоянных
нагрузок при пуске и торможении. При модернизации пресса,
связанной с повышением числа оборотов маховика, неизбежно
произойдет увеличение скоростей в зубчатом зацеплении, что приведет
к увеличению динамических нагрузок и шума при работе. Поэтому
следует определить расчетом значения новых скоростей в зубчатых
передачах и сравнить их с допустимыми.
Скорость в зубчатом зацеплении вычисляется по формуле
mHzn
Vs "~ 19100. cos|3'
где тн — модуль в нормальном сечении в мм;
г — число зубьев колеса;
п — число оборотов зубчатых колес в минуту;
C — угол наклона зубьев по делительной окружности.
107

По данным работы [91 ] для 3-го класса точности, по которому
преимущественно изготовляются зубчатые передачи кузнечно-
прессовых машин, допускаемые скорости принимаются
следующими: для чугунных прямозубых колес 5 м/сек, для стальных
прямозубых колес 8 м/сек, для чугунных косозубых и шевронных
колес 7 м/сек и для стальных косозубых и шевронных колес 12 м/сек.
Учитывая, что зубчатые передачи действующих прессов
проектировались с определенным запасом прочности при наиболее
сложной технологической операции, выполняемой на прессе,
увеличение окружных скоростей на 25—30% можно производить при
модернизации, не рассчитывая зубчатых передач на прочность.
Увеличение мощности электродвигателя практически не сказывается
на работе зубчатых передач этого вида. Особое внимание следует
обратить на возможное повышение шума в связи с увеличением
окружных скоростей зубчатых передач, что приводит к ухудшению
условий труда и снижению производительности. Для уменьшения
шума можно рекомендовать замену прямозубых передач косозу-
быми или шевронными, изготовление зубчатых передач с более
высоким классом точности, правильный выбор смазки и др.
Подшипники валов, как известно, рассчитываются по
удельному давлению и произведению удельного давления на скорость
скольжения (табл. 11). При увеличении быстроходности прессов,
Таблица 11
Допустимые значения удельных давлений р и произведений удельного
давления на скорость скольжения pvc согласно работе [91]
Материал
вкладыша
Бронза
ОЦС 6-6-3
Бронза
ОФ 10-1
Чугун
СЧ 24-44
Опорные шейки
коленчатого вала
<о
к,
И
О.
120—150
300
*
о. у
90—100
300
Мотылевая
шейка
коленчатого вала
И
О.
300
500
•^
#
D к.
О. У
300
500
Нижние опоры шатуна
шаровая
0
id
И
о.
700
1000
500
id
о ^
о к
с*. *
50
200
40

цилиндрическая
к
*
и
сх
550
^
«о
о. «
40
_ | _
путем повышения числа оборотов маховика, все валы пресса
получают большее число оборотов. Следовательно увеличиваются и
скорости скольжения в подшипниках, что может привести к
нарушению масляного слоя в них, повышению износа, чрезмерному
нагреву и выходу из строя.
108

При увеличении быстроходности прессов смазку подшипников
обычно переделывают на централизованную и часто подшипники
скольжения на приводных и промежуточных валах заменяют
подшипниками качения.
Муфты включения и тормозы являются узлами пресса, на
которых наиболее существенно отражается повышение быстроходности.
Нагрев и износ дисков фрикционной муфты включения и тормоза
зависят от работы трения, которая пропорциональна квадрату
угловой скорости вращения вала муфты (тормоза). Однако в
прессах-автоматах, работающих в течение всей рабочей смены в
автоматическом режиме, роль муфты включения и тормоза значительно
снижается. Поэтому, в ряде случаев, быстроходные
прессы-автоматы небольших размеров изготовляют без муфт включения и
тормозов (см. описание автоматов в гл. I), а иногда их снимают и
с обычных прессов при модернизации с целью повышения
быстроходности и перевода полностью на автоматический режим работы.
Известно также, что для улучшения условий работы, муфты
включения и тормозы при модернизации переносят с приемного вала на
кривошипный.
Если, однако, конструкция и место расположения муфты
(тормоза) остаются без изменений или меняются так мало, что
значения поверхности и коэффициента теплоотдачи при этом
существенно не изменяются, то допустимое увеличение быстроходности
при модернизации путем увеличения числа оборотов маховика
выражается зависимостью [86 ]
' 60 000
(ty-t0)(ty + 273)KA9
где ty — замеренная установившаяся температура нагрева муфты
или тормоза в град;
/0 — температура окружающего воздуха в град;
КА — повышение производительности пресса (см. выше).
В настоящее время довольно большое количество
отечественных заводов занимается вопросами повышения быстроходности
прессов. На горьковском заводе «Труд» за счет модернизации
обычных кривошипных прессов усилием 10—20 т число ходов
повышено с 100—140 до 340—400 в минуту. На Ленинградском авто-
матно-штамповочном заводе быстроходность однокривошипных
прессов усилием 16 т модели К-232 повышена до 250—300 ходов
в минуту. На Горьковском автозаводе на некоторых прессах типа
КНТ-60 число ходов поднято с 45 до 64 в минуту, на прессах
КН-15 — со 100 до 175 ходов в минуту.
На рижском заводе «Автоэлектроприбор» на прессах фирмы
«Хилло» усилием 10 т число ходов было увеличено с 90 до 135
в минуту и т. д.
109

В зависимости от конструкции пресса, его технологического
назначения и степени повышения быстроходности эта
модернизация проходит различным образом.
По данным работы [99] при вышеупомянутой модернизации
кривошипных прессов были внесены следующие изменения:
демонтировано включение и тормоз, облегчен на 25—30% по весу
маховик, изменено крепление маховика на валу пресса, уменьшен
ход ползуна за счет уменьшения эксцентрицитета вала. Чтобы
изменить число ходов ползуна, на шкив электродвигателя надевали
специально изготовленные «шкив-рубашки», позволяющие
изменять передаточное число от двигателя к приемному валу.
Мощность и число оборотов электродвигателя при увеличении
быстроходности прессов не менялись.
На московском заводе «Молния» при повышении числа ходов на
прессах К-6 до 300—350 в минуту подшипники скольжения были
заменены подшипниками качения — игольчатыми, уменьшен
диаметр маховика, плоскоременная передача от электродвигателя
заменена клиноременной.
Опыт в области модернизации существующего парка прессов
с доведением показателей их работы до уровня современных
моделей показывает большую эффективность этой работы.
Модернизация прессов, в частности, с целью повышения их быстроходности
открывает широкие возможности по увеличению
производительности, улучшению качества и снижению себестоимости
выпускаемой продукции.

ГЛАВА IV
ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНЫЕ ШТАМПЫ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ ШТАМПОВКЕ
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ
При штамповке мелких деталей на быстроходных прессах в
различных отраслях промышленности: в приборостроении, точной
механике, электротехнике, радиотехнике, при производстве
предметов народного потребления и др., в основном применяются
комбинированные штампы последовательного и совмещенного
действий. Каждый из этих типов штампов имеет свои достоинства и
недостатки, свою область применения [95].
В совмещенных штампах все штамповочные операции
выполняются за счет взаимного перемещения рабочих элементов штампа
без шагового перемещения ленты. При этом точность размеров
отштампованной детали будет определяться точностью исполнения
штампа и условиями его эксплуатации.
В случаях, когда в штампах совмещенного действия сочетается
вырубка по контуру с пробивкой отверстий, достигается высокая
точность расположения их к наружному контуру. .
В совмещенных штампах можно получать детали 3—4-го
классов точности, а в последовательных точность изготовляемых
деталей не превышает 5-го класса точности.
Однако в последовательных штампах представляется
возможным объединить большое количество переходов в одном штампе
(до 10), в то время, как в совмещенном штампе обычно
объединяются два-три перехода, а следовательно, в таком случае не всегда
удается полностью устранить последующие штамповочные
операции.
При автоматической штамповке на быстроходных прессах при
крупносерийном и массовом характере производства обычно
стремятся к полному устранению последующих штамповочных
операций с ручной подачей штучных заготовок. В противном случае
резко снижается экономическая эффективность этого
высокопроизводительного способа штамповки в связи с необходимостью
автоматизации подачи штучных заготовок, которая представляет собой
весьма сложную задачу, ибо она требует создания специальных и
111

довольно сложных механизмов для каждой последующей операции.
При этом должны быть предусмотрены механизмы для
межоперационной передачи заготовок.
Последовательная штамповка в ленте позволяет вести процесс
штамповки в автоматическом цикле на быстроходных
прессах-автоматах при большом числе ходов в минуту, так как лента является
выгодным и надежным транспортером, масса ленты мала, силы
инерции незначительны и перемещать ее можно весьма быстро,
сокращая, таким образом, время подачи материала.
Так, например, посредством штамповки плоских деталей
в ленте в настоящее время детали многих изделий изготовляются
на быстроходных прессах-автоматах с числом ходов до 500 в
минуту и выше, в то время как совмещенные штампы, а также штампы
с шиберной переброской эксплуатируются на быстроходных
прессах-автоматах с числом ходов 2.Q0—300 в минуту.
К числу недостатков штампов совмещенного действия с
пружинными и резиновыми съемниками относятся: обратная
запрессовка вырубленной детали в ленту, трудность удаления деталей из
ленты и прилипание их к съемнику, что осложняет условия работы
штампа.
В тех случаях, когда конструкция совмещенного штампа
позволяет удалять отштампованные детали на провал, создаются
благоприятные условия для повышения быстроходности пресса.
Последовательной штамповкой в ленте в основном
изготовляются детали небольших A0—50 мм) и малых (до 10 мм)
размеров. В отдельных случаях при последовательной штамповке
плоских деталей их размеры составляют 200—250 мм. В штампах
совмещенного действия возможно изготовление деталей больших
размеров. Минимальный годовой выпуск деталей, при котором
окупаются затраты на комбинированный штамп последовательного
действия, может быть определен по методике, предложенной
В. П. Романовским [96]. ,
Исходя из технологических схем последовательной штамповки,
которые определяют тип и конструкцию штампов
последовательного действия, последовательную штамповку подразделяют на ряд
видов (фиг. 65). Кроме видов последовательной штамповки,
представленных на фиг. 65, имеет место также вырубка плоской
заготовки на одной из первых позиций с передачей ее на
формообразующие переходы шиберным или револьверным механизмом.
Из приведенных на фиг. 65 видов последовательной штамповки
в ленте для автоматической штамповки на быстроходных прессах
при высоком числе ходов ползуна в минуту предпочтительными
являются: а, б и е, у которых отделение готовой детали от ленты
производится на последнем переходе, что повышает надежность и
устойчивость штампа в работе.
Вырубка по контуру на одном из первых переходов с передачей
плоской заготовки на гибку, формовку и другие операции во мне-
112

гих случаях также осуществляется при повышенном числе ходов
пресса, однако возможности значительного повышения числа
ходов при этом ограничены, так как не успевает срабатывать
исполнительный механизм штампа, что приводит к преждевременному
выходу его из строя.
Следовательно, вопрос о том, при каком числе ходов пресса
следует штамповать ту или иную деталь при переводе ее на ско-
Фиг. 65. Основные технологические схемы последовательной штамповки в ленте
[97]:
а — вырубка готовой детали на последней позиции штампа; б — отрезка готовой детали
от ленты на последней позиции; в — отрезка заготовки от ленты после предварительной
гибки или формовки; г — вырубка заготовки по контуру на первой позиции штампа с
обратной запрессовкой ее в ленту для передачи на последующие формоизменяющие noj-
зиции; д — отрезка заготовки на одной из первых позиций с последовательной гибкой
на последних позициях; е — неполная вырезка контура детали с последующей отрезкой
или отломкой детали от ленты.
ростную штамповку, необходимо решать сообразуясь с
возможными технологическими схемами ее изготовления. При этом вполне
понятно, что наибольшее число ходов пресса будет иметь место
при вырубке плоских деталей на провал.
Ниже описан ряд конструкций оригинальных штампов,
нашедших применение в холодноштамповочном производстве
предприятий, внедривших автоматическую штамповку на быстроходных
прессах.
2. КОМБИНИРОВАННЫЕ ШТАМПЫ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОГО
ДЕЙСТВИЯ
Однорядные штампы. На фиг. 66 показан комбинированный
штамп последовательного действия, предназначенный для
изготовления канцелярской кнопки. Рассмотрим устройство и принцип
действия приведенного штампа.
За первый рабочий ход ползуна пресса пуансоном 5,
закрепленным в нижней плите 2 винтом 1, на матрице 6 производится
8 Мйхэленко 2Ш ИЗ

просечка и отгибка ножки кнопки. В начале операции лента
находится на матрице 5, не касаясь утопленного в ней пуансона 3.
В конце рабочего хода матрица 5 утапливается вместе с матри-
цедержателем 4, который садится на плиту 2, при этом
пружины 7 сжимаются. В этот момент происходит рельефная
чеканка номера кнопки и заводской марки. Для получения
качественной чеканки положение матрицедержателя по высоте
регулируется винтом.
А-А
Фиг. 66. Комбинированный штамп последовательного действия для изготовления
канцелярской кнопки.
Во время холостого хода ползуна пресса матрицедержатель 4
вместе с матрицей 5 под действием пружин 7 занимает исходное
положение и снимает ленту с пуансона.
За второй рабочий ход ползуна пресса на втором переходе,
расположенном по конструктивным соображениям на расстоянии,
равном двум шагам подачи, осуществляется обжимка ножки
кнопки с целью ее заострения и упрочнения (увеличения
жесткости).
Узел обжима состоит из двух клиньев 8, шарнирно
закрепленных в верхней части штампа и находящихся под действием
пружины 9. При движении верхней плиты штампа 10 вниз клинья 8
своими скошенными поверхностями воздействуют на наклонные
поверхности упоров 11, клинья смыкаются и производят обжим
ножки кнопки. Толкатель 12 под действием пружины 13
поддерживает ленту на необходимом уровне.
За третий рабочий ход ползуна пресса на третьем переходе,
также расположенном на расстоянии двух шагов подачи от второго
перехода, закаленным пуансоном 14 на «сырой» матрице 15
осуществляется вырубка кнопки по наружному контуру на провал.
111

Пуансон 14 имеет специальное углубление для размещения ножки
кнопки при вырубке.
Эксплуатация описанного штампа производится на
быстроходном прессе-автомате с самоподачей штампуемого материала (см.
фиг. 9) при числе ходов до 650 в минуту [271.
Шаг самоподачи материала определяется третьим переходом.
Тонкая регулировка величины шага самоподачи производится
изменением заглублен/ я пуансона 14 в матрице 15 посредством
регулировочного винта 16.
Грубая регулировка шага самоподачи производится
специальными прокладками, которые подкладываются под плиты штампа.
Выбор общего эксцентрицитета, обеспечивающего необходимый
шаг самоподачи, осуществляется по специальным графикам.
На фиг. 67 показана схема последовательной штамповки ротора
и статора малогабаритного электродвигателя из
электротехнической стальной ленты [97].
Штамповка ротора / и статора II осуществляется
последовательно на пяти переходах штампа.
На переходе 1 происходит пробивка двух отверстий для
фиксации центрального отверстия ротора и одиннадцати отверстий
статора. На переходе 2 пробиваются все пазы ротора и два
отверстия статора. На переходе 3 происходит вырубка ротора.
На переходе 4 производится вырубка пазов и шлицев, которые
• придают необходимую форму полюсам статора. На переходе 5
вырубаются готовая пластина статора.
Изготовление двух рассматриваемых деталей в штампе
совмещенного действия практически невозможно, так как пазы ротора
очень близко расположены к внутреннему контуру статора.
Последовательная штамповка, показанная на фиг. 67,
происходит на специальном прессе-автомате, оснащенном валковой
подачей, производительностью до 400 шт/мин [97].
На московском заводе «Молния» разработана и внедрена в
производство конструкция комбинированного штампа последователь-
8* us

ного действия (фиг. 68), предназначенного для штамповки корпуса
замка механических застежек. В штампе объединено несколько
переходов: пробивка трех отверстий, чеканка заходных фасок,
рассечка, отбортовка и отрубка.
Рассмотрим устройство и последовательность работы штампа.
На нижней плите штампа 1 закреплена рамка 8, в которой
смонтирован ряд матриц. В пуансонодержателе 17 установлен ряд
пуансонов. На первом переходе два шаговых ножа 13 на матрице 11
обрубают ленту по ширине в соответствии с длиной детали и
обеспечивают высокую точность подачи материала. На втором
переходе производится пробивка трех отверстий: двух — пуансонами 4
на матрице 2 и одного — пуансоном 12. На третьем переходе
осуществляется пробивка двух технологических отверстий
пуансонами 14, в результате чего оформляется часть наружного контура
детали. На четвертом переходе происходит чеканка заходных
фасок (наружных кромок ленты) пуансонами 3. На пятом переходе
116

производится чеканка фасок в средней части детали пуансоном 15,
а также рассечка заготовки пуансонами 16 на матрице 10,
создающая внешнюю левую часть контура детали. На шестом
переходе пуансоном 16 оформляется внешняя правая часть контура
детали. На седьмом переходе осуществляется отбортовка
заготовки по наружному контуру пуансоном 6 на матрице 9,
Выталкивание отбортованной детали на поверхность матрицы
производится буферным устройством. На восьмом переходе,
расположенном на расстоянии, равном двум шагам подачи, производится
отрубка детали от полосы пуансоном 5 на матрице 7.
За каждый последующий ход ползуна пресса все
перечисленные операции выполняются одновременно. Производительность
штампа составляет 9000 деталей в час.
Внедрение штампов данной конструкции позволило
сэкономить 41,5 т ленты холодного проката в год. Производительность
труда возросла на 25% за счет повышения стойкости штампа.
Среднегодовой экономический эффект составляет 5500 руб.
На фиг. 69 показан комбинированный штамп
последовательного действия, предназначенный для изготовления чемоданной
-навески.
По ранее существовавшей технологии на одном из заводов
верхнюю чемоданную навеску изготовляли на трех штампах: на первом
штампе производили вырубку по наружному контуру и пробивку
двух отверстий, на втором — завивку трубки, на третьем —
формовку.
В штампе, приведенном на фиг. 69, все три указанные операции
осуществляются последовательно, кроме этого в целях
повышения коэффициента использования металла производится
штамповка шайбы. Штамп работает следующим образом. Лента
пропускается через клино-роликовую подачу и подается в штамп
по направлению стрелки Б.
На первом переходе пуансоном 9 на матрице 3 оформляется
нижняя часть навески — усик, а также производится пробивка
отверстия 12 для шайбы пуансоном 8 и отверстия 11 в заготовке
навески. В данном случае пуансон 9 выполняет также функции
шагового ножа.
На втором переходе производятся подгибка усика пуансоном 6
на матрице 13 (см. сечение Б—Б), пробивка второго отверстия 10
в заготовке навески пуансоном 7 на матрице 3, а также вырубка
шайбы 14 пуансоном 5 на матрице 3.
На третьем переходе осуществляются формовка ребра навески
и гибка усика на матрице 1 (см. сечение В—В).
На четвертом переходе на матрице 2 производится завивка
усика навески, в результате чего получается трубочка (см.
сечение Г—Г).
На пятом переходе осуществляется вырубка готовой детали на
провал пуансоном 4 на матрице 3.
117

В данном случае в ленте последовательно выполняются как
разделительные, так и формообразующие операции. Таким образом,
автоматизированы малопроизводительные, трудоемкие и
небезопасные операции по завивке трубки и формовке накладки.
Ф Ф
ФУ—ЧФГ^-^ФП Г7»П
7 Переходы
Фиг. 69. Комбинированный штамп последовательного действия для изготовления
чемоданной навески.
На фиг. 70 приведен комбинированный штамп
последовательного действия, предназначенный для штамповки полочки
газопоглотителя (фиг. 71) [107]. Штамп работает следующим образом.
Лента при помощи механической подачи толкающего типа
(фиг. 40) подается между направляющими планками 6 и 9. На
первом переходе производится пробивка щелей пуансонами 7 на мат-
118

рице 47 а также формовка углубления пуансоном 8 на той же
матрице.
На втором переходе вырубными пуансонами 5 на матрице /
осуществляется оформление наружного контура заготовки.
На третьем переходе отрезной нож 2 на матрице 1 отрубает
заготовку от ленты, а
гибочная матрица 3 производит
гибку заготовки на
пуансоне 10.
Удаление готовой
детали из рабочей зоны штампа
производится сжатым
воздухом.
В результате внедрения
нового способа штамповки
(см. фиг. 71) экономия
металла составляет 34,2%.
Стоимость изготовления
детали снизилась с 37,7 коп.
за 100 шт. до 4,2 коп., за
счет повышения
производительности труда.
Многорядиые штампы.
В холодноштамповочном
производстве экономия
металла имеет особо важное
значение. Это объясняется
тем, что стоимость
материала штампованных деталей
составляет от 60 до 80%
себестоимости, а
заработная плата — от 5 до 15%
[97]. Такое положение
объясняется высокой
производительностью
штамповочных операций.
При автоматической холодной штамповке на быстроходных
прессах в массовом и крупносерийном производстве большое
значение приобретает многорядная последовательная штамповка,
так как при ней получается экономия металла, а также и во много
раз повышается производительность прессов-автоматов.
В табл. 12 приведены данные об относительной стоимости
многорядных штампов, которые показывают, что
производительность их по сравнению с однорядными штампами увеличивается
в большей степени, чем возрастает их относительная стоимость.
На фиг. 72 приведена схема десятирядной безотходной
последовательной штамповки биметаллических электродов на быстро-
П9
Фиг. 70. Комбинированный штамп для
изготовления полочки газопоглотителя.

ходном прессе. Надрезка ленты осуществляется пуансоном,
имеющим пять секций, каждая из которых надрезает одну деталь с двух
сторон. Перемычки между секциями также являются годными де-
Фиг. 71. Схема штамповки полочки газопоглотителя:
а — эскиз полочки; б — раскрой материала при
штамповке с ручной подачей; в — раскрой материала при
штамповке с механической подачей толкающего типа.
талями. Таким образом, за каждый ход пресса получается 10
деталей. Отрезка деталей от ленты производится ножом, наклонно
установленным к оси ленты.
Таблица 12
Относительная стоимость
многорядных штампов [97]
Многорядная безотходная
штамповка электродов на
быстроходном прессе внедрена
благодаря применению
механической подачи толкающего типа
(фиг. 40). Это позволило
снизить расход металла с 70 г на
1000 деталей по старой
технологии, до 25 г по новой
технологии, а стоимость изготовления с
6,36 коп. до 0,09 коп.
На фиг. 73 приведена
оригинальная конструкция
многорядного последовательного
вырубного штампа, разработанная В. И. Барбот [9]. Штамп
предназначен для безотходной трехрядной штамповки пластин
сердечника трансформаторов. В этом штампе разделение рядов заготовок
осуществляется не пуансонами, а режущими дисками, которые
Тип штампа
Однорядный г
Трехрядный
Пятирядный
1 Стоимость
па принята par
Для деталей
простой
формы
1
1,5—1,7
1,8—2,2
однорядног
зной едини
сложной
формы
1
1,8—2,4
2,5-3,5
о
штампе.
120

Фиг. 72. Схема штамповки биметаллического электрода [107]:
а — эскиз электрода; б — раскрой материала при штамповке на многорядном штампе
с перемычками; в — раскрой материала при безотходной штамповке с применением
механической подачи толкающего типа.
Штампуемая полоса
Фиг. 73. Комбинированный многорядный штамп-автомат последовательного
действия для изготовления пластин сердечника трансформаторов.
121

одновременно используются и для автоматической подачи
штампуемого материала.
Рассмотрим устройство и последовательность работы штампа.
На первом переходе при ходе ползуна пресса вниз пуансонами 2
на матрице 1 производится пробивка пазов А, Б, В,Г,Д и Е
в ленте или полосе.
На втором переходе режущие диски 10 и 11, перемещая полосу,
разрезают ее в продольном направлении на три части (по числу
рядов штампуемых деталей). Величина шага подачи штампуемого
материала ограничивается автоматическим упором, зубцы 3
которого упираются в кромки пробитых пазов А, Б, В, Г, Д и Е.
Регулировочный винт 4, нажимая на корпус упора 13, поворачивает
его вокруг оси и освобождает подаваемый материал после захода
пуансонов в матрицу. Направляющая планка 5 предотвращает
наматывание разрезанного материала на валы.
На третьем переходе подаваемый материал после выхода из-под
режущих дисков прижимается пружинным прижимом 7, а затем
разрезается пуансоном 6 на матрице 8 в поперечном направлении
готовые детали, часть которых Aа, 2а, За) проталкивается через
отверстия в матрице, а остальные Dа, 5а, 6а) —соскальзывают
с последней.
Подпружиненная планка 9 предотвращает задержку
подаваемого материала за счет упора последнего в режущую кромку
матрицы.
Необходимое расстояние между режущими дисками
обеспечивается дистанционными втулками. На конце вала 12 находится
регулируемая муфта 14, посредством которой вал 12 через цепную
передачу и ведомое зубчатое колесо 15.получает вращение от
рабочего вала пресса. При задержке штампуемого материала упором
происходит пробуксовка режущих дисков, что обеспечивается
регулировкой муфты 14.
На фиг. 74 показан многорядный комбинированный штамп
последовательного действия конструкции завода «Молния». Штамп
предназначен для штамповки основного звена механической
застежки. В штампе совмещены три операции: кернение, вырубка
звена и разделка высечки (ленты).
Оригинальность данного штампа состоит в том, что
конструкция основного звена создана с таким расчетом, чтобы вырубка
его происходила без отхода по шагу. Основное звено прежней
конструкции изготовлялось посредством вырубки по всему
контуру. Измененная конструкция основного звена является более
технологичной, она позволяет осуществлять малоотходную
штамповку благодаря тому, что наружный контур задней части является
внутренним контуром передней части звена. Новая конструкция
основного звена обеспечивает большую экономию металла за счет
отсутствия перемычек по шагу, а также исключения шаговых
ножей, благодаря наличию передних упоров. Коэффициент исполь-
122

зования металла повысился с 0,38 до 0,64. Новая конструкция
основного звена позволила создать вырубной пуансон более
простой конфигурации, имеющий большую стойкость и позволяющий
получить равномерный зазор по контуру, что обеспечивает ровный
срез, который является одним из факторов, определяющих вид
застежки.
Фиг. 74. Комбинированный многорядный штамп последовательного действия
для изготовления основного звена механической застежки.
Рассмотрим устройство и работу штампа. В рамке 2,
закрепленной на нижней плите штампа /, установлены матрицы
кернения 5, вырубные матрицы 4 и матрица 5 ножа.
В верхней плите 6 закреплен пуансонодержатель 7, в котором
находятся пуансоны 5, предназначенные для кернения, вырубные
пуансоны 9 и ножи 10. Направляющая плита 11 обеспечивает
хорошее направление пуансонам и улучшает условия работы
штампа.
123

Исходный материал в виде ленты подается по направляющей
плите 12 между направляющими планками 13.
На первом переходе пуансонами 8 на матрицах 3 производится
кернение заготовки. На втором переходе, расположенном на
расстоянии, равном трем шагам подачи, происходит вырубка звеньев
пуансонами 9 на матрицах 4.
При установившемся процессе штамповки, который наступает
после двенадцати рабочих ходов ползуна пресса, одновременно
вырубается пять звеньев.
Автоматическое перемещение ленты в рабочую зону штампа
осуществляется валковой подачей, причем необходимая точность
шага подачи в данном случае обеспечивается не шаговыми ножами,
а упором 14. Во время холостого хода пресса лента, подаваемая
валками, упирается в упор 14, а во время следующего рабочего
хода ножи 10 на матрице 5 отрубают от высечки (ленты) перемычки
длиной, равной шагу подачи.
На фиг. 75 показан комбинированный многорядный штамп
последовательного действия конструкции завода «Труд»,
предназначенный для штамповки портфельной шлевки.
Рассмотрим устройство и работу штампа. На нижней плите
штампа 1 закреплена матрица 2, в которую запрессован гибочный
пуансон 10, на ней также закреплены направляющие планки 11 и
съемник 4.
На верхней плите штампа закреплен пуансонодержатель 5,
в котором установлены пробивные пуансоны 6 и 7, гибочная
матрица 8, а также разрубной пуансон 9.
Штамп работает следующим образом. Исходный материал
в виде ленты 3 подается между направляющими планками в
направлении стрелки до упора 12 (разрез Б—Б), расположенного
вровень с матрицей шагового ножа.
За первый рабочий ход ползуна пресса шаговый нож обрубает
ленту по ширине с таким расчетом, чтобы из нее получились три
одинаковые детали: пуансоном 6 на матрице 2 пробиваются два
узких прямоугольных паза, оформляющих наружный контур
заготовок, и пуансонами 7 на той же матрице пробивается шесть
круглых отверстий.
За второй рабочий ход ползуна пресса, кроме операций,
выполняемых за первый ход, производится одновременная гибка трех
заготовок матрицей 8 на пуансоне 10, а также обрубка по радиусу
с одной стороны трех заготовок пуансоном 9 на матрице 2.
За третий рабочий ход ползуна пресса, наряду с операциями,
осуществляемыми за два предыдущих хода, профильным
пуансоном 9 на матрице 2 производится разрубка трех заготовок, при
этом происходит окончательное оформление наружного контура
трех деталей.
За каждый последующий ход ползуна пресса одновременно
осуществляется штамповка трех деталей.
124

Оригинальность описанного штампа состоит в том, что в нем
наряду с разделительными операциями выполняется и
формоизменяющая операция. Это позволяет получать с пресса готовую де-
А-А
Л
—н
1
тМ
оо
к
Цц
щ
II
J U
|*И
1<мЫ
№
©
н
©
Фиг. 75. Комбинированный многорядный штамп последовательного
действия для изготовления портфельной шлевки.
таль, т. е. исключается последующая штамповка заготовок на
прессе с ручным обслуживанием, что значительно сокращает
трудоемкость их изготовления.
Для упрощения наладки штампа с целью получения
правильной геометрической формы заготовок целесообразно вместо одного
шагового ножа поставить два — для калибровки ленты по ширине
за с^ет двухсторонней обрезки.
125

шш
jpuj \[<||^
f *--»-"
И ^
-п. . :.. гг|р_
tap
Ё
^
/. г , ?
55
о.
КС
5 ^
•=3 '
Я О
Р я
о Л-
сЗ Я
а Он
о си
ее Н
О) яЗ
я кс
3 я
»Я ':
»Я о ;¦
3 О-.
я я*
^ й'
2*1
я^о
s?
=>Я >>
S ч
й 2
о
^
со
я
126

На фиг. 76 показан комбинированный многорядный штамп
последовательного действия, предназначенный для изготовления
четырех различных деталей, которые комплектно составляют одно
изделие — регат галстука [2 ].
Перемещение ленты в рабочую зону штампа производится кли-
но-роликовой подачей на быстроходном прессе. Необходимый шаг
подачи обеспечивается ножом 1.
Крючок регата штампуется следующим образом: сначала
пуансон 2, вырубая отход, оформляет конечную часть крючка, а затем
пуансон 3 (сечение Д—Д) производит гибку крючка на угол 75°.
Пуансон 4 (сечение В—Б) осуществляет окончательную гибку
крючка. Пуансоны 5 производят пробивку четырех отверстий,
а пуансон 6 вырубает крючок на провал.
Запонка регата штампуется в следующем порядке: сначала
пуансонами 7 пробиваются три отверстия в ленте (см. фиг. 76, б),
затем пуансон 8 своими наружными кромками производит
выдавливание на матрице 9, а внутренними кромками на вкладыше 10
осуществляет подрезку, после чего пуансон 11 вырубает по
наружному контуру готовую деталь на провал.
Процесс изготовления перемычки регата заключается в
пробивке двух фигурных отверстий пуансонами 12 (сечение Г—Г) и
последующей вырубке по наружному контуру пуансоном 16 с
одновременной гибкой по радиусу.
Застежка регата изготовляется аналогичным образом:
пуансоны 13 и 14 пробивают два фигурных отверстия, а затем
пуансоном 15 (сечение Г—Г) производится гибка по радиусу с
одновременной вырубкой на провал.
Получение нескольких деталей, составляющих одно изделие
с одного штампа, значительно снижает себестоимость их
изготовления, упрощает контроль их качества, обеспечивает ритмичную
работу сборочного участка.
3. КОМБИНИРОВАННЫЕ ШТАМПЫ-АВТОМАТЫ
С ШИБЕРНЫМИ МЕХАНИЗМАМИ
При автоматической штамповке мелких деталей на
быстроходных прессах нашли широкое применение комбинированные
штампы-автоматы с шиберными механизмами [68].
Штампы-автоматы с шиберными механизмами относятся к комбинированным
штампам последовательного действия. Получение готовых деталей
в таких штампах является одним из наиболее прогрессивных
методов холодной штамповки.
На фиг. 77 показаны детали, изготовляемые на штампах с
шиберными механизмами. Рассмотрим устройство и принцип действия
нескольких типов штампов-автоматов с шиберными механизмами.
Штампы-автоматы с одним шибером. На фиг. 78 приведена
конструкция штампа, предложенная Р. А. Долгополовым, с
шиберной переброской вырубленной заготовки на формовочную мат-
•127

рицу. Штамп предназначен для изготовления детали массового
производства (чемоданной пукли).
На этом штампе производится вырубка и вытяжка-формовка
детали за один ход пресса. Штамп работает следующим образом.
При ходе ползуна пресса вниз клин 1 шибера воздействует на
ролик 2 и отводит шибер 3 в крайнее левое положение, а клин пере-
Фиг. 77. Некоторые детали, изготовляемые на штампах-автоматах с шиберными
механизмами.
крывателя 4 воздействует на ролик 5 и отводит перекрыватель 6
в крайнее правое положение. По мере опускания ползуна пуансон 7
вырубает заготовку и при помощи прижима 5 укладывает ее на
нижнюю плиту 9, справа от шибера, конец которого имеет форму
в виде половины контура заготовки.
Во время холостого хода шибер и перекрыватель освобождаются
от действовавших на них клиньев. Под действием пружин шибер
подает заготовку на формовочную матрицу 10, а перекрыватель
перемещается в крайнее левое положение и предотвращает вылет
заготовки из штампа.
С последующего хода устанавливается цикл работы штампа,
при котором совершается описанная выше кинематика движения,
но уже одновременно с вырубкой происходит вытяжка-формовка
детали на провал.
128

При работе описанного штампа вырубной пуансон опускается
в матрицу на глубину 9—10 мм, что необходимо для более
правильного укладывания вырубленной заготовки в нижнем этаже (второй
ярус) штампа. В этом и заключается специфика работы штампов
с шиберной переброской.
Фиг. 78. Комбинированный штамп-автомат
последовательного действия с шиберным устройством для
изготовления чемоданной пукли.
Эксплуатация описанного штампа производится на
кривошипном прессе усилием 25 т промышленного типа при 215 ходах
в минуту, оснащенном универсальной клино-роликовой подачей
конструкции Р. А. Долгополова. До модернизации пресс работал
при 120 ходах ползуна в минуту.
До внедрения описанного штампа, при выполнении операции
формовки в отдельном штампе, трудоемкость изготовления
чемоданной пукли составляла 1,51 ч на 1000 шт., после же
внедрения — 0,33 ч.
На фиг. 79 показан штамп-автомат, предназначенный для из.
готовления створки кошелечного замка, в котором заготовка
У Михаленко 2006 129

вырубается под определенным углом к средней линии штампа.
Применение такого раскроя позволило уменьшить ширину ленты
на 20% и перейти на малоотходную штамповку.
Штамповка кошелечной створки раньше производилась за две
операции: 1) пробивка отверстий и вырубка по контуру и 2) гибка
заготовки.
Фиг. 79. Комбинированный штамп-автомат последовательного действия с
шиберным устройством для изготовления створки кошелечного замка.
Штамп работает следующим образом. За первый рабочий ход
ползуна пресса происходит пробивка двух отверстий пуансонами 1.
При обратном ходе ползуна пресса лента автоматически подается
на один шаг из положения пробивки в положение вырубки.
Во время второго рабочего хода ползуна заготовка вырубается
по контуру пуансоном 2 на матрице 7 и укладывается на плиту 8.
Посредством шибера 5, под действием клина 4 заготовка
перемещается на гибочную матрицу 6 под пуансон 5, который во время
следующего рабочего хода ползуна осуществляет гибку заготовки
и проталкивает готовую деталь на провал.
Эксплуатация описанного штампа производится при 220 ходах
в минуту, при этом по сравнению со старой технологией
производительность повысилась в 6 раз.
130

На фиг. 80 представлен штамп-автомат конструкции слесаря
В. П. Панова, предназначенный для изготовления чемоданной
шлевки.
Отличительной особенностью штампа является наличие
дополнительного устройства — механического сбрасывателя. Такие
штампы конструируют в тех случаях, когда в конце
технологического процесса заготовка деформируется на «мертвый удар»,
изменяет свою форму и остается в матрице.
Штамп позволяет получить при повышенном числе ходов
готовую деталь за один ход ползуна пресса (п = 220 ходов в минуту)
из ленты холодного проката.
Штамп, кроме обычно принятых узлов (буферного устройства,
сбрасывателя, жесткого съемника), снабжен также шиберным
механизмом, предназначенным для подачи вырубленной заготовки
из одного положения в другое.
Шиберный механизм состоит из ползушки /, ролика 2,
пружины 3, регулятора 4, ограничителя движения ползушки 5 и
9* ~ 131

планки шибера б, имеющей на конце вырез, контур которого
соответствует половине контура вырубленной заготовки.
Работает шиберный механизм следующим образом. Когда
верхняя половина штампа находится в крайнем верхнем
положении, лента 8 пропускается через ролики автоматической роликовой
подачи и подается под пробивные пуансоны 9. При этом конец
планки шибера 6 под действием пружины 3 находится перед
окном 11 вырубной матрицы, а сбрасыватель 10 под действием
пружины повернут примерно на 80° относительно положения,
указанного на чертеже по ходу часовой стрелки.
С пуском пресса на «самоход» включаются в работу: клино-ро-
ликовая подача, шиберный механизм, сбрасыватель 10 и буферное
устройство 12.
При движении ползуна пресса вниз, клин 13, закрепленный на
верхней плите штампа, нажимает на ролик 2 и перемещает пол-
зушку 1> а вместе с ней и планку шибера 6 по направлению к
формовочной матрице, т. е. перпендикулярно движению ленты.
Сбрасыватель 10 при помощи клина 15 и ролика 16 поворачивается и
в конце хода ползуна пресса занимает положение, показанное на
фиг. 80.
При обратном ходе ползуна пресса шиберный механизм и
сбрасыватель под действием пружин 3 и 17 возвращаются в исходное
положение.
За первый рабочий ход ползуна пресса происходит пробивка
двух отверстий пуансонами 9. При обратном ходе ползуна пресса
лента автоматически подается на один шаг из положения пробивки
в положение вырубки.
Во время второго рабочего хода ползуна вырубной пуансон 18
входит в рабочее окно 11 матрицы 7 и проталкивает вырубленную
заготовку с предварительно пробитыми отверстиями на планку
шибера 6 , где заготовка при помощи укладчика 14,
расположенного в вырубном пуансоне, прижимается к планке шибера.
При обратном ходе ползуна пресса шибер возвращается в
исходное положение, прижатая к планке заготовка сначала
скользит по планке шибера, а в конце хода попадает в вырез на
ней.
За третий рабочий ход ползуна пресса происходят: подача
ленты на установленный шаг, пробивка двух отверстий, вырубка
заготовки, переброска вырубленной заготовки на формовочную
матрицу и сам процесс формовки.
При обратном ходе ползуна пресса выталкиватель, который
выполняет также и функции прижима, выдает готовую деталь из
формовочной матрицы, а сбрасыватель 10 удаляет ее в тару по
желобу, приставленному к штампу.
В дальнейшем описанный выше цикл перемещений повторяется
в результате чего за каждый ход ползуна пресса изготовляется
одна деталь.
132

Штампы-автоматы с двумя шиберными механизмами. В
штампах с двумя шиберными механизмами один шибер
предусматривается для перемещения вырубленной заготовки на позицию
первой формоизменяющей операции, а второй — для перемещения ее
на позицию последующего формоизменения или же для удаления
готовой детали после завершения технологического цикла.
Л 3 4 19 5 6 !6
В комбинированном штампе последовательного действия с
шиберным устройством (фиг. 81) конструкции слесаря В. П. Панова,
предназначенным для изготовления кольца к портфельному и
чемоданному замкам, второй шибер предназначен для сбрасывания
готовой детали со штампа. Штамп устанавливается на обычном
кривошипном прессе, оснащенном универсальной клино-роликовой
подачей ленты.
Лента подается между направляющими планками 1.
Последовательность переходов в штампе следующая: за первый ход
ползуна пресса на матрице 2 пуансоном 3 производится пробивка
двух секторов; за второй ход ползун пресса, наряду с пробивкой
двух секторов, пуансоном 4 на этой же матрице 2 производится
рассечка перемычки; за третий ход ползуна пресса, кроме указанных
133

операций, производится вырубка заготовки пуансоном 5 на
матрице 2. Вырубленная заготовка при помощи укладчика 6
укладывается на планку шибера 12 и прижимается к ней. Во время
холостого хода ползуна пресса шибер 13 под действием пружины 14
возвращается в крайнее заднее (исходное) положение. В это время
вырубленная заготовка сначала скользит по планке шибера, а
затем после остановки планки укладывается на плите 15 таким
образом, что часть ее контура совпадает с вырезом, имеющимся на
конце планки, шибера. За четвертый ход ползуна пресса, кроме
указанных операций, происходит переброска вырубленной
заготовки на формовочную матрицу 7, с последующей ее формовкой;
клин 16, воздействуя на ролик 17, перемещает шибер 13 в крайнее
переднее положение. Чтобы ограничить перемещение шибера по
инерции, предусмотрены упор 18 и планка 10.
С последующего хода все четыре перехода (пробивка двух
секторов, рассечка перемычки, вырубка заготовки и ее формовка)
производится одновременно.
В процессе формовки пуансон 19 действует на заготовку и
фиксирует ее посредством прижима 8, на который через шпильки 20
действует резиновый буфер 11. При движении формовочного
пуансона вниз прижим утапливается, и происходит формовка кольца.
Во время холостого хода ползуна пресса прижим выполняет
функции выталкивателя, подавая отформованное кольцо на
поверхность матрицы.
Удаление отформованной детали со штампа производится
посредством второго шибера, который в данном случае выполняет
функции сбрасывателя. При движении ползуна пресса вниз
клин 21 воздействует на ролик 22 и отводит ползушку
сбрасывателя 9 в крайнее левое положение, а при ходе ползуна пресса
вверх ползушка, освобождаясь от клина и под действием
пружины 23, перемещаясь в крайнее правое положение, сбрасывает
отформованную деталь в приставленный к штампу желоб, по
которому она попадает в тару.
Когда кольцо к чемоданному и портфельному замкам
штамповалось за две операции, трудоемкость его изготовления составляла
2,2 ч на 1000 шт., а после внедрения штампа с двойной шиберной
переброской — 0,33 ч.
В штампе (фиг. 82) для изготовления портфельного уголка
конструкции В. Офрова второй шибер предназначен для
перемещения заготовки с одной формообразующей операции на другую.
Штамп предназначен для выполнения трех операций: вырубки
заготовки по контуру, желобления заготовки (первая гибка),
гибки желоба (вторая гибка).
Штамп работает следующим образом. За первый рабочий ход
ползуна пресса происходит вырубка заготовки пуансоном 1 на
матрице 2 и укладка ее при помощи укладчиков 3 на пластинки 13
шиберной каретки, находящиеся в это время на дне вырубной мат-
134

рицы, причем вырубка заготовки производится после того, как
шиберная каретка 5, в результате воздействия клиньев 6 на
ролики 7, будет отведена в крайнее заднее положение.
При обратном ходе ползуна пресса клинья 6 освобождают
ролики 7 и шиберная каретка под действием пружин 8 возвращается
Фиг. 82. Комбинированный штамп-автомат последовательного действия
с шиберным устройством для изготовления портфельного уголка.
в исходное положение, перемещая торцами колодок 9
вырубленную заготовку на гибочную матрицу 16.
При опускании ползуна пресса во время второго рабочего хода
шиберная каретка вновь отводится в крайнее правое положение,
а заготовка остается на гибочной матрице. Шиберные колодки
перемещаются за пределы вырубной матрицы, а пружинные
колодки 11, расположенные на концах второго шибера 12, в этот
момент располагаются под гибочной матрицей 16. Гибочный
пуансон 4 осуществляет первую гибку заготовки.
135

При дальнейшем движении ползуна пресса вниз согнутая
заготовка проталкивается через гибочную матрицу 16 и попадает
между колодками 11 и концами ползушек шибера 12, разжимая
спиральные пружинки 14. Чтобы предотвратить перемещение
заголовки вместе с гибочным пуансоном 4, на концах ползушек
сделаны небольшие уступы, которые препятствуют выходу согнутой
заготовки из пружинных колодок 11. Во время холостого хода
ползуна пресса шиберная каретка с зафиксированной в ней заготовкой
перемещается под действием пружин 8 на вторую гибочную
матрицу 25. В конце хода колодки // наталкиваются на штифты 10,
установленные на плите штампа, вследствие чего предварительно
согнутая заготовка освобождается от зажимов и остается в
гибочной матрице 25. Заготовку, находящуюся в гибочной матрице 25,
следует надежно зафиксировать, что необходимо для попадания
гибочного пуансона 17 в желоб заготовки и получения
качественной детали после окончательной гибки. С этой целью на нижней
плите штампа предусмотрен перекрыватель для закрывания
гибочной матрицы. Перекрыватель работает следующим образом.
Во время рабочего хода ползуна пресса клин 15, закрепленный
на верхней плите штампа 19, воздействует на рычаг 20,
поворачивая его вместе с валиком 21 на 90°. Вместе с валиком
поворачивается собачка 22, которая, нажимая на рычаг 23, поднимает
заслонку 24 перекрывателя. Гибочный пуансон 17 беспрепятственно
погружается в матрицу 25. В это время пружины 27, закрепленные
на валиках собачки и рычага, закручиваются.
Во время холостого хода ползуна пресса гибочный пуансон 17
возвращается в верхнее положение, в матрицу 25 шибером
укладывается предварительно согнутая заготовка. Под действием
пружины 27 заслонка перекрывателя возвращается в исходное
положение, фиксируя уложенную заготовку.
Во время третьего рабочего хода ползуна пресса, кроме
описанных выше операций происходит окончательная гибка заготовки.
При обратном ходе ползуна готовая деталь снимается с пуансона
при помощи двух пластинок съемника 26.
Для исключения обратного попадания готовой детали в
гибочную матрицу, в штампе предусмотрен второй автоматический
перекрыватель 18, действующий от пружины 28, который также
выполняет функции сбрасывателя готовых деталей. Деталь, снятая
с пуансона 17, попадает на крышку перекрывателя 18 и удаляется
в тару.
4. КОМБИНИРОВАННЫЕ ШТАМПЫ-АВТОМАТЫ
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОГО ДЕЙСТВИЯ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ДЕТАЛЕЙ И ИХ ПОСЛЕДУЮЩЕЙ СБОРКИ
В настоящее время процессы холодной штамповки широко
используются для изготовления узлов и изделий в
производстве металлической фурнитуры, предметов народного потребле-
136

ния, в приборостроительной и радиотехнической
промышленности.
Автоматизацию и механизацию сборочных операций в холодно-
штамповочном производстве осуществляют по двум основным
направлениям: 1) применяют бункерные загрузочные устройства,
предназначенные для автоматического питания штампов
деталями, подлежащими сборке; 2) применяют комбинированные
штампы последовательного действия с автоматической подачей
материала, в которых производится изготовление деталей и их
сборка.
На многих предприятиях металлообрабатывающей
промышленности автоматизация сборочных операций в основном
осуществляется по второму направлению. Это объясняется следующими
обстоятел ьствами:
а) применение штампов последовательного действия для
штамповки деталей и последующей их сборки дает возможность получать
готовые изделия с одного штампа при повышенном числе ходов
пресса. Это обеспечивает высокую производительность и
минимальную трудоемкость их изготовления, так как исключаются
вторые операции, которые являются мало производительными;
б) внедрение таких штампов позволяет полностью
автоматизировать производство тех или иных изделий при использовании
обычного универсального прессового оборудования;
в) форма и геометрические параметры многих штампованных
деталей часто затрудняют создание бункерных загрузочных
устройств, обеспечивающих автоматическое питание сборочного
штампа.
Ниже приводится описание нескольких оригинальных
комбинированных штампов последовательного действия,
предназначенных для изготовления деталей с одновременной их сборкой.
Штампы "взяты из практики отечественных заводов.
Штамп конструкции А. А. Самойлова и И. А. Фомичева \
показанный на фиг. 83, предназначен для изготовления портфельной
накладки (см. фиг. 84, б), состоящей из собственно накладки
и скобки, которая к ней приклепывается. Таким образом, этот
штамп предназначен для изготовления двух деталей с
осуществлением их сборки.
В штампе выполняются следующие операции: клеймение,
формовка, пробивка отверстий, правка и подача проволоки, резка
проволоки, гибка проволоки в скобу, установка скобки в отверстия
заготовки, приклепка скобки, вырубка заготовки по контуру,
гибка заготовки.
Операции осуществляются последовательно одна за другой,
причем клеймение, формовка, пробивка, приклепка скобки и
вырубка заготовки по контуру производятся в ленте. Операции
1 Авторское свидетельство № 142622 с приоритетом от 31 августа 1960 г.
137

138

в ленте требуют большой точности подачи, для чего в штампе
предусмотрено наличие шагового ножа 13 (фиг. 83).
Когда верхняя половина штампа находится в крайнем верхнем
положении, то лента пропускается через ролики клино-ножевой
подачи и направляется в штамп между направляющими планками
14 до упора, которым является стенка вырубной матрицы.
Во время первого рабочего хода ползуна пресса производятся
вырезка кромки ленты шаговым ножом 13, клеймение, формовка
заготовки в ленте формовочным пуансоном 26 на матрицах 27 и 28,
пробивка шести отверстий пуансонами 23 и 24 с помощью
пробивной матрицы 29.
За второй рабочий ход ползуна пресса происходит перемещение
ленты на соответствующий шаг подачи и выполняются клеймение,
формовка и пробивка шести отверстий. Таким образом,
дополнительных переходов за данный рабочий ход не производится.
Величина шага подачи должна быть несколько больше длины
шагового ножа 13, чем обеспечивается подача ленты до упора.
При этом во избежание выпучивания ленты в штампе предусмотрен
прижим 21, находящийся под воздействием пружин 22. Прижим
выполняет также функции съемника при обратном ходе ползуна
пресса.
Во время третьего рабочего хода ползуна пресса, кроме
переходов, производившихся за первый и второй ход, осуществляется
изготовление скобки, установка ленты на скобку и расклепка ее
«ножек».
Чтобы уяснить, как изготовляются скобки, рассмотрим работу
механизма подачи, резки и гибки проволоки. Этот механизм
состоит из клино-ножевой автоматической подачи системы рычагов,
приводящей в действие нож-матрицу 33.
Проволока в виде бунта надевается на рулонницу и
заправляется через правильные ролики в каретку 10 клино-ножевой
подачи, которая имеет нож 11, шарнирно закрепленный на оси 9
и постоянно прижимающийся к проволоке посредством
пружины 12.
При движении верхней части штампа вверх, во время холостого
хода ползуна пресса, клин 37 действует на головку рычага 34,
который, поворачиваясь относительно оси 35, перемещает
каретку 10 вместе с заклиненной проволокой на величину шага,
в данном случае на 25 мм. Проволока подается через очко
обрезной матрицы 8. Возвращение каретки клино-ножевой подачи
в исходное положение происходит во время опускания верхней
части штампа при помощи пружины 36. Регулировка шага подачи
осуществляется посредством упорно-регулировочного винта 38.
Резка и гибка проволоки в скобу происходит с помощью тяги
15, подвижно закрепленной на верхней плите штампа 25 и сочлен
ненной с рычагом /, соединенным с осью 32, на которую насажен
кулачок 31.
139

При движении ползуна пресса вниз от верхней мертвой точки
тяга 15 поворачивает рычаг / вместе с осью 32 и кулачком 31,
Последний поднимает рычаг 30, шарнирно закрепленный на
оси 29, который перемещает вверх нож-матрицу 33. Нож-матрица,
встречаясь с обрезной матрицей 8, в которой находится проволока,
отрезает заготовку длиной 25 мм. Нож-матрица 33 служит ножом
при резке проволоки и гибочной матрицей при ее перемещении
вверх, так как она имеет окно, в котором при помощи гибочного
пуансона 2 происходит гибка проволоки в скобку.
В это же время лента с предварительно пробитыми отверстиями
насаживается на скобу, и в конце рабочего хода ползуна пресса
происходит скрепление скобки с лентой посредством расклепки
«ножек» высадочными пуансонами 20.
При холостом ходе ползуна пресса происходит возврат ножа-
матрицы 33 в исходное положение при помощи пружины 39.
Во время четвертого рабочего хода пресса наряду с переходами,
выполняемыми за третий ход, происходит подача ленты с
прикрепленной к ней скобкой на вырубную матрицу 16, где посредством
вырубного пуансона 19 заготовка вырубается на провал и при
помощи укладчика 18, вмонтированного в пуансоне 19,
укладывается в нижнем этаже штампа.
При движении верхней части штампа вниз клин 40 действует на
ролик 4 и перемещает шибер 3 по направляющим 6 в крайнее
правое положение.
При холостом ходе ползуна пресса вырубленная заготовка
посредством шибера 3 перебрасывается на гибочную матрицу
пружиной 5.
За пятый рабочий ход ползуна наряду с переходами,
выполняемыми за предыдущие четыре хода, происходит гибка заготовки
на гибочной матрице 7 при помощи гибочного пуансона 17.
Съем готовой детали с гибочного пуансона происходит при
движении верхней части штампа вверх, благодаря распружинива-
нию детали.
При внедрении описанного штампа, позволяющего изготовлять
две детали с последующей их сборкой, резко повышается
производительность. Так, если до внедрения этого штампа при реботе по
расчлененной технологии трудоемкость изготовления портфельных
накладок составляла 3,1 ч на 1000 шт., то после внедрения она
составляет 0,66 ч.
На фиг. 84 приведена принципиальная схема описанного
штампа-автомата. Кроме рассмотренного штампа на заводе «Труд»
созданы и внедрены в производство ряд аналогичных штампов,
предназначенных для штамповки и одновременной сборки других
изделий (фиг. 85).
Оригинальна конструкция штампа (фиг. 86), созданного и
внедренного на заводе «Мосштамп». Штамп предназначен для
штамповки поддона форменной пуговицы (фиг. 86, б), проволочного
140

ушка и их сборки. Перемещение ленты с одной позиции на другую
производится посредством крючковой подачи, а перемещение
проволоки — посредством клещевой подачи, которая приводится
в действие от клина, закрепленного на верхней части штампа.
Штамп четырехпозиционный последовательного действия. Подача
ленты производится по лотку /. На первом переходе, матрицей 4
Фиг. 84. Принципиальная схема (а) штампа-автомата для изготовления портфель'
ной накладки (б) и скобки с их последующей сборкой:
/ и 2 — каретки; 3 — лента; 4 ¦— ползун; 5 — клинья; 6 — верхняя плита; 7 — скоба;
8 — матрица гибочная подвижная; 9 — эксцентрик; 10 — ось; 11 — вильчатый рычаг;
12 — палец; 13 — клин; 14 — бухта проволоки; 15 — рулонница; 16 — ось; 17 —
правильные ролики; 18 — каретка; 19 — гибочный пуансон; 20 — пуансоны для расклепки
ножек скобы; 21 — крючок; 22 — серьга; 2с — ось; 24 — пружина возврата матрицы 8.
на пуансоне 5, производится вытяжка поддона (чашечки). Снятие
ленты с пуансона 3 осуществляется четырьмя подпружиненными
толкателями, расположенными в нижней части штампа.
На втором переходе происходит пробивка двух отверстий в
донной части чашечки пуансонами 5, закрепленными в верхней части
штампа, на матрице 6. На этом же переходе производится
клеймение заводской марки на донной части чашечки.
На третьем переходе, расположенном на расстоянии, равном
двум шагам подачи, осуществляются изготовление ушка и его
сборка с чашечкой. Этот узел штампа представляет собой
комбинированный штамп совмещенного действия. Он состоит из обоймы 7
с двумя губками 8 и пружины 9, которая держит губки в разжатом
состоянии.
141

Проволока для изготовления' ушка подается из мотка клещевой
подачей в направлении, перпендикулярном перемещению ленты.
Она поступает в правильные ролики 17, затем захватывается
рычагом-ножом 18, закрепленным в ползушке 19,
возвратно-поступательное движение которой сообщается двухсторонним клином 20.
Второй рычаг-нож 21 предотвращает проскальзывание проволоки
при обратном движении ползушки 19. Отрезка проволоки, подан-
Фиг. 85. Изделия, изготовляемые из двух деталей
с их последующей сборкой:
а — нижняя часть замка — балетка; б — личинка
суперного замка; в — нижняя часть накладки чемоданного замка.
ной до упора на величину шага подачи, который равен размеру
ушка, производится втулкой-матрицей 22 и ножом 23.
Во время рабочего хода ползуна пресса губки 8 входят в паз
обоймы 10, расположенной в нижней части штампа, и обжимают
заготовку для ушка на оправке 11, после чего концы ушка
вставляются в предварительно пробитые отверстия в дне чашечки, при
этом обе губки входят между сухарями 24 и окончательно огибают
заготовку вокруг оправки 11. Затем оправка 11 вместе с обоймой,
преодолевая сопротивление пружинного буфера 12, опускается
вниз до тех пор, пока концы ушка не будут расклепаны на
матрице 13.
На четвертом переходе, расположенном на расстоянии, равном
величине двух шагов подачи, пуансоном 14 вырубается из ленты
собранный поддон с ушком.
142

Отходы ленты с пуансона 14 снимаются пружинным
съемником 15, а готовый поддон в случае застревания в пуансоне
удаляется выталкивателем 16. Во время холостого хода пресса крючок
2 механизма подачи ленты перемещает ленту на величину шага
подачи, затем весь цикл повторяется.
Эксплуатация штампа производится на кривошипном прессе
при 270 ходах в минуту. Производительность его составляет
75—80 тыс. поддонов за смену [119].
4 5 ^ 7 8 9 /4
20 18 19 21
°)
Фиг. 86. Комбинированный штамп-автомат
последовательного действия для изготовления
поддона и ушка с их последующей сборкой.
На фиг. 87 показана принципиальная схема работы
комбинированного штампа-автомата (фиг. 88), предназначенного для
изготовления запорного устройства к кошелечным замкам, состоящего
из шарика, штампуемого из ленты и стержня, штампуемого из
проволоки.
Рассматриваемая конструкция штампа-автомата (фиг. 88)
создана М. М. Дурандиным и А. И. Кураминым и внедрена на Горь-
ковском металлофурнитурном заводе «Труд».
Для совмещения операций штамповки и сборки деталей
в штампе-автомате предусмотрены три связанные между собой
автоматические линии (фиг. 87): линия изготовления шарика из
ленты холодного проката, линия изготовления стержня из прово-
143

,^Линия транспортировки деталей
j под сборку и автоматического
" сброса
*&? О &Чг~Ри5ка отхода
|vvvvvvvvvvvwvvwv\j
Позиция формовки
шарика
Линия изготовления шарика
Фиг. 87.
Принципиальная
схема
штампа-автомата для
изготовления ножки
кошелечного
вертушка и
< шарика и их
последующей
сборки.

локи, линия транспортировки деталей на сборку и автоматического
сброса готовых изделий.
Линия изготовления шарика состоит из следующих узлов:
автоматической подачи ленты, штамповки заготовки для шарика
и формовки шарика.
Линия изготовления стержня включает узлы автоматической
подачи проволоки, а также изготовления и отрубки стержня.
Фиг. 8S. Комбинированный штамп-автомат последовательного действия для
изготовления ножки кошелечного вертушка и шарика и их последующей сборки.
Линия транспортировки деталей на сборку и автоматического
сброса готовых изделий состоит из узла транспортировки деталей
на сборку, узла сборки деталей и узла автоматического сброса
готовых изделий.
Рассмотрим устройство и принцип действия штампа-автомата
(фиг. 88).
При ходе ползуна пресса вниз падающая каретка 1 под
действием клина 2, закрепленного на верхней плите штампа,
перемещается вправо. Две пары ножей 5, находящихся в гнездах
каретки /, заклинивают ленту за боковые грани и подают ее в
рабочую зону штампа на заданный шаг подачи.
При обратном ходе ползуна пресса подающая каретка / под
действием пружин 4 возвращается в исходное положение.
В этот момент ножи 3 расклинивают ленту под действием ее
встречного сопротивления. В момент возврата подающей каретки
10 Михаленко 2006 ^ Н5

лента фиксируется ножами, расположенными в гнездах
блокирующей (тормозной) каретки 5, закрепленной на нижней
плите 7.
Характерной особенностью вырубного штампа (фиг. 87)
является наличие на рабочем контуре пуансона / двух
противоположных фасок 1 X 45°, благодаря которым заготовка полностью
не вырубается, а удерживается в ленте при помощи двух усиков.
Матрица 3 закреплена в верхней части штампа, а пуансон / —
в нижней части штампа. Съем ленты с пуансона производится
съемником 2, а выталкивание заготовки из матрицы 3 —
пружинным выталкивателем 4.
Таким образом, при перемещении ленты одновременно
происходит и передача вырубленной заготовки в гнездо формовочной
матрицы.
Формовка шарика происходит в конце рабочего хода пресса,
когда формовочный пуансон 10 (фиг. 88) под действием наружного
клина 35 и двухплечего рычага 9 перемещается вверх. При этом
он отрывает вырубленную заготовку от ленты и формует шарик
в гнезде диска 11.
В конце обратного хода пресса, формовочный пуансон 10 под
действием двухплечего рычага 9 и внутреннего клина 8
перемещается вниз, выходит из диска, тем самым дает ему возможность
при следующем рабочем ходе пресса повернуться вокруг своей
оси 12 на одно деление. Отштампованный шарик благодаря
упругой деформации остается в гнезде диска 11.
На боковых стенках наружного клина 35 имеются продольные
пазы, что позволяет, в зависимости от хода пресса, устанавливать
п.алец 36 по высоте клина с таким расчетом, чтобы внутренний
клин 8 посредством двухплечего рычага 9 мог полностью вывести
формовочный пуансон 10 из диска 11. Пружина 7 предназначена
для того, чтобы удерживать формовочный пуансон 10 в крайнем
нижнем положении.
Транспортировка отштамповочных шариков на сборку
осуществляется диском 1 /, поворот которого так же, как н поворот
барабана 19, транспортирующего стержни, производится собачками 33,
установленными на ползушке<34. Ползушка 34 получает возвратно-
поступательное движение от клина 32, установленного на верхней
плите 37 штампа.
Особенность узла формовки шарика состоит в том, что
формообразование его происходит в гнезде диска 11, который является
несущей частью формовочных матриц и одновременно с этим служит
для транспортировки собираемых элементов на позицию сборки.
Узел формовки шарика является универсальным, так как его
работу можно отрегулировать под любой ход пресса.
Проволока для стержня поступает через правильные ролики
и подается клино-ножевой подачей в вертикальном направлении
перпендикулярно к барабану 19.
146

Подача проволоки происходит следующим образом. При
движении ползуна пресса вниз, после поворота барабана 19 на одно
деление, верхняя плита 37 через штифт 25 приводит в движение
подающую каретку 26. При этом проволока заклинивается
ножом 29 и подается в гнездо барабана 19 до тех пор, пока нож своим
корпусом не войдет в контакт с выключающим роликом 30,
установленным по стойке 24. Положение ролика 30 на стойке 24
определяется величиной потребного шага подачи.
Следовательно, устанавливая выключающий ролик 30 на
различной высоте, меняем момент выключения подачи проволоки.
При дальнейшем движении ползуна пресса вниз (подача
проволоки выключена) клин 23 воздействует на рабочие плашки 20 и
21, которые, перемещаясь одновременно во взаимно
противоположных направлениях, расплющивают проволоку. После этого
отрезная плашка 22 под действием верхнего уступа клина 23 отрубает
стержень.
При ходе ползуна пресса вверх плашки 20, 21 и 22 под
действием пружин возвращаются в исходное положение, благодаря
чему отштампованный стержень освобождается и под действием
силы тяжести падает в гнездо барабана 19. Подающая каретка 26
под действием пружин возвращается в первоначальное
положение, а нож тормозной каретки 27 фиксирует проволоку.
При следующем рабочем ходе ползуна пресса описанный
процесс повторяется снова, а отштампованный стержень барабаном 19
транспортируется на позицию сборки.
Для ограничения хода диска // и барабана 19 в стопорных
прижимных шайбах 18 предусмотрены шариковые фиксаторы 16,
находящиеся под действием пружин 17.
Особенность узла подачи проволоки и узла изготовления
стержня состоит в том, что при рабочем ходе ползуна пресса вместе
с движением верхней плиты перемещается и подающая каретка 26
с ножом 29, который, пройдя расстояние, равное шагу подачи,
автоматически отключается. Это необходимо для того, чтобы
дальнейшее движение ползуна пресса вниз использовать на совершение
технологических операций,, связанных с изготовлением стержня.
Барабан 19, так же как и диск //, одновременно выполняет две
функции: транспортировку стержня на позицию сборки и
перемещение рабочих матриц, представленных в данном случае лунками,
которые предназначены для обжима шарика на стержне. Кроме
того, под каждой матрицей барабана 19 смонтирован
выталкиватель 14.
Сборка шарика со стержнем осуществляется во время рабочего
хода ползуна пресса. При этом пуансон 31 выталкивает шарик из
верхнего диска 11, насаживает его на стержень, находящийся
в барабане 19, а затем обжимает. Выталкиватель 14 одновременно
является и упором для стержня во время транспортировки и сборки
его с шариком.
10* 147

В барабане 19 с нижней стороны имеется кольцевой паз для
клина 15 (на чертеже показан пунктиром), который крепится
к нижней плите 6.
Собранная деталь удаляется из штампа на позиции
автоматического сброса при помощи выталкивателя 14, который при
повороте барабана 19 набегает на клин 15, сжимает пружину и
производит сброс. После прохождения клина 15 выталкиватель 14 под
действием пружины 13 возвращается в крайнее нижнее
положение, освобождая гнездо для следующего стержня.
При такой конструкции штампа-автомата нет необходимости •
в переориентации заготовок после каждого перехода. Как шарик,
так и стержень сохраняют свою ориентацию в порядке совершения
технологических операций. Следовательно, нет надобности в
установке на линии загрузочных устройств, лотков и питателей,
которые подавали бы сборочные элементы на позицию сборки.
Внедрение описанного штампа-автомата дает возможность, во-
первых, ликвидировать ручные трудоемкие сборочные процессы,
не создавая поточной автоматической линии с большим
количеством оборудования, во-вторых, комплексно автоматизировать
производственный процесс изготовления и сборки деталей на обычном
эксцентриковом прессе.
Эксплуатация штампа-автомата показала хорошую
синхронизацию и надежную работу всех основных узлов, быструю их
наладку, удобство в разборке и возможность замены любого узла
непосредственно на прессе. Наряду с этим, надежная
транспортировка заготовок (полуфабрикатов) с одной операции на другую
и точная взаимная ориентация заготовок в момент сборки
позволяют получить хорошее качество собираемого изделия.
Производительность штампа-автомата составляет 30 000
изделий в смену.
5. КОМБИНИРОВАННЫЕ ШТАМПЫ СОВМЕЩЕННОГО ДЕЙСТВИЯ
На фиг. 89 показан комбинированный штамп совмещенного
действия конструкции В. П. Панова, предназначенный для
изготовления фацетки портфельного замка.
В штампе осуществляется вырубка по наружному контуру,
пробивка отверстий и формовка одновременно за один рабочий
ход ползуна пресса. Штамп работает следующим образом.
Исходный материал в виде ленты посредством клино-роликовой подачи
перемещается по направлению стрелки В в направляющий паз,
образованный жестким съемником 1 и матрицей 2,
предназначенной для вырубки заготовки по наружному контуру.
При ходе ползуна пресса вниз пуансон-матрица 5,
закрепленная в верхней части штампа, сначала производит вырубку
заготовки на матрице 2, а затем формовку фацетки на
пуансон-матрице 5. Одновременно производится пробивка шести круглых
отверстий пуансонами 4 на пуансон-матрице 5, а также пробивка
148

четырех фасонных отверстий. Пуансон-матрица 3 служит
пуансоном при вырубке и матрицей при формовке, а пуансон-матрица 5
выполняет функции пуансона при формовке и матрицы при
пробивке.
Пуансон-матрица 5 расположена в нижней части штампа
преднамеренно. В таком случае заусенцы, образующиеся при пробивке
Фиг. 89. Комбинированный штамп совмещенного действия
для изготовления фацетки портфельного замка.
отверстий, находятся на внутренней поверхности фацетки, что
весьма важно с точки зрения обеспечения наиболее благоприятных
условий для последующей полировки, которая производится после
нанесения антикоррозионного покрытия.
При обратном ходе ползуна пресса готовая деталь под
действием пружинных выталкивателей 6 поднимается на уровень
рабочей линии матрицы 2.
Если готовая деталь останется в пуансон-матрице 3, то для ее
удаления предусмотрен выталкиватель 7, находящийся под
действием пружины 8, который выполняет также функции прижима при
149

вырубке. Пружина 8 одним концом упирается в головку
выталкивателя 7, а другим — в пуансонодержатель 9. Лента, снятая
с пуансон-матрицы 3 жестким съемником /, под действием
пружинных выталкивателей 10 прижимается к съемнику и находится
в крайнем верхнем положении (положение II), благодаря чему она
не препятствует удалению отштампованной детали из рабочей
зоны штампа.
Механизм автоматического удаления отштампованных деталей
из рабочей зоны штампа состоит из каретки 11, пружины 12,
рычага 13, штифта 14, неподвижно закрепленного болта 15 и
планки 16 каретки шибера.
Взаимодействие частей механизма автоматического удаления
деталей следующее. Когда ползун пресса опустится в нижнее
крайнее положение, каретка 11 под действием пружины 12 отводится
в крайнее заднее положение, показанное на чертеже. Таким
образом, планка 16 каретки шибера, имеющая на конце вырез,
соответствующий части контура готовой детали, находится перед ней.
При подъеме ползуна пресса вместе с верхней частью штампа,
каретка // под действием рычага 13, связанного с кареткой
штифтом 14 и сочлененного с верхней плитой 17 болтовым
соединением 18, отводится в крайнее переднее (рабочее) положение. При
этом планка 16 каретки шибера, перемещаясь в крайнее переднее
положение, выталкивает готовую деталь из рабочей зоны
штампа, которая по приставленному к штампу желобу попадает
в тару.
На фиг. 90 приведен комбинированный штамп-автомат
совмещенного действия, предназначенный для изготовления кнопки
замка чемодана (завод «Мосштамп»).
Штамп оснащен механизмом крючковой подачи и работает
следующим образом. Лента заправляется в штамп со стороны
переднего лотка / по стрелке А. При ходе ползуна пресса вниз вместе
с верхней частью штампа пуансоном 2 на матрице 3 вырубается
круглая заготовка; вырубной пуансон 2 одновременно является
вытяжной матрицей. Вытяжка чашечки осуществляется
пуансоном 4 в матрице 2. Формовка кольцевой зигзагообразной выемки
с торцовой стороны чашечки производится пуансоном 5,
находящимся внутри пуансон-матрицы 2,
Пробивка отверстия в донной части чашечки и разбортовка его
производится пуансоном 6, закрепленным в верхней части штампа,
на пуансон-матрице 4. Готовая деталь выталкивается из верхней
части штампа толкателем 7, а из нижней — кольцом 8 под.
действием резинового буфера и попадает в отверстие, образованное
после вырубки заготовки в ленте. При последующем перемещении
ленты посредством крючка // на величину шага подачи готовая
деталь падает в отверстие 9, находящееся на расстоянии шага
подачи. Отходы от пробивки отверстия в дне чашечки пуансоном 6
удаляются через отверстие в шпильке 10 резинового буфера.
150

На фиг. 91 приведен штамп-автомат совмещенного действия
конструкции В. В. Исаичева (завод «Труд»), предназначенный'для
изготовления чемоданной пукли.
Характерной особенностью приведенного штампа является
наличие плавающих подпружиненных вытяжных пуансонов.
Это обеспечивает равномерное распределение зазора между
вытяжным пуансоном и матрицей улучшает условия фиксации
заготовки, а также позволяет уменьшить габаритные размеры рабочих
частей штампа.
Рассмотрим последовательность работы штампа. Исходный
материал в виде ленты перемещается по съемнику 1. Во время
рабочего хода ползуна пресса вытяжные пуансоны 2
соприкасаются с лентой 3 раньше, чем вырубная матрица 7, закрепленная
в верхней части штампа. В результате сжатия пружин 5
вытяжные пуансоны 2, находящиеся во втулках 4, утапливаются до
момента посадки хвостовой частью. В это же время происходит
вырубка заготовок матрицей 7 на пуансон-матрице 6, которая вы-
151

полняет функции вырубного пуансона и вйтяжной матрицы.
После вырубки заготовок лента, зажатая между матрицей 7 и
съемником 7, опускается, пружины 8 сжимаются. Одновременно
происходит вытяжка заготовок пуансонами 2 на
пуансон-матрице 6. После окончания процесса вытяжки пуансоны 2 под
действием пружин 5 проталкивают готовые детали на провал.
Фиг. 91. Комбинированный штамп совмещенного действия для изготовления
чемоданной пукли.
Таким образом, наличие плавающих подпружиненных
пуансонов уменьшает величину погружения пуансон-матрицы 6 в
матрицу 7, что улучшает условия эксплуатации штампа и повышает
его стойкость. Во время холостого хода ползуна пресса съемник /
вместе с лентой под действием пружин 8 возвращается в исходное
положение на уровень пуансон-матрицы 6.
Описанный штамп эксплуатируется на быстроходном прессе-
автомате с нижним приводом с числом ходов 250 в минуту. Пресс-
автомат оснащен клинороликовой подачей.
Конструкция комбинированного совмещенного двухходового
штампа (фиг. 92), предназначенного для вырубки и гибки
конечного звена механической застежки, разработана и внедрена на
152

заводе «Молния». Штампы такой конструкции могут быть
использованы для вырубки и гибки или вытяжки деталей при отсутствии
специальных прессов двойного действия.
Фиг. 92. Комбинированный двухходовой штамп совмещенного действия
для изготовления конечного звена механической застежки.
Особенностью штампа является наличие в верхней его части
двух пуансонодержателей — верхнего и промежуточного, один из
которых может перемещаться относительно другого.
Рассмотрим устройство и последовательность действия рабочих
частей штампа (фиг. 92). В нижнюю плиту штампа / вставлена
рамка матриц 2, в которой закреплены гибочная матрица 5,
трафарет и вырубная матрица 11. На рамке матриц установлены
направляющие планки 4 и направляющая плита 5, имеющая вставку 16.
153

В верхней плите штампа находится пуансонодержатель 10,
в котором закреплен гибочный пуансон 7, осуществляющий также
вырубку средней части периметра звена.
В промежуточном пуансонодержателе 5, имеющем вставку 15,
закреплен вырубной пуансон 6, состоящий из двух частей. Плита 9
предотвращает выталкивание пуансона 6 из пуансонодержа-
теля.
Таким образом, вырубной пуансон состоит из трех частей.
Средняя часть его закреплена в верхнем пуансонодержателе 10.,
а два боковых пуансона, оформляющие форму лапок звена,
закреплены в промежуточном пуансонодержателе 8, который
подвижен. Подвижный пуансонодержатель закрывается боковыми
запорными планками 13 под действием пружин 12, что необходимо
для обеспечения одновременной вырубки звена по всему
периметру.
Во время рабочего хода ползуна пресса до момента окончания
процесса вырубки звена на вырубной матрице 11 все три пуансона
движутся вместе. После вырубки звена по всему периметру
боковые планки 13 посредством упоров 17 отводятся в стороны.
При дальнейшем опускании ползуна пресса вырубленная
заготовка проталкивается и укладывается на гибочную матрицу.
Два боковых вырубных пуансона останавливаются, пружины 14
сжимаются, а винты утапливаются. Средний гибочный пуансон 7
продолжает перемещаться вниз и при этом производит гибку
заготовки на провал.
Эксплуатация описанного штампа производится на однокриво-
шипном прессе простого действия при 300 ходах ползуна в минуту.
На фиг. 93 показан комбинированный штамп-автомат
совмещенного действия конструкции М. X. Лапидуса \ предназначенный
для вырубки и вытяжки цилиндрического стакана на быстроходном
прессе с самоподачей штампуемого материала (см. фиг. 9). Штамп-
автомат устойчиво и надежно работает при числе ходов пресса до
700 в минуту.
Рассмотрим устройство и принцип действия приведенного
штампа. На нижней плите 5 в матрицедержателе 12 закреплены
вытяжная матрица 4 и вырубная матрица 11. На матрицедержателе
закреплен съемник 13. На нижней плите штампа, кроме указанных
деталей также смонтирован стакан 7 с направляющими пазами.
В верхней плите 9 жестко закреплен кулачок 10, являющийся
пуансонодержателем для вытяжного пуансона 3, который, в свою
очередь, является направляющей для вырубного пуансона 2.
На верхней плите 9 также закреплена втулка 8, имеющая прорези
для пальцев 6. Во втулке 8 находится подвижный кулачок 1, в
который ввернуты два пальца 6.
1 Авторское свидетельство № 153712 с приоритетом от 19 июля 1961 г.
154

Положение кулачков / и 10, показанное на позиции /, и пальцев
6 в пазах стакана 7 и прорезях втулки 8 (вид А) соответствует
открытой высоте штампа.
При движении верхней плиты штампа вниз до момента
окончания процесса вырубки кулачки 1 и 10 занимают исходное
положение, приведенное на позиции /, а пальцы 6 перемещаются по
вертикальным пазам стакана 7 на участке с—d (вид А). По окончании
4
Фиг. 93. Комбинированный штамп совмещенного
действия для изготовления цилиндрического стакана.
процесса вырубки в точке d вырубной пуансон приходит в
движение относительно верхней плиты; по отношению к нижней плите
он остается неподвижным.
Размыкание кулачков происходит на участке d—е (между
вырубкой и вытяжкой).
Перемещение подвижного кулачка / производится двумя
пальцами 6, скользящими одновременно по пазам втулки 8 и стакана 7.
Перемещение вырубного пуансона 2 относительно верхней
плиты 9 осуществляется путем скольжения скошенных выступов
кулачка 10 по наклонным пазам кулачка /.
В это же время при перемещении пальцев в пазах на участках
е—к осуществляется вытяжная операция. По окончании процесса
вытяжки кулачки 1 я 10 занимают положение, приведенное на
позиции 77, а взаимное расположение втулки 8 и стакана 7
показано на виде Б.
При движении верхней плиты штампа вверх на участке к—е
происходит съем отштампованного стакана с вытяжного пуансона
заплечиками вытяжной матрицы.
155

6. АВТОМАТИЗАЦИЯ УДАЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ШТАМПОВ
Не решив проблемы автоматизации удаления отштампованных
деталей, не представляется возможным не только повысить
быстроходность пресса, но и. вообще автоматизировать процесс
штамповки.
Выше при рассмотрении конструкций и принципа действия
различного рода штампов, нашедших применение при автоматической
штамповке на быстроходных прессах, в каждом отдельном случае
отмечалось, каким образом удаляется отштампованная деталь из
штампа.
В комбинированных штампах последовательного действия
лента является надежным транспортером, и отштампованные
детали, как правило, удаляются на последнем переходе наиболее
простым способом — на провал. При этом отштампованные детали
либо падают в соответствующий ящик, либо набираются в пакет
(стапелируются). Это позволяет вести процесс штамповки в
автоматическом режиме при большом числе ходов пресса.
Другой способ удаления деталей, не требующий специальных
затрат, это — применение прессов с наклоняемыми и
горизонтальными станинами. В этом случае детали, удаляемые из матриц
или снимаемые с пуансонов, свободно выбрасываются из штампов.
Работы, связанные с автоматизацией удаления деталей, не
требуют значительных затрат, так как сбрасыватели обычно
являются несложными узлами к соответствующим штампам.
Механизмы по удалению отштампованных деталей разделяются
на две группы [31 ], [63]: механизмы пневматического действия и
механизмы механического действия.
Механизмы пневматического действия. В механизмах
пневматического действия удаление отштампованных деталей
производится посредством воздействия непрерывной или пульсирующей
струи воздуха. При наличии в цехе магистрали сжатого воздуха,
используются пневматические устройства типа, показанного на
фиг. 94. Эта конструкция пневматического сбрасывателя выполнена
по предложению В. Новикова и А. Щеглова на Ульяновском
автомобильном заводе [100]. Она монтируется на эксцентриковых
и кривошипных прессах. Работа пневматического сбрасывателя
состоит в следующем: на валу пресса закреплен кулачок 5, который
воздействует на роликовое устройство 5, при этом клапан 2
открывается, и сжатый воздух из сети по трубопроводу 4 поступает в
полость пневмопрерывателя 1, а оттуда в сопло 6 для удаления
отштампованной детали, которая по склизу поступает в бункер
накопителя. При дальнейшем повороте вала кулачок 3 выходит из
контакта с роликовым устройством 5, клапан 2 закрывается,
благодаря чему прекращается поступление воздуха в полость Б
пневмопрерывателя. В это время производится штамповка детали, а
затем цикл повторяется.
156

Пневматические сбрасыватели просты в конструктивном
исполнении. Надежность действия пневматического сбрасывателя
зависит от веса и величины поверхности детали, от давления
воздуха в сети и диаметров подводящей трубки и сопла наконечника.
Они используются в основном для удаления из штампа небольших
по размеру и весу деталей, получаемых в комбинированных штам-
на эксцентриковом'прессе.
пах совмещенного действия вырубкой гибкой и неглубокой
вытяжкой при условии, что отштампованная деталь свободно лежит на
поверхности штампа.
Проектирование этих механизмов заключается в
профилировании кулачка, управляющего подачей воздуха.
Профилирование осуществляется на основании циклограммы работы пресса за
один двойной ход. Начало и конец подачи воздуха имеют место во
время хода ползуна пресса вверх на участке в 15—20° поворота
вала. Большой период подачи сжатого воздуха приводит к
излишним потерям его.
Механизмы механического действия. Эта группа механизмов
весьма разнообразна и по конструктивному оформлению может
быть условно разбита на две группы [63]:
157

1) механизмы, в которых усилие, необходимое для сбрасывания
отштампованной детали, создается пружиной;
2) механизмы, в которых усилие, необходимое для сбрасывания
отштампованной детали, обеспечивается системой рычагов,
связанных либо с верхней плитой штампа, либо с ползуном пресса.
При автоматической штамповке мелких деталей на
быстроходных прессах в штампах-автоматах с шиберными механизмами
широко применяются рычажные механизмы сбрасывателей
отштампованных деталей, которые монтируются непосредственно в штампе
и приводятся в действие от верхней части штампа. В таких
механизмах для сбрасывания деталей используют
возвратно-поступательное движение шибера (см. фиг. 81) или маятниковое движение
рычага в горизонтальной плоскости (см. фиг. 80).
При автоматической штамповке мелких деталей на
быстроходных прессах в комбинированных штампах совмещенного действия
удаление готовых деталей встречает известные трудности,
вследствие наличия ленты и отштампованной детали в одной плоскости
при выполнении разделительных операций. Это является
существенным препятствием для значительного повышения
быстроходности пресса. В рассматриваемом случае удаление
отштампованной детали из рабочей зоны штампа осуществляется или при
помощи механизма пневматического действия, или посредством
шибера (фиг. 89). В некоторых случаях, когда в комбинированных
штампах совмещенного действия, осуществляется вырубка с
вытяжкой или вырубка с гибкой, представляется возможным удалять
готовые детали на провал (см. фиг. 91—93).
В рычажных механизмах сбрасывателей отштампованных
деталей проектирование заключается в определении соотношения
размеров звеньев, перемещающих толкатель на величину, достаточную
для удаления отштампованной детали из рабочей зоны штампа.
Это перемещение совершается за время хода ползуна пресса вверх.
При автоматической штамповке на быстроходных прессах это
время мало, поэтому следует стремиться к выбору облегченных
тяг, но достаточно жестких, чтобы предотвратить интенсивный
износ подвижных частей.

ГЛАВА V
ОСОБЕННОСТИ АВТОМАТИЧЕСКОЙ
ХОЛОДНОЙ ШТАМПОВКИ НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
Увеличение числа ходов автоматизированного холодноштампо-
вочного оборудования является одним из наиболее эффективных
путей роста его производительности. Однако это связано с ростом
скоростей деформирования \ резким повышением частоты нагру-
жения инструмента и возможностями оборудования.
Исследования разделительных и формоизменяющих
технологических процессов холодной штамповки при отдельных,
единичных нагружениях инструмента с повышенными и высокими
скоростями деформирования дали ответ на вопрос о принципиальной
возможности осуществления операций в этих условиях [65], [85],
[116].
Имеющийся опыт работы и исследования, проводившиеся в
указанных условиях и на тихоходном оборудовании, не вскрывают
особенностей быстроходной холодной штамповки, ведущейся в
непрерывном автоматическом режиме.
Ход процесса деформирования заготовки и условия работы
инструмента тесно связаны с конструктивными особенностями
машин. Выбор оптимального режима работы оборудования и
инструмента является решающим фактором, влияющим на
производительность. Особое значение приобретает правильный выбор режима
работы при осуществлении комплексной автоматизации, при
внедрении автоматических линий, многопозиционных и агрегатных
станков.
Комплексная автоматизация и автоматические линии для
изготовления деталей или узлов машин иногда включают в себя все
виды обработки изделия. Разнообразие технологических методов
обработки изделий при данном виде автоматизации усложняет
вопрос о выборе режима процесса.
При проектировании нового, экономически эффективного
технологического процесса перед технологом и конструктором
возникает сложная задача — выбрать наиболее целесообразный вариант.
1 Под скоростью деформирования обычно понимают скорость перемещения
ползуна пресса.
159

Однако этот выбор является затруднительным в связи с
недостатком специальных исследований, посвященных вопросу изучения
особенностей автоматической быстроходной штамповки.
Изучение явлений, возникающих в процессе взаимодействия
инструмента с обрабатываемым материалом при автоматическом
режиме работы оборудования в ходе выполнения операций
холодной штамповки, является актуальной задачей. При
совершенствовании других видов обработки металлов (скоростное резание,
литье под давлением, скоростная химико-термическая обработка)
необходимо искать экономически выгодные пути развития
процессов штамповки. А. Я- Фрейдлин [116] отмечает, что при
большом разнообразии процессов листовой штамповки и получаемых
при этом изделий недостаточно проведено специальных
исследований, посвященных вопросу повышения числа ходов.
Автоматическая холодная штамповка на быстроходных прессах
в результате повышения скорости деформирования и частоты на-
гружения инструмента может изменить температурный режим
работы штампа, физические свойства обрабатываемого материала
в очаге деформирования, условия протекания процесса
деформирования заготовки, качество обрабатываемых заготовок и
стойкость штампов.
Ниже излагаются результаты исследований наиболее
распространенной операции холодной штамповки пробивки-вырубки,
выполненных на быстроходных бесшатунных прессах-автоматах и на
универсальных кривошипных прессах-автоматах.
ОСОБЕННОСТИ РАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ ОПЕРАЦИЙ
1. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ РАБОЧИХ ДЕТАЛЕЙ
ШТАМПА ПРИ ПРОБИВКЕ-ВЫРУБКЕ НА БЫСТРОХОДНЫХ
ПРЕССАХ
Выполнение операций пробивки-вырубки на обычных прессах
(80—120 ходов в минуту) не вызывает практически разогрева
рабочих деталей штампа — пуансона и матрицы. Ввиду этого до
последнего времени не возникал вопрос о влиянии нагрева
инструмента на ход процесса пробивки-вырубки. Этим можно объяснить
почти полное отсутствие каких-либо исследований по данному
вопросу.
При работе на быстроходных прессах возникает значительный
нагрев инструмента. В отдельных случаях на быстроходном
бесшатунном прессе-автомате в результате быстрого и значительного
нагрева пуансона штамп немедленно выходит из строя.
На фиг. 95 показана фотография внешнего вида пуансона с
исходным диаметром 3 мм после кратковременной пробивки-вырубки
на прессе при 3000 ходах в минуту. Пуансон был изготовлен из
160

стали ХВГ и термообработан на твердость HRC 52—54. Штамповке
подвергалась сталь 08-ОМ толщиной 1,5 мм при относительном
зазоре 2% и углублении пуансона в матрицу около 2 мм. На
поверхности пуансона видны цвета побежалости. Под действием
осевой сжимающей силы и повышенной температуры нагрева пуансон
укоротился — произошла высадка. Исследование микрошлифа
продольного сечения показало (фиг. 96), что в результате высадки
в структуре пуансона произошел резкий сдвиг. Линии деформации
отчетливо выявились благодаря образованию большого количества
мелкодисперсных карбидов.
кщ | ц| j ,—j Пуансон нагревается во
время технологической операции
за счет превращения механиче-
Рской работы, совершаемой
внешней силой, в теплоту, возника-
Фиг. 95. Внешний вид пуансона,
деформированного в процессе
автоматической пробивки-вырубки
на быстроходном прессе.
Фиг. 96. Микрошлиф высаженной части
пуансона; X 1000.
ющую в результате деформирования материала и трения рабочей
поверхности пуансона о поверхность пробитого отверстия. В
период холостого хода пуансон теряет все полученное тепло или
его часть. При непрерывном автоматическом процессе"штамповки
и повышенной частоте приложения нагрузок в теле пуансона
устанавливается по сравнению с исходной, определенная повышенная
температура.
Изучение тепловых процессов скоростной холодной штамповки
поможет вскрыть сущность явлений, которые возникают при
деформировании в этих условиях, и найти пути повышения
работоспособности инструмента.
11
Михаленко 2006
161

Температурный режим работы инструмента изучался в двух
направлениях:
1) исследовали нагрев пуансона и матрицы в ходе непрерывного
автоматического процесса пробивки-вырубки;
2) проводили измерение температур, возникающих в зоне
разделения заготовки при осуществлении технологической операции
с разной начальной скоростью деформирования.
Нагрев рабочих деталей штампа при непрерывной
автоматической пробивке-вырубке
Эксперименты по изучению нагрева пуансона и матрицы при
непрерывной автоматической работе пресса проводились на
бесшатунных прессах-автоматах усилием 1,0 и 4,0 т с самоподачей
обрабатываемых материалов. Основные исследования были про-
Фиг. 97. Штамп для измерения температуры нагрева
пуансона 1 и матрицы 2.
ведены на экспериментальном прессе усилием 1,0 т [15]. В
дальнейшем они были расширены на прессе усилием 4,0 т [25 ].
Пробивке-вырубке на прессе усилием 1,0 т подвергались
следующие материалы:
лента из стали 08-ОМ (ГОСТ 1050-60), толщиной 0,5; 0,85; 1,0 и
1,5 мм;
лента из латуни Л62М (ГОСТ 1019-47), толщиной 0,5; 1,0;
1,2 и 1,5 мм;
полоса из нержавеющей стали 1Х18Н9 (ГОСТ 5632-61) полуна-
гартованная, толщиной 0,5 мм, и полоса из алюминия АМцП
(ГОСТ 4784-49), толщиной 1,0 и 1,5 мм.
Число ходов пресса-автомата изменялось ступенчато и
составляло: 120, 315, 765, 1920 и 3000 ходов в минуту.
Для экспериментов был изготовлен специальный штамп с
комплектами сменных пуансонов и матриц. На фиг. 97 показана схема
штампа. Диаметр пуансона 3,45 мм, диаметры сменных матриц —
3,51; 3,56; 3,80 и 4,0 мм. Как видно, зазор между пуансоном и мат-
162

рицей изменялся за счет диаметра матрицы. Таким образом, объем
пуансона сохранялся неизменным, что давало возможность
исключить погрешность, вызванную изменением его объема при
измерениях температуры нагрева пуансона. Рабочее отверстие матрицы
имело конус 1 : 100.
Температуру нагрева пуансона и матрицы измеряли с помощью
искусственных микротермопар. В пуансоне и матрице сверлили
глухие отверстия диаметром 2 мм, в которые вводились специально
изготовленные микротермопары (фиг. 98). Горячие спаи
микротермопар находились на расстоянии 0,4—0,5 мм от торца пуансона и
режущих кромок матрицы. В матрицах сверлили две диаметрально
расположенные полости. Использование одновременно двух
термопар, для измерения нагрева матриц, давало возможность
уменьшить погрешности измерения, которые могли возникнуть
вследствие разной глубины сверления, отклонения угла наклона полостей
и неравномерности зазора.
Фиг. 98. Микротермопара.
В качестве электродов микротермопар служили нихромовая и
константановая проволоки диаметром 0,17 мм. Выбор указанных
двух материалов в качестве электродов обусловлен тем, что они
развивают сравнительно высокую термоэлектродвижущую силу
(т. э. д. с). При нагреве горячего спая этих металлов до 500° С
т. э. д. с. составляет 32,7 млв [77]. Нихром-константановая
термопара обладает также наибольшим постоянством сопротивления
при нагреве. Так, например, термический коэффициент
электросопротивления константана 5-10~5, нихрома 3-Ю, а никеля
4-10 [42 ] Непосредственное измерение электроспоротивления
после значительного нагрева тонкой нихром-константановой
термопары показывает погрешность не более 0,1—0,5%. Сварка
электродов термопары производилась на конденсаторной
электросварочной машине типа ТКМ-4.
Для экспериментов были изготовлены несколько термопар.
Градуирование каждой термопары осуществлялось следующим
образом. Учитывая результаты поисковых экспериментов, в
качестве среды для нагрева горячих спаев микротермопар использовали
масло Вапор С (температура вспышки не ниже 310° С, ГОСТ
6411-52). Тигель с маслом и погруженным в него контрольным
ртутным термометром со шкалой до 350° С нагревали на
электроплите до температуры 300—310° С. Затем нагрев прекращали.
В нагретое масло погружали горячий спай градуируемой термо-
П* 163

MM
80
I 40
S 20
0
' J*
Ими
[Л
л\
L/l
\J\\
\/\\
[л 1 II 1 1 1 1 I I
пары, соединенной с вибратором осциллографа МПО-2. Во
избежание инерционных погрешностей термопары тигель с маслом
охлаждали очень медленно.
Запись отклонения луча на пленке осциллографа
осуществлялась через определенные интервалы температур с помощью
вибратора X типа. В связи с тем, что вибратор X типа имеет высокую
чувствительность и при температуре около 160° С отклонение
луча на экране осциллографа превышало 100 мм, в цепь
микротермопары вводили дополнительное колиброванное
сопротивление в 225 ом. Градуирование микротермопар производилось как
с дополнительным сопротивлением,
так и без него.
Перед контрольной записью
показаний термопары горячий спай
термопары дважды прогревали
до 300° С, что снимало внутренние
напряжения в спае, оставшиеся
после конденсаторной сварки.
Каждая микротермопара
градуировалась 3 раза. Отклонения
показаний отдельных градуирований
были незначительны. Они могли
возникнуть из-за разных скоростей
охлаждения тигля, мест
погружения спая в нагретое масло и
точности отсчета показаний ртутного
термометра.
По средним значениям трехкратного градуирования строили
градуировочные графики нихром-константановых термопар
(фиг. 99).
Общая погрешность измерения температуры по описанному
методу включает:
1) погрешность градуирования термопары — 0,5—0,8%;
2) погрешность промера осциллограмм — около 0,3%;
3) погрешность самого метода измерения (изменение
сопротивления во время нагрева) — 0,1—0,3%.
Общая максимальная ошибка ±0,9—1,4% от измеряемой
температуры. Следовательно, при температуре 200° С
абсолютная погрешность измерения лежит в пределах 3,6—5,6° С.
Экспериментами было установлено, что матрица нагревается
значительно меньше пуансона. Температура нагрева матрицы при
пробивке-вырубке стали 08-ОМ толщиной 1,5 мм с относительным
зазором 10—20% при максимальном числе ходов пресса не
поднималась выше 40—50° С. Такой нагрев матрицы практически
не оказывает влияния на ее состояние и ход автоматического
процесса пробивки-вырубки. На этом основании измерение
температуры матриц было исключено из исследования,
164
20 100 180 260 340 °С
Фиг. 99. Градуировочный график
нихром-константановой термопары
с дополнительным сопротивлением.

Температура нагрева
пуансона в процессе работы пресса
записывалась на пленку и
контролировалась визуально на
экране осциллографа.
Включение записи отклонения луча
осуществлялось до начала
работы пресса, прекращение
записи — при полном прогреве
пуансона. Замедление роста
температуры нагрева, а затем,
с наступлением теплового
насыщения, прекращение
подъема луча на экране
характеризовало полный прогрев
пуансона. Дальнейшая пробивка-
вырубка при выбранном числе
ходов пресса не изменяла
температуру нагрева пуансона.
Исходная температура нагрева
пуансона B0° С)
контролировалась записью нулевой линии,
время нагрева — отметками
времени A0 гц).
На осциллограммах записи
процесса нагрева отчетливо
виден характер изменения
температуры пуансона (фиг. 100).
Графики фиг. 101, построенные
по результатам обработки
отдельных осциллограмм,
иллюстрируют нагрев пуансона в
начальный период автоматического
процесса пробивки-вырубки.
Время полного прогрева полого
пуансона диаметром 3,45 мм
составляет 5—6 сек.
Установившаяся (средняя)
температура нагрева пуансона
при непрерывной
автоматической пробивке-вырубке
увеличивается с ростом числа ходов
пресса. Теплота, выделяющаяся
в очаге деформации и на
поверхности трения. передается
кондуктивно
(теплопроводностью) и радиационно (теплоот-

дачей) 'рабочим деталям штампа, обрабатываемой ленте,
вырубленной заготовке и окружающей среде.
На условия работы штампа главным образом оказывает
влияние та часть теплоты, которая расходуется на нагрев пуансона.
При единичном отдельном нагружении аккумулированная
пуансоном теплота за период холостого хода рассеивается. Температура
в теле пуансона не поднимается.
При автоматическом режиме работы и росте числа ходов пресса
и, следовательно, частоты нагружении пуансона период холостого
хода сокращается, к началу
следующего рабочего хода в пуансоне со-
S 300
чъ 250
§200
150
и
220
180
140
100
во
70
1
V
/I
I /
%
/
f
\
/
f
f-y
J
>-—<
J"""
i***
>—<
r-M
N--4
5
4
*+r
7
г
>?—
/
)
"*n
о z 4 6 , сек
Фиг. 101. Графики нагрева
пуансона при автоматическом
процессе пробивки-вырубки
(сталь 08-ОМ толщиной
1,5 мм, зазор 8%). Число
ходов пресса в минуту:
/ — 120; 2 — 315; 3 — 765;
*:
100
50
W*i
. 1
' 1
1
1
1
1
/у
г
i
i
I
1
I
1
i
1
1
120; 2 —
4 — 1920;
315; 3 —
5 — 3000.
О 400 800 1200 2000 2800
Число ходод прессса в минуту
Фиг. 102. Изменение количества ударов
пресса (числа нагружении пуансона) до
полного прогрева пуансона, в зависимости
от числа ходов пресса:
/ — сталь 08-ОМ толщиной 1,0 мм, зазор 11%;
2 — латунь Л62М толщиной 1,0 мм, зазор
11%.
храняется часть теплоты, полученной им в момент
предыдущего деформирования материала. В ходе непрерывно
следующих друг за другом нагружении количество воспринятой
пуансоном теплоты растет, в результате чего температура его нагрева
увеличивается. По истечении короткого отрезка времени (в нашем
случае 5—6 сек) наступает режим работы при установившемся
тепловом балансе.
При изменении числа ходов пресса-автомата средняя
температура пуансона устанавливается после различного числа
нагружении. Обработка осциллограмм записи нагрева пуансона в
начальный период работы показала, что количество ударов пресса
(нагружении пуансона), необходимых для полного прогрева
пуансона, связано линейной зависимостью с числом ходов пресса
(фиг. 102),
т

С ростом толщины обрабатываемого Материала увеличивается
температура нагрева пуансона (фиг. 103). При пробивке-вырубке
материала определенной толщины количество теплоты,
возникающей в момент деформирования, является величиной постоянной.
Изменение усилия пробивки-вырубки (работы деформирования)
при увеличении толщины обрабатываемого материала и рост при
этом продолжительности контакта пуансона с материалом (работы
трения) вызывает повышение установившейся температуры нагрева
пуансона.
О 400 800 1200 1600 2000 2400*од/мцн 0 400 600 1200 1600 2000 2400ход/мин
а) б)
Фиг. 103. Изменение установившейся (средней) температуры пуансона в
зависимости от числа ходов пресса и толщины обрабатываемого материала:
а — сталь 08-ОМ; б — латунь Л62М; / — толщина 0,5 мм; 2 — толщина 1,0 мм;
3 — толщина — 1,5 мм, зазор 20%.
Механические свойства материала оказывают существенное
влияние на температуру нагрева пуансона (фиг. 104). Модули
нормальной упругости и сдвига у стали значительно выше, чем
у латуни и алюминия. Кроме того, с ростом предела прочности
деформируемого металла увеличивается удельное сопротивление
разделению при пробивке-вырубке. В результате увеличиваются
работы деформирования и трения, что вызывает дополнительный
нагрев пуансона.
Следует отметить рост интенсивности нагрева пуансона с
увеличением толщины материала и его прочности. Этот эффект
является следствием роста количества выделяющегося тепла в
процессе деформирования материалов, имеющих повышенную
толщину и прочность. В этом случае количество аккумулированной
пуансоном теплоты во время деформирования и трения
увеличивается и к началу следующего рабочего хода в нем сохраняется
большее количество тепла. В результате температура его нагрева
растет интенсивнее.
Величина зазора между пуансоном и матрицей имеет важное
значение при пробивке-вырубке. Исследования показали его
167

влияние на нагрев пуансона [26]. Из графиков фиг. 105 видно,
что минимальный нагрев пуансона имеет место при относительных
зазорах, лежащих в диапазоне 14—20%.
Изменение температуры нагрева пуансона в зависимости от
величины зазора объясняется изменением условий протекания
процесса деформирования. При
недостаточной величине зазора
увеличивается поверхность
контакта пуансона с лентой за
счет роста ширины пояска или
появления двойного блестящего
пояска на ленте.
При пробивке-вырубке
тонких материалов (толщиной
0,5 мм), с увеличением зазора
0 800 W00 ^2400 ход/мин ^тко выявился рост тедшерату-
1 ры нагрева (при зазоре >30%),
что вызвано образованием
сначала значительного заусенца, а
затем изгибом материала в зоне,
окружающей пуансон. Приболь-
ших значениях зазора (свыше
60 до 110%) изгиб напоминает
мелкую отбортовку. В результате этого, время контакта,
пуансона с материалом и усилие съема ленты с пуансона возрастает,
что влечет за собой повышенный нагрев пуансона.
°с
200
160
120
80
40
Фиг. 104. Изменение установившейся
температуры пуансона в зависимости
от числа ходов пресса и вида
обрабатываемого материала:
толщина 1,0 мм, зазор 11%; /—алюминий
АМцП; 2 —латунь Л62М; 3— сталь 08-ОМ.
\ZZfi
3
- 7 -
с.
1
s*\
S**
°с
200
150
100
50
2 22Н?—-Т-^Г~^^'~-] 7=j
20
I
•_J
"S_
4,
^
¦•"^i
*-5t
«a-
^.Ji
*4
""•/
40
60
a)
80
W0z% 0
20
5)
40
Z%
Фиг. 105. Изменение установившейся температуры нагрева пуансона в
зависимости от величины зазора z: а — нержавеющая сталь 1Х18Н9 толщиной 0,5 мм;
б — сталь 08-ОМ толщиной 1,0 мм.
Число ходов пресса в минуту: / — 120; 2 — 315; 3 — 765; 4 — 1920; 5 — 3000.
Изучение зависимости нагрева пуансона от теплсфизического
параметра обрабатываемого материала — коэффициента
теплопроводности дает возможность заранее произвести сравнительную
оценку величины его температуры нагрева при обработке
различных материалов.
168

Ниже приведены значения коэффициента теплопроводности К
для материалов, использованных при экспериментах по пробивке-
вырубке [74], [108].
Обрабатываемый ма-
1 териал
к ккал/м-Ч'°С
Сталь
@,08% С)
40
Латунь
Алюминий

Нержавеющая
сталь
73,5 175 15 !
На фиг. 106 показаны графики, иллюстрирующие изменение
температуры нагрева пуансона при пробивке-вырубке материа-
>0 i 1 1 1 II i jul-j 201 1 1—_J i ^т^ i —ь-=ж
0 10 20 30 40 50 Аккал/мчасХ 20 60 100 А ккал/м час°С
4 Ф
Фиг. 106. Изменение температуры нагрева пуансона в зависимости от
теплопроводности обрабатываемого материала:
а — толщина материала 0,5 мм, зазор 22%; б — толщина материала 1,5 мм, зазор 8%.
Число ходов пресса в минуту: 1 — 120; 2 — 315; 3 — 765; 4 — 1920.
лов, имеющих различное значение коэффициента
теплопроводности. Из графиков следует что теплопроводность
обрабатываемого материала оказывает влияние на температуру нагрева
пуансона; она является одним из параметров, определяющих
температуру нагрева пуансона.
Уменьшение коэффициента теплопроводности вызывает
повышение температуры нагрева и, наоборот, — с ростом его
значения, температура нагрева пуансона уменьшается.
Изменение температуры по длине пуансона
При работе на автоматическом быстроходном прессе под
действием нагрева может изменяться первоначальная твердость
пуансона, его линейные размеры и износостойкость. Определение
размера зоны опасного нагрева пуансона дает возможность
осуществить предохранительные меры, повышающие стойкость. К
таким мероприятиям относится замена материала той части
пуансона, которая подвергается наибольшему нагреву, или локальное
охлаждение.
169

Установившуюся температуру вдоль оси цилиндрического
пуансона измеряли с помощью микротермопар. Для этой цели
было изготовлено несколько пуансонов диаметром 3,45 мм, в
которых отверстия под термопары сверлились по оси пуансона на
разную глубину: 0,5; 4,0; 7,0 и 17 мм. Пробивке-вырубке
подвергалась лента толщиной 1,0 мм из стали 08-ОМ, при
относительном зазоре, равном 21%. Число ходов пресса изменялось
ступенчато и составляло в минуту 120; 315; 765 и 1920. Изменение
температуры записывалось на пленку осциллографа МПО-2 с помощью
вибратора X типа.
°С* \ 1 1 ^ \ На фиг. 107 показаны
кривые изменения
температуры вдоль оси пуансона,
построенные по опытным
данным при разных
числах ходов пресса-автомата.
Задачу о распределении
температуры по длине
пуансона можно решить,
используя положения
теории теплопередачи [74].
В данном случае
пуансон является в тепловом
отношении «тонким телом»,
т. е. при установившемся
тепловом режиме, при
полном прогреве, нельзя
ожидать сколько-нибудь
значительной разности температуры между его поверхностью и
центром. В теории теплопередачи «тонким телом» считается тело,
имеющее критерий Био < 0,2.
Критерий Био для пуансона определим из выражения
о __ V
О
5 10 15
Расстояние от торца
Фиг. 107. Изменение температуры вдоль оси
пуансона (опытные данные).'
Пробивка-вырубка стали 08-ОМ толщиной 1,0 мм, зазор
21%.
Число ходов пресса в минуту:
/ — 120; 2 — 315; 3 — 765; 4 — 1920.
где а0 — коэффициент теплоотдачи в ккал/м2-ч-сС;
X — коэффициент теплопроводности в ккал/м-час-°С;
г — радиус пуансона в м.
Если принять среднее значение а0 = 75 ккал/м2-ч-°С [108]
и К = 30 ккал/м-ч-сС для закаленной инструментальной
углеродистой стали У8А, при радиусе пуансона г = 1,725 мм =
= 0,001725 м, то критерий Био будет равен
75,1725-0,0043,
В, =:
30-106
т. е. критерий Био значительно меньше 0,2,
170

Распределение teMfiepafypbi fto длине пуансона найдем,
рассматривая передачу тепла через призматический
полуограниченный стержень, один конец которого имеет постоянную температуру,
а с поверхности происходит теплоотдача в окружающее
пространство (фиг. 108). При этом температура стержня изменяется лишь
по его длине и является функцией только длины, т. е. / = / (х).
Температура в основании стержня равна t0. Значение
коэффициентов теплопроводности и теплоотдачи известны и равны X
и а0. Поперечное сечение равно F, а периметр сечения и.
Стержень находится в среде, температуру
которой условнопримем равной нулю.
Необходимо найти изменение
температуры по длине стержня при
стационарном тепловом режиме.
Выделим элемент длиной dx на
расстоянии х от начала стержня и
составим для него уравнение теплового
баланса.
Количество тепла,
рассеивающегося в окружающее пространство dQ,
равно разности между количеством
теплоты входящей Q' в элемент и
уходящей Q" из него, т. е.
Q' ~ Q" =dQ. B6)
Согласно основному уравнению
Фурье)
Фиг. 108. Схема к расчету
теплопередачи.
теплопроводности (закону
Q' = —XF
dt_
dx
Qr = -bF±(t+*Ldx).
Следовательно,
Q'-Ct=dQ = kF^dx.
B7)
С другой стороны,
dQ = a0utdx. B8)
Приравняв выражения B7) и B8) и произведя сокращение,
получим
B9)
171

где
т
-±v&
Им.
C0)
Если а0 не зависит от х, то т = const. Тогда общий интеграл
линейного дифференциального уравнения второго порядка B9)
имеет следующий вид:
t = Cxemx + Сф~тх. C1)
Для полуограниченного стержня бесконечной длины при
% , , , , , , , , х = 0, t = t0 и t0 = Сх + Са,
180
НО
100
60
20
1
3
5 10 15
Расстояние от торца
мм
при
х = оэ, *=0и C1eee+G2e-oe=0
или С^00 = 0. Следовательно,
Сг = 0. Таким образом, Сх = 0
и С2 = /0-
Подставив эти значения в
уравнение C1), получим
t = *0е-"" °С. C2)
Для круглого стержня
Фиг. 109. Изменение температуры по
длине пуансона (расчетные • данные).
Материал:
; — сталь 08-ОМ; 2 — латунь Л62М;
3 — алюминий АМцП. Толщина материала
1,5 мм, зазор 8%. Число ходов в минуту
1920.
Произведем расчет распределения температуры подлине
пуансона по формуле C2).
Примем х равным 4; 7 и 17 мм; коэффициент
теплопроводности к = 30 кшл1м-ч-°С\ коэффициент теплоотдачи в случае
120 и 315 ходов пресса — а0 = 75 ккал/м2-ч-°С, для 765 и 1920
ходов — а0 = 150 ккал/м2-ч-°С [108]; диаметр пуа.нсона на длине
7 мм — 3,45-10~3 м\ на длине 7 ч- 17 мм — 6-10 3 л*.
В табл. 13 даны расчетные значения изменения температуры
по длине пуансона и опытные данные для случая
пробивки-вырубки ленты из стали 08-ОМ толщиной 1,0 мм с зазором 21%.
Сравнение расчетных значений температуры с опытными
показывает их хорошее совпадение.
Графики на фиг. 109 иллюстрируют изменение расчетной
температуры по длине пуансона при пробивке-вырубке. Значения
температур нагрева пуансона у торца взяты из опытов.
Таким образом, можно сделать следующие выводы:
1. Пуансон небольшого диаметра, с тепловой точки зрения,
является «тонким» телом (Bt < 0,2); следовательно, разницей
между температурой поверхности и центра можно
пренебречь.
172

Таблица IS
Изменение температуры по длине пуансона

Расстояние ьт
торца
пуансона
в мм
0,5
4,0
7,0
17,0
Температура в °С при числе ходов пресса в минуту
120
из
опыта
40
32
26
20
по
формуле C2)
—
32,2
27,4
18,2
315
[из
опыта
50
39
31
20
по
формуле C2)
—
40,3
34,3
22,8
765
из
опыта
67
51
41
25
по
формуле C2)
—
49,4
39,3
22,1
1920
из
опыта
104
73
63
30
по
формуле C2)
—
76,6
61,0
34,3
2. По достижении стационарного режима распределение
температуры по длине пуансона можно рассчитывать, как в
полуограниченном стержне при теплоотдаче с поверхности в
окружающее пространство.
Фиг. ПО. Осциллограмма прогрева пуансона диаметром 16 мм.
Для проверки первого вывода эксперименты проводили на
бесшатунном прессе-автомате усилием 4 т при пробивке-вырубке
ленты из стали 08 толщиной 2 мм пуансоном, имевшим диаметр
16 мм (Bt = 0,02), при различных числах ходов пресса1. Для этой
цели были использованы три микротермопары, расположенные
на разных расстояниях от цилиндрической поверхности
пуансона A,5; 2,5 и 8,0 мм). На фиг. ПО представлены осциллограммы
записей распределения температур по сечению пуансона у
торцовой поверхности. Как показали эксперименты, при пробивке-
вырубке с переменной частотой нагружения ход кривых,
характеризующих изменение температуры в разных точках пуансона,
идентичен. В начале автоматического процесса пробивки-вы-
1 Работа проводилась Е. И. Демиденко и М. X. Лапидус.
173

рубки обнаруживается разница ё температурах в окрестности
режущей кромки — она выше в точках, расположенных ближе
к кромке. Однако по истечении короткого промежутка времени
(не более 1 мин), по мере прогрева, с наступлением стационарного
теплового режима работы температура по сечению пуансона
диаметром 16 мм практически выравнивается.
Температура в зоне разделения при пробивке-вырубке
При изучении явлений, сопровождающих непрерывную
автоматическую пробивку-вырубку при повышенном числе ходов
пресса и износостойкости инструмента, средняя
(установившаяся) температура нагрева пуансона не может полностью
отразить всех особенностей его температурного режима работы.
Температура является фактором, который наиболее активно
влияет на трение и изнашивание [46].
Пробивка-вырубка при повышенных скоростях
деформирования сопровождается образованием в зоне разделения
значительного количества теплоты, которая действует главным образом на
режущие (рабочие) кромки инструмента.
Измерение температуры на некотором расстоянии от очага
образования тепла показало заниженные значения температур.
В скользящих металлических контактах могут возникнуть
температуры в пределах 100—1000° С [118]. Это связано с тем, что
выделение тепла сосредоточено в небольших контактных
поверхностях, которые вследствие их малого размера представляют
собой значительные тепловые сопротивления.
Температура от поверхности трения в глубину тела резко
падает. Так, например, при трении закаленных образцов из
стали У10А по диску трения из стали 10, со скоростью
скольжения 4,31 м/сек и давлении 7 кГ/см2, при изменении расстояния от
поверхности трения с 0,01 мм до 1,0 мм, температура,
измеренная искусственной термопарой, падает с 800 до 475° С [55].
В других исследованиях [83 ] при измерении температур
естественной термопарой в случае точения алюминиевого сплава АК-4
со скоростью резания 5 м/сек изменение расстояния от места реза
в глубину до 0,18 мм вызывало спад температур с 700 до 110° С.
Глубина зон повышенных температур зависит от величины
скорости резания, а тепловой износ в деталях машин находится
в пределах 0,005—0,08 мм от поверхности трения [45].
Таким образом, измерение температуры в очаге деформации при
пробивке-вырубке не только дополняет данные о температурном
режиме работы пуансона, но и дает возможность изучить условия
работы режущих кромок.
Температуру в зоне разделения, возникающую в момент тех»
но логической операции, определяли методом естественной
термопары.
174

Метод естественной термопары, как и искусственной, основан
на явлении термоэлектрического эффекта — непосредственного
перехода тепловой энергии в электрическую. Метод естественной:
термопары дает возможность определить температуру на
поверхности контактирующих материалов. При этом естественная
термопара безынерционна.
Впервые в резании металлов термоэлектрический метод
измерения температуры был применен Я.Т. Усачевым в 1914 г. [112].
Он использовал в исследованиях несколько вариантов
искусственной термопары.
В 1926 г. К. Готвейном [137] в Германии и одновременно
Е. Гербертом [11] в Англии был предложен метод естественной
термопары для измерения температуры на лезвии резца. В
качестве электродов термопары в обработке металлов резанием
используют материал инструмента (резец, сверло, фреза и др.)
и обрабатываемого изделия. При этом местом горячего спая
термопары является поверхность касания инструмента и изделия.
Метод естественной термопары в настоящее время широко
применяется для измерения температур в зоне реза при
исследовании различных процессов обработки металлов резанием.
При пробивке-вырубке одним электродом естественной
термопары может быть обрабатываемый материал, а другим —
пуансон.
В процессе работы пресса пуансон находится некоторое время
в контакте с обрабатываемым материалом. Если пуансон и
обрабатываемый металл соединить в замкнутую цепь, то в ходе
пробивки-вырубки на поверхности контакта пуансона с материалом
возникает множество естественных микротермопар. Для
характеристики процесса интерес представляет температура не в
отдельной точке, а средняя температура на поверхности контакта.
Метод естественной термопары, дающий осредненные значения
температуры в месте соприкосновения пуансона с материалом,
вполне пригоден для решения поставленной задачи.
Однако метод естественной термопары не нашел еще широкого
применения в исследованиях процессов обработки металлов
давлением.
Используя метод естественной термопары, Р. Диес [138]
определил значения температур в зоне разделения при пробивке-
вырубке некоторых материалов при постоянной скорости
деформирования D м/мин) в зависимости от качества обработки
поверхности пуансона и типа смазки. Так, например, максимальное
значение температуры в зоне разделения при пробивке дисков
толщиной 4 мм составляло: при пробивке латуни — 160° С,
нейзильбера — 315° С, стали марки 50—550° С. Кроме этого,
Диес показал характер изменения температуры в зоне разделения
при пробивке-вырубке латунного диска толщиной 4 мм при
изменении скорости от 2 до 4 ж в минуту..(фиг. 111).
175

с
\УГ^
о—«cd
Как следует из исследования Р. Диеса, вид обработки
поверхности пуансона (поперечное или продольное шлифование,
точение) и наличие той или иной смазки и ее отсутствие, не оказывают
существенного влияния на величину температуры в зоне
разделения.
Исследования температур, возникающих в зоне
деформирования, проводились в связи с изучением особенностей
автоматической штамповки на быстроходных прессах.
Для экспериментов был изготовлен специальный штамп.
Измерение температур методом естественной термопары
осуществлялось при полной электроизоляции
пуансона от матрицы, блока штампа
и обрабатываемой ленты от пресса.
Жесткий съемник и прокладки в
штампе были изготовлены из
электроизоляционного материала.
В качестве одного электрода
термопары служил пуансон,
изготовленный из быстрорежущей стали
Р18, вторым электродом служила
обрабатываемая лента из стали 08-ОМ.
Твердость пуансонов после
термообработки составляла HRC 60—62.
Матрицы изготовляли из
углеродистой инструментальной стали У8А,
их твердость после термообработки
была HRC 56—58.
В данных экспериментах диаметр матрицы имел один размер —
3 мм. Величину относительного зазора изменяли за счет
изготовления пуансонов разных диаметров. При этом относительный
зазор изменяли в пределах 3—57,6% при пробивке-вырубке лент
толщиной 0,5; 0,85; 1,0 и 1,2 мм. Эксперименты производили на
бесшатунном пресс-автомате с самоподачей материала усилием
1,0 т с приводом от токарного станка. Число ходов пресса
изменялось ступенчато и составляло в минуту 195; 315; 495 и 765.
При обработке лент указанной толщины начальная скорость
деформирования изменялась в диапазоне от 5,3 до 22,42 м в минуту
(табл. 14).
К пуансону и матрице припаивали медные экранированные
многожильные провода, вторые концы которых подключали
к клеммам осциллографа МПО-2.
При пробивке-вырубке пуансон входит в матрицу с зазором
и плотно'прижимает ленту к ее поверхности. Таким образом
осуществляются необходимый контакт пуансона с обрабатываемым
материалом и надежное замыкание электрической цепи. Для того
чтобы избежать электрических наводок, искажающих запись,
экраны проводов и корпус осциллографа заземляли. Запись
176
°С
с:
V00
е
С:
5:
0 1 2 3 м/мин
Скорость пуансона
Фиг. 111. Изменение
температуры в зоне разделения в
зависимости от скорости
деформирования (по Р. Диесу).

Таблица 14
Значения начальной скорости деформирования при пробивке-
вырубке лент разной толщины
Толщина ленты
в мм
0,5
0,85
1,0
1,2
Начальная скорость деформирования в м/мин при числе
ходов пресса в минуту
195
5,3
5,53
5,61
5,72
315
8,57
8,94
9,07
9,23
495
13,46
14,0
14,25
14,51
765
20,81
21,7
22,02
22,42
Примечание. Начальная скорость деформирования определялась
по формуле
Л теп
где п — число ходов пресса в минуту;
е — величина эксцентрицитета;
а — начальный угол кривошипа.
Глубина погружения пуансона в матрицу составляла 2 мм.
изменения величины т. э. д. с. производилась с помощью
вибратора VIII типа. На осциллограммы наносились отметки времени
частотой 10 гц. На фиг. 112 показана схема подключения
регистрирующей аппаратуры.
У вибратора VIII типа частота собственных колебаний в
воздухе 1200 гц, чему соответствует период колебаний 8-Ю"*4 сек.
Как показали исследования, период возникновения
максимального значения т. э. д. с. в момент начала разделения при 765
ходах пресса в минуту, при пробивке стальной ленты толщиной от
0,5 до 1,2 мм составляет от 25 • 10~4 до 28 • 10~4 сек. Следовательно,
период мгновенного нагревания участка термопары по меньшей
мере в 3,1—3,5 раза больше периода собственных колебаний
вибратора. Это дает возможность регистрировать процесс
нагревания и охлаждения горячего спая термопары без существенных
погрешностей даже при наибольшем числе ходов пресса.
Градуирование естественной термопары является
ответственным этапом работы, от достоверности которой зависит
правильность оценки полученных результатов. При градуировании
термопары учитывались рекомендации, изложенные в ряде
опубликованных работ [3], [22], [77], [101].
12 Михаленко 2006 177

Несоответствие химических составов, применяемых в
экспериментах и градуируемых термоэлектродов, может внести
заметные погрешности в результаты экспериментов.
По данным А. М. Даниеляна [22], погрешность из-за
различия в химическом составе обрабатываемого материала разных
плавок одной марки может составить 10—12%. Ввиду этого,
градуированию подвергались все профили использованных лент.
Градуирование показало, что практически величины т. э. д. с.
у лент стали 08-ОМ разных толщин совпадают.
Вторым электродом при
градуировании служил
пруток из стали Р18, из
которого были изготовлены
пуансоны.
При градуировании
естественной термопары (фиг.
113) в тигель с
расплавленным оловом погружали на
глубину 5—6 мм концы
термоэлектродов из сталей Р18
и 08-ОМ. Длина
термоэлектродов составляла 500 мм,
диаметр прутка из стали Р18
15 мм. Со стороны горячего
спая, на длине 130 мм,
заготовку термоэлектрода из
стали Р18 протачивали на
диаметр 4 мм. Уменьшение
сечения прутка ускоряет прогрев конца и препятствует
распространению тепла вдоль стержня.
В непосредственной близости к погруженным электродам,
на той же глубине, плотно прижатый ко дну защитной кварцевой
пробирки, помещали горячий спай эталонной платино-платино-
родиевой термопары.
Холодные спаи термоэлектродов присоединяли к клеммам
осциллографа при помощи экранированных проводов.
Ввиду сравнительно большой длины термоэлектродов,
холодные спаи (места пайки медных проводов) не прогревались и имели
температуру 20° С.
Градуирование осуществлялось при медленном охлаждении
олова. Для уменьшения скорости охлаждения тигель
накрывали асбестовыми пластинами. Отклонение луча записывалось
на пленку осциллографа через определенные интервалы
температур.
Температура нагрева спая, соответствующая записанной
т. э. д. с, выраженной величиной отклонения луча от
начального (нулевого) положения, фиксировалась эталонной платино-
178
Фиг. 112. Схема подключения
регистрирующей аппаратуры для записи температур
в зоне разделения:
/ — пуансон; 2 — матрица; 3 — осциллограф
МПО-2; 4 — отметчик времени П-104.

платйнородйевой термопарой, соединенной с отградуйрбЁйнным
на градусы Цельсия милливольтметром.
Расшифрованные данные неоднократных градуировок одной
и той же термопары заносили в таблицы. Средние арифметические
значения отклонений луча на пленке в миллиметрах по каждой
температуре служили исходными данными для построения гра-
дуировочного графика, который использовался впоследствии для
расшифровки осциллограмм записи т. э. д. с.
На фиг. 114 представлен градуи-
ровочный график естественной
термопары Р18—сталь 08-ОМ.
Погрешность данного метода
измерения температуры будет
представлять сумму следующих
погрешностей:
1) погрешность градуирования
термопары 1,5—2,2 %;
2) погрешность расшифровки
осциллограмм 0,3%.
Общая максимальная ошибка
±1,8—2,5% от измеряемой
температуры. Следовательно, абсолютная
погрешность измерения лежит в
пределах 3,6—5%.
Типовая осциллограмма записи
температуры в зоне разделения
показана на фиг. 115. Максимальная
температура возникает в момент
начала разделения 1; второй всплеск
2 — при обратном ходе пуансона в
период его выхода из ленты. В
нижней мертвой точке, когда скорость вертикального перемещения
пуансона равна нулю,— температура имеет наименьшее значение 3.
В ходе записи температуры в зоне разделения при автоматическом
режиме работы пресса на осциллограммах записывалось
несколько температурных всплесков.
По описанной выше методике было исследовано:
а) влияние быстроходности пресса, а следовательно, и
скорости деформирования на величину температуры в зоне
разделения;
б) влияние толщины обрабатываемой заготовки на величину
температуры в зоне разделения при различном числе ходов пресса,
т. е. при изменении скорости деформирования;
в) влияние зазора на величину температуры в зоне
разделения при различном значении скорости деформирования.
Результаты исследований после расшифровки и
соответствующей обработки более 500 осциллограмм приведены в табл. 15.
12* 179
Фиг. 113. Схема градуирования
естественной термопары Р18 —
сталь 08:
1 — тигель; 2 — осциллограф;
3 — пруток из стали Р18; 4
—лента из стали 08; 5 —
милливольтметр; 6 — контрольная термопара.

В результате обработки и анализа полученных данных можно
сделать следующие выводы:
1. Методом естественной термопары возможно получить осред-
ненные значения температуры в зоне деформирования при
пробивке-вырубке. При этом на
осциллограмме записи изменения
мм
200 300 400 500
Фиг. 114. Градуировочный
график естественной ¦
термопары Р18 —сталь 08-ОМ.
Фиг. 115. Типовая
осциллограмма записи температуры
в зоне разделения.
температуры в зоне деформирования удается фиксировать
изменение т. э. д. с. за период всего контакта пуансона с
обрабатываемым материалом.
Таблица 15
Значения максимальной температуры в зоне разделения в °С
Число ходов
пресса в минуту
195
315
495
765
Пр1
Толщина 0,85 мм
Зазор в мм (в %)
0,03 C,5)
340
365
410
430
0,06 G,1)
320
360
400
430
0,10 A1,8)
315
350
375
410
0,16 A8,8)
300
320
335
350
0,26 C0,1)
325
345
360
385
0,49 E7,6)
305
320
345
360
Толщина 1,0 мм
Зазор в мм (в %)
0,03 C)
350
390
425
460
0,06 F)
325
375
405
435
0,10 A0)
325
365
400
425
0,16 A6)
310
330
355
385
0,26 B6)
330
360
375
400
0,49 D9)
315
335
365
380
Толщина 1,2 мм
Зазор в мм (в %)
0,10 (8,3)
365
400
430
475
0,16 A3,3)
345
385
400
420
0,24 B0)
325
350
370
400
0,31 B6)
335
365
400
425
0,49 D1)
355
360
385
400
0,67 E6)
325
360
390
400
i м е ч а н и е. В скобках указана величина зазора в %.
180

2. Абсолютные значения температур на поверхности
пуансона значительно выше температур, установившихся в пуансоне
в ходе непрерывного автоматического процесса пробивки-вырубки.
°С\
400
320
240
160
80
04
2
"• -\
/
100 200
400
600 ход/мин
Фиг. 116. Значения установившейся
температуры пуансона 1 и температуры,
возникающей в момент начала разделения 2.
Пробивка-вырубка стали 08-ОМ толщиной
1,0 мм, зазор 10—11%.
450
400
350
300
250
Г
-J
-2
-1
о
200 400 600 ход/мин
Фиг. 117. Изменение максимальной
температуры в зоне разделения, в
зависимости от числа ходов пресса
в минуту и зазора.
Пробивка-вырубка ленты из стали 08-ОМ
толщиной 1,0 мм. Зазоры:
; - 16%; 2 - 10%; 3 - 3%.
установившейся в пуансоне,
влияние на условия работы
°с\
400
350
300
250,
9$
1,2'мм\
щ
*-**?
\
0,85
,5мм
¦
о
200
400 600 800 ход!мин
На фиг. 116 дано сравнение значений этих температур. При
одном и том же числе ходов пресса значения температур на
поверхности пуансона выше температуры
примерно в 5—7 раз. Решающее
пуансона оказывает
температура, возникающая на
его рабочей
поверхности.
3. С ростом числа
ходов пресса температура в
зоне разделения
непрерывно растет с убывающей
интенсивностью (фиг. 117).
4. Увеличение толщины
обрабатываемого
материала вызывает рост
температуры в момент начала
деформирования (фиг. 118).
5. Величина относительного зазора оказывает заметное влияние
на максимальные значения температуры в зоне разделения
(фиг. 119).
При пробивке-вырубке стальных лент толщиной от 0,85 до
1,2 мм снижение температуры отмечено при зазорах, равных
16—20%. Уменьшение относительного зазора увеличивает
сопротивление деформированию и силы трения, что способствует
росту температур в зоне разделения.
Фиг. 118. Изменение максимальной
температуры в зоне разделения, в зависимости от
числа ходов пресса в минуту при пробивке-
вырубке ленты из стали 08-ОМ толщиной
0,5; 0,85; 1,0; 1,2 мм. Зазор 18%.
181

Величина относительного зазора, соответствующая ЫШШ&ЯЬ*
ной температуре в зоне разделения с ростом скорости
деформирования (числа ходов пресса) остается неизменной (фиг. 119).
Оптимальным зазором по
значениям максимальной
температуры в зоне разделения
следует считать зазор 16—
20%.
400
300
_ч
V)
*--„
N_
4
3
2
1
а)
400
300
' I %[ I | II I I I I I I
i—| *7v,JSpH l I I I I \ \
10
20 30 40
Фиг. 119. Изменение максимальной
температуры в зоне разделения, в зависимости
от величины зазора г при
пробивке-вырубке ленты из стали 08-ОМ толщиной
1 мм (а) и 1,2 мм (б). Число ходов пресса
в минуту:
/— 195; 5-325; 5 — 495; 4 — 765.
Вывод формул для
определения температур в зоне
разделения
Выбор вида
функциональной зависимости. Вывод
эмпирических формул для
определения максимальной
температуры в зоне разделения
50 z>% в зависимости от начальной
скорости деформирования и
толщины обрабатываемого
материала при
пробивке-вырубке ленты из стали 08-ОМ
производится по результатам
ранее описанных
экспериментов.
В связи с тем, что особый
интерес представляет режим работы штампа при оптимальном
зазоре по величине максимальной температуры в зоне разделения
и режим работы штампа при значительно меньшем значении
зазора, вывод эмпирических формул произведен для условий
пробивки-вырубки при зазорах 18 и 10%.
В табл. 16 внесены значения максимальной температуры в зоне
разделения, полученные в результате экспериментов при
пробивке-вырубке с постоянными зазорами A8 и 10%) лент разной
толщины при различном ходе пресса.
Графики изменения максимальной температуры в зоне
разделения при пробивке-вырубке с зазорами 18 и 10%, в
зависимости от начальной скорости деформирования vd и толщины
материала, показаны на фиг. 120 и 121.
Как видно из графиков фиг. 120 и 121, изменение температуры
в зависимости от скорости деформирования происходит по
кривым, что затрудняет выбор вида эмпирической функции.
При пробивке-вырубке лент разной толщины при одном и том же
числе ходов пресса начальная скорость деформирования
изменяется. Для построения графика зависимости температуры в зоне
разделения от толщины материала (фиг. 120, б и 121, б) началь-
182

ные скорости деформирования берем постоянные, равные 5; 10;
15 и 20 м/мин, и соответствующие им значения температур из
графиков фиг. 120, а и 121, а.
°с
4-00
350
300
250^
1
2
3
L. 1,2мм.
— 1.0
и,5мм\
10
а)
15
20 V м/мин 0
•4-
3 \
1
0,5 1,0
б)
б мм
Фиг. 120. Изменение максимальной температуры в зависимости от скорости
деформирования (а) и толщины штампуемого материала (б). Зазор 18%.
число ходов пресса в минуту: / — 195; 2 — 315; 3 — 495; 4 — 765; б
деформирования в м/мин: 1 — 5; 2—10; 3 — 15; 4 — 20.
скорость
Чтобы определить вид формулы, отвечающей зависимости между
исследуемыми переменными, используем графики с равномерными
шкалами одного масштаба по обеим осям координат.
°с
400
350
300
250
S
*/
>
&
и*
2
->
^
р§
3
^
,*-*»—¦
л
1 !
/,2 мм
-1,0
-0,85
4,1
1ММ
О
10
15
20 V м/мин
6, мп
Фиг. 121. Изменение максимальной температуры в зависимости от скорости
деформирования (а) и толщины штампуемого материала (б). Зазор 10%.
а — число ходов пресса в минуту: 7 — 195; 2 — 315; 3 — 495; 4 — 765; б — скорость
деформирования в м/мин: 1 — 5; 2—10; 5—15; 4 — 20.
Таблица 16
Максимальные температуры в зоне разделения
Толщина

материала в мм
0,5
0,85
1,0
1,2
195
280
300
315
325
Температура в
315 | 495
Зазор 18%
305
325
340
320
340
355
350 370
°С при числе ходое
765
340
365
385
400
195
300
315
325
355
пресса в минуту
315 | 495
Зазор 10%
330
350;
365
390
360
380
400
420
765
385
410
425
450 |
183

На фиг. 122 и 123 показаны графики изменения максимальной
температуры в зоне разделения при зазорах 18 и 10% в
зависимости от начальной скорости деформирования и толщины
материала. Графики построены в равномерных шкалах, по осям
координат отложены значения логарифмов температур, скоростей и
Фиг. 122. Изменение максимальной температуры в зависимости от скорости дефор'
мирования (а) и толщины штампуемого материала (б). Зазор 18%.
толщины материала. В результате получили, в том и другом
случае, прямолинейную зависимость изменения температуры от
скорости и толщины материала.
Из графиков, приведенных на фиг. 120—123, следует, что
характер зависимости температуры в зоне разделения от скорости
гл i i i i i i i i 1 i 1 1 1 L_—i /
о,б о}д 1,о 1}г tgv -0,4-0,3-0,2 -o,i о *о,пдд
Фиг. 123. Изменение максимальной температуры в зависимости от скорости
деформирования (а) и толщины штампуемого материала (б). Зазор 10%.
деформирования и толщины обрабатываемого материала при
пробивке-вырубке стальной ленты с зазором 10% и 18% одинаков.
Графическая обработка опытных данных, включающих три
переменные, дает возможность выбрать вид эмпирической
формулы [128].
Известно, что среди многообразных видов уравнений с тремя
переменными только одна их группа, а именно — уравнения вида
Y = aX™Z» C3)
при положительных значениях коэффициента а и при любых
значениях показателей степени тип, дает при построении на
логарифмической сетке параллельные между собой прямые
линии как в семействе по X, так и в семействепо Z.
184

В нашем случае уравнение примет вид
/ = ai#6", C4)
где t — максимальная температура в зоне разделения °С;
vd — скорость в момент начала деформирования в м/мин\
б — толщина обрабатываемого материала в мм\
а — постоянный коэффициент;
m, n — показатели степени.
Значения /, ^ и 8 известны; величины а, т и п необходимо
определить для зазора 10 и 18%.
Определение неизвестных в формуле C4). Существует много
методов для определения коэффициентов уравнения, вид которого
известен. Наиболее надежным является метод наименьших
квадратов. Использование метода наименьших квадратов дает
возможность получить наиболее вероятные значения для неизвестных.
Преобразуем уравнение C4) в линейное путем
логарифмирования
lg t = lg a + m lg vd + n lg 6,
произведем замену переменных и постоянных
lg а = 6; lg vd = X; lg 5 = Y\ lg t = Z.
Тогда уравнение примет вид
Z = b + тХ + nY. C5)
По методу наименьших квадратов постоянные величины в
формуле C5) Ь9 т и п определяем на основании принципа Лежандра;
необходимо чтобы сумма квадратов разностей между значениями
искомой величины, вычисленными по найденной формуле, и
опытными значениями искомой величины была минимальной.
Для нашего случая это означает, что
i — к
2 [Zt - (b + mXt + nYt)\* - min,
где к — число опытов, в нашем случае 16;
Zh Xh Y? — значения переменных в i-м опыте.
Из условия экстремальности функции следует, что частные
производные ее по коэффициентам 6, т и п равны нулю, т. е.
¦§b2l[Zl-(b + mXl + nYt)]* =
1=1
i=K
= - 2 212/ - (* + mXi + nYi)\ - 0;
185

/=tf
д
i—/с
--22 \\Zt - (b + mXt + nY,)] Xt) --= 0;
1 = 1
i==K
dn
i=l
д %&,-$+mXt + nYt)]* =
1=1
=K.
= - 2 2 i & ~ Ф + mXi + "УМ у А = о.
t==l
После сокращения на —2 эти уравнения преобразуем в
систему нормальных уравнений
i — к i = K l = k
2 z, = 6fe + « 2 xt + n 2 y,- C6)
'2 ад = 6*2 xt + m*2 *? + « 2*ВД; C7)
t=l i=l i=\ i=\
t^ZiYl = 6*2 K, + m 'If^K, + n'f Ff. C8)
i=l ! /=1 i=l i=l
Чтобы решить эту систему уравнений, необходимо
предварительно вычислить X, Y, Z, X2, F2, ХУ, ZX и ZY для каждого
опыта, найти их суммы и подставить в уравнения.
После подстановки найденных величин в уравнения C6),
C7) и C8) получим систему уравнений с тремя неизвестными
166 + 16,7216 т— 1,1696л - 40,4427; |
16,72166 + 18,2583 т — 1,1904я - 42,3808; C9)
—1,16966 — 1,1904 т + 0,4074 п = —2,9024. J
Решив систему нормальных уравнений, с помощью
определителей найдем неизвестные постоянные
Ь = 2,3935, т = 0,139, п = 0,153, и далее b = lg a, lg а==
= 2,3935, отсюда а = 247,5.
Эмпирическая формула для определения температуры в зоне
разделения при пробивке-вырубке ленты из стали 08-ОМ с
относительным зазором 18% имеет вид
t = 247,5i#13960»163,
где vd—начальная скорость деформирования в м/мин\
б — толщина материала в мм.
Таким же способом получаем эмпирическую формулу для
определения температуры в зоне разделения при пробивке-вырубке
186

ленты из стали 08-ОМ с относительным зазором, равным
10%:
t = 244,7^'18260'152.
Для удобства пользования представим полученные формулы
в окончательном виде:
для относительного зазора, равного 10%,
^ = 246i^186°>15; D0) °СХ
для относительного
зазора, равного 18%,
f = 246t# 146°>15. D1) 500
Следовательно, по
формулам D0) и D1) при
пробивке-вырубке с
зазорами 10 и 18% широко
распространенных тонких
лент из стали 08-ОМ, без
проведения сложных
экспериментов, можно
определить максимальные
значения температуры в зоне
деформирования.
Проверка показывает,
что значения температур,
полученные в результате эксперимента, незначительно
отличаются от значений, подсчитанных по формулам D0) и D1).
Из изложенного выше следует, что температура в зоне
разделения является функцией скорости деформирования и
толщины деформируемого металла, т. е.
t= f(vd6). D2)
Из выражения D2) следует, что температура в зоне
разделения не зависит от периметра вырубаемой заготовки, что
подтверждается экспериментом (исследование выполнено Е. И. Деми-
денко и М. X. Лапидус).
Из графиков фиг. 124 видно, что для одной и той же толщины
обрабатываемого металла при различном диаметре вырубаемой
заготовки практически имеет место одна и та же температура
в зоне разделения.
2. СОПРОТИВЛЕНИЕ ДЕФОРМИРОВАНИЮ ПРИ ПРОБИВКЕ-ВЫРУБКЕ ,
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
Вопросу о влиянии скорости деформации на механические
свойства металлов при проведении испытаний на растяжение,
сжатие, кручение и ударную вязкость посвящено много иссле-
т
50 60vm/muh
Фиг. 124. Изменение температуры в зоне
разделения в зависимости от скорости
деформирования при пробивке-вырубке заготовок
различной толщины A; 1,5; 2;' 2,5 мм) и
диаметра (8; 12 и 16 мм).

дований [16], [21], [50], [102], [117]. Однако использовать их
результаты для характеристики некоторых процессов
холодной штамповки трудно ввиду сложности сопоставления
скоростей деформации. Один и тот же металл при комнатной
температуре оказывает различное сопротивление деформированию в
зависимости от скорости деформации.
Скоростной эффект можно объяснить, исходя из представления
о конкурирующих скоростях процессов упрочнения и
разупрочнения, одновременно протекающих в металлах при пластической
деформации и определяющих сопротивление деформированию
[102]. Это представление базируется на том, что в зависимости
от времени пластического деформирования возникающее
упрочнение в той или иной мере снимается разупрочнением.
Упрочнение металла и понижение его пластичности в процессе
деформирования обусловливается накоплением внутренней
энергии в металле в результате искажения пространственной
атомной решетки, блокирования плоскостей скольжения
мельчайшими обломками зерен и выпадения мелкодисперсных
фаз.
Разупрочнение металла и повышение его пластичности
связано с процессами рекристаллизации, диффузии и перемещения
атомов в новые положения, соответствующие минимуму
потенциальной энергии. При' холодной деформации процесс
упрочнения происходит с большей скоростью, чем процесс
разупрочнения.
В конечном счете процессу деформации, совершаемому с
большей скоростью, соответствует более упрочненное
состояние металла, чем процессу с меньшей скоростью, т. е.
сопротивление деформации тем больше, чем выше скорость
деформации.
Рассмотрение экспериментальных данных о влиянии скорости
на сопротивление деформации технически чистых металлов,
сталей и сплавов при комнатной температуре приводит к следующим
выводам [102]:
1. Увеличение скорости деформирования во всех случаях
сопровождается увеличением сопротивления деформации.
2. Скоростная зависимость сопротивления деформации
более заметно выражена у легкоплавких металлов, чем у
тугоплавких.
3. У тугоплавких металлов влияние скорости сказывается
сильнее в начальной области диаграммы деформации.
4. У легкоплавких металлов влияние скорости выражено тем
сильнее, чем больше степень деформации.
5. Влияние скорости для сплавов сказывается в меньшей мере,
чем для чистых металлов, и уменьшается с увеличением
легирующих элементов.
6. Зависимость сопротивления деформации от скорости, по
188

данным Бринкмана и Деитлера, для меди и стали выражается
формулой
a = a0 + A1lg^-, D3)
где а и а0 — напряжения, соответствующие скоростям
деформации w и w0\
Ах — константа.
Особый интерес представляют результаты исследований,
которые проводились при выполнении операций листовой
холодной штамповки.
Влияние скорости деформации, под которой понимают
величину относительной деформации в единицу времени, т. е. w =
= -7Т-, на сопротивление деформации в зоне температур
холодного деформирования невелико.
Количественное влияние скорости на сопротивление
деформирования для случая среза (вырубки) может быть определено по
следующей формуле [69 ]:
1
f W \ $v
gp'-=-~gpo{-^J -~~-apoav> D4)
где ар — удельное сопротивление разделению при вырубке при
скорости w,
ар0 — удельное сопротивление разделению при вырубке при
скорости w0;
РР - 101/0,;
здесь ов — истинное напряжение, соответствующее моменту
появления шейки при малых скоростях.
1
Множитель av=( — j v, имеющий значение больше
единицы, является так называемым скоростным коэффициентом.
По данным С. И. Губкина [16] для скорости перемещения
инструмента от 0,1 до 0,25.м/сек.а= 1,10, а для скорости от 0,25
до 0,75 м/сек а = 1,15 (что соответствует работе на быстроходных
прессах).
Следовательно, по приведенным данным, повышение скорости
деформирования довольно-таки в широких пределах будет
увеличивать сопротивление вырубке не более чем на 5%.
Для практических целей большой интерес представляют
экспериментальные данные о влиянии скорости деформирования на
усилие и работу резки при вырубке и пробивке. К сожалению,
в литературе по данному вопросу приводятся в основном
отдельные наблюдения и замечания. Так, Б. П. Звороно [35] в своей
работе отмечает, что изменение скорости деформирования в
начале резки в пределах от 30 до 350 мм/сек не влияет на усилие
резки,
т

А. Я. Фрейдлин [116], сравнивая полученные значения
сопротивления деформированию с данными В. Д. Головлева,
отмечает, что изменение скорости с 0,3—0,7 до 100 мм/сек не
вызывает роста усилия. В то же время А. Я. Фрейдлин подчеркивает,
что имеются высказывания (Мэкельт, 1954 г.) о том, что при
скоростях резки выше 80 мм/сек наблюдается понижение
сопротивления резке.
П. Д. Чудаков [121 ] не обнаружил изменения усилия
деформирования при изменении скорости в пределах от 50 до 250 мм/сек.
В опытах Келлера [139] над пробивкой листовой стали
с ав = 36-f-40 кГ/мм2, толщиной от 2 до 10 мм, изменение
скорости деформирования от 60 до 120 мм/сек на результатах опытов
не сказывалось.
По данным иностранных фирм, производящих быстроходные
прессы с числом ходов в минуту 800—1200, штамповка на таких
прессах сопровождается понижением сопротивления резке.
Наряду с приведенными высказываниями и замечаниями
имеются, однако, и высказывания противоположного
характера.
В опытах Виллиса [140], проводившихся в Шеффильдском
университете, при пробивке отверстия диаметром 25,4 мм в
листовой мягкой стали, без зазора между матрицей и пуансоном,
скорость деформирования изменялась ступенями в пределах
0,18—144 мм/сек', при этом отмечалось возрастание усилия
вырубки с ростом скорости деформирования.
М. Е. Зубцов [36] приводит следующие данные о влиянии
скорости деформирования на сопротивление вырубке. При работе
на кривошипном прессе с числом ходов ползуна п до 140 в
минуту при скорости деформирования vd = 180 мм/сек
сопротивление вырубке возрастает на 6—9% по сравнению с сопротивлением
вырубке на испытательных машинах. При работе на
быстроходных штамповочных автоматах при п = 300 ход/мин и vd =
= 500 мм/сек сопротивление вырубке возрастает на 10—12%,
при п = 300 —600 ход/мин и vd —.500—750 мм/сек сопротивление
вырубке возрастает на 12—15%. Однако, отмечает М. Е.
Зубцов, точных и систематизированных данных по этому вопросу нет.
Такая противоречивость приведенных данных объясняется,
по-видимому, неидентичностью условий экспериментов,
проводимых различными авторами, и сложностью явлений,
протекающих при деформации металла.
Были проведены специальные эксперименты для
установления влияния зазора и скорости деформирования на усилие и
работу резки [69], [70].
Исследование проводилось на штампе, предназначенном для
вырубки прямоугольной пластины размером 24 х 23 мм, из
холоднокатаной ленты (сталь 08) толщиной 1,5 мм. На штампе
путем последовательной замены сменных пуансонов можно было
190

получить три ступени двухстороннего зазора: 8, 17 и 30% от
толщины вырубаемого материала.
Опыты проводились на кривошипном прессе усилием 9 т.
Была принята следующая последовательность проведения
опытов. Сначала производилась вырубка с регистрацией усилий при
величине зазора в 8% при 120 ход/мин, затем при 360 ход/мин,
что достигалось путем смены шестерни на валу электродвигателя.
Таким же образом проводилась регистрация усилий при
вырубке с двумя другими ступенями зазора. Следовательно, в
данном случае число ходов пресса увеличивалось в 3 раза, при этом
скорость деформирования изменялась с 88 до 250 мм/сек,
-220v _
= 220*
Фиг. 125. Схема установки для регистрации усилия при вырубке:
J — пуансон с проволочными тензодатчиками; 2 — приспособление для
включения движения ленты осциллографа; 3 — балочка с тензодатчиками
для регистрации перемещения пуансона; 4 — коммутатор; 5 — усилитель;
6 — шлейфовый осциллограф.
Регистрация усилий вырубки и перемещений инструмента
производилась методом тензометрирования с помощью
проволочных датчиков сопротивления.
Для автоматической записи показаний датчиков в данном
случае применяли девятишлейфовый осциллограф фирмы ГДР «Си-
менс-Гальске», Применялась съемка на рулонную фотобумагу
с помощью барабанной камеры. Съемка на барабанную камеру
более экономична в смысле расхода фотобумаги, и кроме того,
барабанная камера допускает большие скорости развертки.
Для измерения усилий вырубки четыре датчика наклеивали
на пуансон и соединяли в схему моста Уитстона. Применявшиеся
для регистрации усилий датчики имели базы 10 мм и омическое
сопротивление 100 ом. Схема расположения датчиков
представлена на фиг. 125.
Мостовая схема датчиков питалась постоянным током.
Напряжение разбаланса мостовой схемы датчиков, возникавшее от
воздействия усилий вырубки, подавалось на усилитель, и после
усиления — на шлейф осциллографа.
Для усиления напряжения, снимаемого с мостовой схемы
датчиков, при измерении усилий вырубки применялся усилитель
191

переменного тока с низкой частотой пропускания, который
питался от сухих батарей напряжением 250 в для анодных цепей и
напряжением 6 в для накала ламп. Для регистрации усилий
вырубки применялся шлейф TIV.
Масштаб регистрируемых усилий определяли посредством
вдавливания пуансоном (с наклеенными на него тензодатчиками)
стального шарика диаметром 10 мм в стальную пластинку
определенной твердости. Деформация пуансона во время вдавливания
шарика регистрировалась с помощью осциллографа. По диаметру
Фиг. 126. Типовая осциллограмма усилия вырубки при зазоре 8%:
/ — кривая изменения усилия; 2 — кривая, характеризующая перемещение ползуна;
3 — масштаб времени.
отпечатка и известной твердости пластинки определяли величину
усилия вдавливания. По известному усилию вдавливания и
отклонению луча на осциллограмме можно определить масштаб
регистрируемых усилий.
Для регистрации перемещения пуансона во время вырубки
применяли консольную балочку 3 (см. фиг. 125) из пружинной
стали. На балочку были также наклеены четыре «мощных»
датчика, подключенных к мостовой схеме. Применение «мощных»
датчиков позволяет производить осциллографирование без
усилителя. Масштаб регистрации перемещений определяли по
прогибу пружины и соответствующему ему перемещению луча.
При осциллографировании на рулонную фотобумагу, для
приведения в действие лентопротяжного механизма, применяли
контрольное устройство, которое включало протягивание ленты
только во время рабочего хода пресса.
Типовая осциллограмма, записанная при вырубке, приведена
на фиг. 126, где кривая 1 характеризует изменение усилия в про-
192

цессе вырубки. Резкое падение усилия за максимумом
соответствует на кривой явлению скалывания, когда процесс
пластического деформирования уже закончен. Кривая 2 характеризует
перемещение ползуна (балочки) с датчиками. Наличие скачка на
этой кривой также объясняется началом скалывания и указывает
на снятие упругой деформации со станины пресса. Вслед за про-,
цессом скалывания следует проталкивание детали и затем
возвращение пуансона в исходное положение. Для определения
времени протекания процесса вырубки делалась отметка масштаба
времени при помощи зуммера, частота колебаний которого
составляла 500 пер/сек.
На фиг. 127 показаны
типовые осциллограммы,
записанные при вырубке с одной
и той же величиной зазора
(г = 30%), но при
различном числе ходов. Кривая /
записана при 120 ход!мин,
кривая 2 —при 360 ход!мин.
В первом случае скорость
деформирования составляла
115 мм! сек, во втором —
250 мм/сек. Сопоставляя
кривые, видим некоторое
влияние скорости деформирования
на усилие вырубки.
Результаты, полученные
после обработки записанных
осциллограмм, приведены в табл. 17, из которой видно, что
максимальное усилие вырубки при трехкратном увеличении числа
двойных ходов пресса возрастает на 8—15%, в зависимости от
величины зазора.
Таблица 17
Максимальное усилие, работа резки и расход мощности при вырубке
с различными зазорами при разных числах двойных ходов пресса
Фиг. 127. Типовые осциллограммы усилия
вырубки при зазоре, равном 30%.
Число
ходов
пресса
в минуту
120
360
120
360
120
360
Зазор z
в % от
толщины
материала
8,0
8,0
17,0
17,0
30,0
30,0

Максимальное
усилие
вырубки
Ртах в кг\
5508
5940
3910
4485
5106
5508
Приращение
усилия дР
в кГ
432
575
402
в %
7,8
14,7
7,9
Работа
резки А
в кГм
3,93
4,58
2,86
3,60
4,93
5,17
Приращение
работы А А
в кГм
0,65
0,74
0,24
в %
16,54
25,87
4,87
Расход
мощности
N
в кГм/сек
231,2
763,3
178,5
514,3
379,2
862,4
13 Михаленко 2006
193

бр
кГ/ммг
%16
^ 14
Ǥ
3 12
§ 10
5с
Дальнейшие эксперименты * по установлению влияния
скорости деформирования на сопротивление разделению при
вырубке-пробивке проводились по описанной методике на прессе
усилием 9 т, оснащенном вариатором, позволяющим ступенчато
изменять число ходов пресса в минуту: 100; 200; 300 и 400. Пятую
ступень получали путем опускания пуансона в рабочее окно
матрицы. Она соответствовала 560 ход/мин. При этом скорость
деформирования соответственно
составляла: 125; 250; 375; 500
и 725 мм/сек.
В качестве материалов для
опытов были взяты:
сталь 65Г толщиной 1 мм;
сталь Э11 толщиной 1 мм; сталь
08-ОМ толщиной 1,5 мм; латунь
Л62 толщиной 1,5 мм;
алюминий АМцАМ толщиной 1,5 мм.
На экспериментальном
штампе производилась вырубка
круглым пуансоном заготовки
диаметром 20 мм. Величина
двухстороннего зазора при вырубке
из ленты толщиной 1,0 мм
составляла 20%, а для лент
толщиной 1,5 мм — 13%.
Результаты проведенных
экспериментов представлены в
виде графиков, показанных на
фиг. 128.
Рассматривая графические
зависимости (фиг. 128), можно
отметить несомненный рост
удельного сопротивления разде-
5
-о
200
400 600 мм/сек
100 2V0 300 400 ход/мин
Фиг. 128. Зависимость удельного
сопротивления разделению от скорости
деформирования при вырубке
заготовки диаметром 20 мм:
1 — алюминий АМцАМ, толщина 1,5 мм,
зазор 13%; 2—латунь Л62, толщина 1,5 мм,
зазор 13%; 3 — сталь 08-ОМ, толщина
1,0 мм, зазор 20%; 4 — сталь Э11, толщина
1,0 мм, зазор 20%.
лению с увеличением скорости^ деформирования в исследованном
диапазоне. Увеличение сопротивления разделению для указанных
материалов с ростом скорости деформирования от 125 до 725 мм/сек
характеризуется следующими цифрами: для стали 65Г — на
8%, для стали Э11 —на 9%, для стали 08-ОМ — на 10%,^для
латуни Л62 — на 12,5%, для алюминия АМцАМ — на 71%.
Анализируя полученные результаты, можно заметить, что
относительный рост удельного сопротивления разделению тем выше,
чем пластичнее штампуемый материал и чем меньше абсолютная
величина сопротивления разделению. У пластичных материалов
имеется большая возможность для упрочнения в зоне разделения,
1 Данное исследование проводилось Ф. П. Михаленко совместно с В. Е.
Слуцким и Г. Д. Радзинским в лаборатории кафедры «Машины и технология обработки
металлов давлением» ГПИ им. А. А. Жданова.
194

что, естественно, должно сопровождаться более интенсивным
ростом сопротивления разделению.
Говоря о влиянии скорости деформирования на усилие
вырубки, нужно иметь в виду, что часть усилия вырубки,
обусловливаемая сопротивлением металла пластическим
деформациям с увеличением скорости деформирования увеличивается,
что связано с повышением предела текучести и предела
прочности. Наряду с этим, с повышением скорости деформирования
уменьшается коэффициент трения, а следовательно, и сила трения.
Таким образом, усилие вырубки при увеличении скорости
деформирования следует рассматривать, как результат двух
противоположно изменяющихся величин.
В Институте автоматики и механики Академии наук
Латвийской ССР также проводились опыты по установлению влияния
скорости деформирования на усилие пробивки-вырубки [27].
Опыты проводились на бесшатунном быстроходном
прессе-автомате усилием 1 т с самоподачей штампуемого материала. Число
ходов пресса изменялось ступенчато и составляло в минуту: 195;
495; 1230; 1920 и 3000. При погружении пуансона в матрицу на
2 мм и величине эксцентрицитета 2,5 мм этим числам ходов
соответствовали следующие скорости движения пуансона в момент
начала деформирования: 90; 240; 520; 920 и 1140 мм/сек.
Для проведения экспериментов был изготовлен вырубной
штамп со сменными матрицами. Размеры пуансонов и матриц
подбирались таким образом, чтобы можно было оценить влияние
зазора на усилие пробивки-вырубки. Зазор изменялся за счет
изменения диаметра матрицы. Диаметр пуансона составлял
3,45 мм.
В качестве обрабатываемых материалов использовали: ленту
из стали 08-ОМ, ленту из латуни Л62М и полосу их алюминия
АМцП. Во всех случаях толщина материала составляла 1 мм.
Измерение усилий пробивки-вырубки производилось также
методом тензометрирования с помощью проволочных датчиков
сопротивления.
На фиг. 129 приведены графики, иллюстрирующие влияние
числа ходов пресса на усилие пробивки-вырубки. Из графиков
видно, что изменение числа ходов пресса с 195 до 3000 в минуту,
что соответствует изменению скорости деформирования от 0,09
до 1,44 м/сек, не вызывает заметного роста усилия пробивки-
вырубки. Оно увеличивается при пробивке-вырубке стали
марки 08-ОМ на 4%. При пробивке-вырубке латуни Л62 и
алюминия АМцП роста усилия деформирования не обнаружено.
При сопоставлении приведенных данных (см. 128 и 129)
необходимо иметь в виду, что условия проведения
экспериментов в них были не идентичны. Кроме этого, в одном
исследовании диаметр вырубаемого диска составлял 20 мм, а в
другом [27] 3,45 мм, что безусловно оказывает влияние на удельное
13* 195

сопротивление разделению и характер процесса разделения [71 ].
На фиг. 130 представлены результаты экспериментов по
пробивке отверстий в ленте из бронзы Бр. ОФ 6, 5-015 толщиной
0,29 мм при различной степени притупления режущих кромок
пуансона. На фигуре видно, что с уменьшением диаметра
пробиваемого отверстия удельное сопротивление разделению
уменьшается в связи с изменением условий деформирования.
Описанные выше эксперименты по установлению влияния
скорости деформирования на удельное сопротивление разделению
проводились при наличии острозаточенных кромок матрицы и
пуансона. Однако реальный процесс пробивки-вырубки неиз-
кг
5J 600
•5
^400
§ 200
0 400 800 1200 1500 2000 2400 ход/мин.
Фиг. 129. Изменение усилий пробивки-вырубки
в зависимости от числа ходов пресса. Зазор 19%.
Толщина лент 1,0 мм.
1 —сталь 08-ОМ; 2—латунь Л62М; 3 —алюминий АМцП.
бежно сопровождается износом рабочих частей инструмента и
притуплением его режущих кромок, что оказывает влияние на
удельное сопротивление разделению. Поэтому при учете влияния
скорости деформирования на удельное сопротивление разделению
необходимо учитывать состояние режущих кромок инструмента.
Для выяснения влияния притупления режущих кромок на
удельное сопротивление разделению было проведено исследование
[71 ], в котором в качестве основного критерия для оценки этого
влияния было принято отношение радиуса притупления гпр к
толщине штампуемого материала б при определенном, правильно
выбранном зазоре z.
На фиг. 131 представлены кривые зависимости удельного
сопротивления разделению ар при пробивке от величины
отношения ^-, построенные по средним данным для пуансонов
диаметром 3—10 мм. Максимальное значение о наблюдается для всех
исследованных металлов, за исключением титана ВТ-1Д, при
отношениях-у = 0,6 -7-0,8. При этом наибольшее увеличение ор
составляет: для меди 6,1%; для дуралюмина 4,1%; для латуни
7,1%; для бронзы 4,7%; для биметалла 6,2% для
трансформаторного железа 4,2% и для титана 6,8%.
<
^
<
>—
>~
•о-
"
>—
}
/
-о
-4-
2
3
1
(
-4
—--Л
т
196

На основании приведенных данных можно считать, что
максимальное значение коэффициента, учитывающего влияние
притупления на усилие пробивки-вырубки (Кпр), при сочетании
затупленный пуансон — острая матрица, может быть принято
равным 1,04—1,07.
Анализ зависимостей ^р
удельного сопротивления Ф$\
разделению от притупления 7^'
режущих кромок при
сочетании притуплённый пуансон—
притуплённая матрица [72]
при пробивке некоторых ме-
60
/<Г/мм2
*8
У
ь
А
г
'/
¦А
\
А
л
\
\
\
V
\
А
V
3
\
\
-*-
46
U
42
40 0,4 0,8 12 1,6 2,0 ~Ы
6
Фиг. 130. Зависимость
удельного сопротивления
разделению вр от величины
отношения -~? при пробивке ленты
из бронзы Бр. ОФ 6,5.-0,15
для пуансонов диаметром:
/ — Ю мм-, 2 — 6,5 мм\
5 — 4,5 мм.
50
40
30
1^
L **
г
р
Л
т
и
^
'
^х
у-о—.
L
р
N
KW
6
ч
к
*-<
"¦--.
и
$
Рэ
л
d
^7
0}8 1,6 2,4
3,0 !п&
б
Фиг. 131. Зависимость удельного
сопротивления разделению от величины
отношения ~- (средние данные) при
пробивке ленты из:
/ — меди толщиной 0,47 мм; 2 — дуралю-
мина толщиной 0,21 мм; 3 — латуни Л62
(нагартованная) толщиной 0,28 мм',
4 — бронзы Бр. ОФ 6,5-0,15 толщиной
0,29 мм; 5 — биметалла толщиной 0,4 мм;
6 — трансформаторного железа толщиной
0,36 мм; 7 — титан ВТ-1Д толщиной
0,17 мм.
таллов (фиг. 132) показывает, что максимальное значение ар для
исследованных металлов наблюдается при отношениях ^ от
0,6 для стали Юкп (фиг. 132, а) до 1,3 для бронзы Бр. ОФ 6,5-0,15.
При этом наибольшее увеличение ар по сравнению со значением
для острозаточенных кромок зависит от степени притупления мат-
^ЫпоИ составляет: при радиусе притупления матрицы rw =
- 0,08 лл для стали 7,8%, для латуни 8,8%, для бронзы 13%,
для трансформаторного железа 10%, для меди 8,3%; при радиусе
197

притупления матрицы гм = 0,05 мм для стали 5,8%, для латуни
7,3%, для бронзы 10,8%, для трансформаторного железа 7,2%,
для меди 7,0%.
Из приведенных данных следует, что при учете влияния
притупления на усилие вырубки-пробивки необходимо иметь в виду
состояние режущих кромок и пуансона и матрицы.
Максимальное значение коэффициента Кпр, учитывающего влияние
притупления на усилие вырубки-пробивки, для данного сочетания
кГ/ммг
40
39
38
31
36
35
/о
¦^о
/"
0s
/
-Z
kF/mm2
51
56
55
5k
53
52
51
}
я
/
/
ж
А
/
f
i
/
f
s~
*Ч
S.
**•*«
-2
/
ОЛ 0,4
ОЛ
ОЛ
*)
1,0 !пР_ 0}4
ОЛ ОЛ
1.0
9
и f
Фиг. 132. Зависимость удельного сопротивления разделению ар от величины
отношения -~ при вырубке ленты из:
а — стали Юкп толщиной 0,88 мм (а) и трансформаторного железа толщиной 0,36 мм (б);
/ _ для пуансонов диаметром 10 мм, гм — 0,05 мм', 2 -— для пуансона диаметром 10 мм,
0,08 мм.
может быть принято равным 1,08—1,13, в то время как для
сочетания острая матрица — притуплённый пуансон Кпр = 1,04-т-
-1,07.
Следовательно, с увеличением радиуса притупления матрицы
при одной и той же величине притупления пуансона удельное
сопротивление вырубке-пробивке несколько возрастает (фиг. 132).
Для объяснения данного факта необходимо рассмотреть механизм
резки в штампах. Механизм резки инструментом с острыми
режущими кромками подробно рассмотрен В. И. Залесским и
В. В. Губаревым [32], которые установили, что при резке
наблюдается сложная картина деформирования, которая, может быть
расчленена на более простые виды (фиг. 133). Такими видами
деформации являются: деформация искривления (фиг. 133, б),
деформация смятия (фиг. 133, в), деформация утяжки (фиг. 133, г,
место //), деформация продавливания (фиг. 133, г, место IV),
деформация разрушения (фиг. 133, 3, место III).
В. И. Залесский и В. В. Губарев разделяют сложные
деформации металла в процессе резки на два этапа. На первом этапе из-
198

Пуансон
Матрица [Р^
а)
меняется геометрия разрезаемого металла; он завершается к
моменту появления первых опережающих трещин. Характерной
особенностью деформации первого этапа является пластическая
деформация деформируемого металла.
Второй этап начинается с момента появления первых
скалывающих трещин, берущих начало от режущих кромок
инструмента, и заканчивается полным отделением вырубаемой заготовки.
При вырубке-пробивке
инструментом с притуплёнными режущими
кромками качественная картина процесса
разделения металла будет такой же,
как и при острых кромках, однако
соотношение между приведенными видами
деформации количественно отличается.
При этом первый этап деформации
увеличивается, а второй уменьшается,
что связано с уменьшением
концентрации напряжений на режущих кромках
матрицы и пуансона, а это, в свою
очередь, и приводит у запаздыванию
момента разделения деформируемого
металла. В связи с этим металл в зоне
разделения упрочняется более интенсивно,
что вызывает рост удельного
сопротивления разделению при
вырубке-пробивке.
Таким образом, с увеличением
радиуса притупления матрицы удельное
сопротивление разделению должно
возрастать, что и подтверждается
экспериментом.
Увеличение удельного
сопротивления разделению ор с возрастанием
отношения г-~ до определенного значения связано с тем, что по
мере затупления пуансона уменьшается концентрация
напряжений на его режущих кромках. Это приводит к тому, что
скалывающие трещины со стороны пуансона появляются позже,
чем при острых кромках пуансона. При острых кромках у матрицы
и пуансона скалывающие трещины, идущие от матрицы и
пуансона, возникают почти одновременно, что соответствует
минимальному значению удельного сопротивления разделению. При
наличии же у пуансона притуплённой кромки скалывающие
трещины возникают неодновременно, что и приводит к росту
удельного сопротивления разделению.
Резкий спад удельного сопротивления разделению при
достижении указанных величин отношения ^ объясняется тем, что
199
Фиг. 133. [Вид деформации
при резке:
Р — наибольшее усилие резки;
Р — усилие трения.

в этом случае основную роль в сопротивлении металла пробивке
играет изгиб металла. Скалывающие трещины со стороны
пуансона не появляются. В результате разрушение металла
происходит не путем среза, а продавливанием.
В целях проверки экспериментальных данных о влиянии
притупления режущих кромок на удельное сопротивление
разделению, полученных при статическом нагружении на винтовом прессе,
проведено производственное испытание вырубного инструмента
при изготовлении детали массового производства.
Инструмент испытывали
на кривошипном прессе
усилием 25 т на заводе «Труд».
При этом была принята
следующая последовательность
проведения экспериментов.
Сначала производилась
вырубка с регистрацией
потребных усилий на штампе с
острыми режущими
кромками, т. е. непосредственно
после переточки рабочих
частей штампа, а затем после
50 000 ударов штампа, когда
вырубаемые детали имели
ощутимый заусенец, а
рабочие детали штампа
нуждались в переточке.
Максимальная величина заусенца
на вырубленных деталях
составляла 0,15 — 0,18 мм, что 'соответствует отношению ~ =
= 0,5; отсюда гпр = 0,3 мм. Усилия вырубки и перемещения
инструмента регистрировали методом тензометрирования с
помощью проволочных датчиков омического сопротивления по
методике, ранее применявшейся при исследовании влияния
скорости деформирования на усилие вырубки и работу резки [69].
Обработка осциллограмм (фиг. 134) показала, что притупление
кромок у матрицы и пуансона приводит к некоторому
увеличению усилия вырубки и работы резки. Так, если максимальное
усилие вырубки на штампе с острыми режущими кромками
составляло 1825 /сГ, а работа резки равнялась 0,663 кГм, то при
штамповке с притуплёнными режущими кромками указанные
величины соответственно составляли 1950 кГ и 0,715 кГм, т. е.
максимальное усилие вырубки увеличилось на 6,85%, а работа
резки возросла на 8,85%. При наличии притуплённых кромок
процесс резки протекает менее благоприятно как в начале
процесса вырубки, так и в конце его. Если при вырубке с острыми
200
а) Ю
Фиг. 134. Типовые осциллограммы усилия
вырубки латуни Л62 толщиной 0,6 Мм
с различным состоянием режущих
кромок вырубного инструмента:
а — острые режущие кромки; б —
притуплённые режущие кромки после 50 000 ударов
шатмпа; 1 — изменение усилия; 2 —
перемещение ползуна; 3 — масштаб времени.

режущими кромками кривая, характеризующая перемещение
пуансона (балочки), имеет явно выраженный скачок, что
указывает на завершение процесса пластического деформирования и
начало процесса скалывания, а также связано со снятием
упругой деформации со станины пресса, то при вырубке с
затупленными режущими кромками кривая перемещения пуансона
в процессе вырубки имеет иной характер.
В начальный момент процесса вырубки происходит изгиб
заготовки (от точки / до точки 77) под действием приложенных
усилий, но непосредственного соприкосновения режущих кромок
с лентой нет в связи с притуплением (фиг. 134). Эта стадия
процесса вырубки кратковременна и протекает в данном случае за
0,004 сек.
В результате изгиба ленты поверхность соприкосновения ее
с инструментом уменьшается, что приводит к смятию ленты вблизи
режущих кромок, а следовательно, и к непосредственному
соприкосновению режущих кромок с лентой. С этого момента
(точка //) и начинается непрерывный рост усилия до момента
окончания процесса пластического деформирования (точка III).
Отсутствие явно выраженного скачка на кривой перемещений
указывает на то, что в данном случае происходит плавный переход
от стадии пластического деформирования к скалыванию.
Увеличение работы резки при штамповке-вырубке с
притуплёнными кромками связано с ростом деформации продавливания,
которая дает чистую блестящую поверхность отделения (так
называемый блестящий поясок).
Таким образом, результаты осциллографирования процесса
вырубки инструментом с острыми и притуплёнными режущими
кромками в реальных условиях подтверждают данные,
полученные при статическом нагружении с использованием
динамометров для замера усилий вырубки-пробивки.
Результаты описанных экспериментов по установлению
влияния скорости деформирования на удельное сопротивление
разделению при вырубке-пробивке позволяют сделать вывод о том,
что многократное повышение числа двойных ходов пресса в
минуту сопровождается некоторым ростом как усилия, потребного
для вырубки-пробивки, так и работы при резке, что необходимо
учитывать при выборе пресса для штамповки. Однако это не
является препятствием для внедрения автоматической штамповки
на быстроходных прессах с технологической точки зрения.
Процесс вырубки-пробивки сопровождается притуплением
режущих кромок рабочих частей штампа, что влечет за собой
увеличение удельного сопротивления разделению: при сочетании
притуплённый пуансон — острая матрица на 4—7%, при
сочетании притуплённый пуансон — притуплённая матрица на 8—
13%, что также необходимо учитывать при выборе пресса для
штамповки.
201

3. КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТИ РАЗДЕЛЕНИЯ И УПРОЧНЕНИЕ
В ЗОНЕ РАЗДЕЛЕНИЯ ПРИ ПРОБИВКЕ-ВЫРУБКЕ
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
При пробивке-вырубке образуется неровная поверхность
разделения металла, которая состоит из блестящего пояска (зона
среза) и шероховатой части (зона скалывания), расположенной
к блестящему пояску под определенным углом скола. Кроме того,
разделительные операции холодной штамповки сопровождаются
упрочнением (наклепом) материала в очаге деформирования.
В результате наклепа деформированного слоя повышается
твердость металла, возникают микротрещины, изменяется
микроструктура слоя.
Неровности и дефекты на
поверхности разделения недопустимы
при изготовлении точных деталей.
Изучению влияния скорости
деформирования на упрочнение в
зоне разделения и качество
поверхности разделения при
пробивке-вырубке посвящено мало
работ.
Р. Тилслей и Ф. Хоуэрд [141]
отмечают, что несмотря на то, что
л»,, не п ^ « созданы прессы, имеющие до 1000
Фиг. 135. Пробивка стальной плиты м ^ ' ^ м
пуансоном с остро заточенными Х°Д°В в минуту И выше, влияние
кромками по данным Зинера. скорости на процесс вырубки пока
не исследовано, а провести
аналогию с процессом растяжения, сжатия и кручения нельзя.
Касаясь вопроса о влиянии скорости деформирования на качество
поверхности разделения, они ссылаются на работы
Зинера A948 г.), который показал разницу между «статической» и
динамической нагрузкой при пробивке (фиг. 135). При
«статической» пробивке происходит общая пластическая деформация
металла, находящегося под пуансоном, эта деформация
характеризуется значительным пластическим течением металла, что
подтверждается наличием выпуклости снизу (верхний снимок), при
этом отделяемый полуфабрикат повреждается. При
динамической пробивке деформация сосредоточивается на малой площади,
и полуфабрикат получается лучшего качества (снимок внизу).
Разница в характере разрушения объясняется тепловым эффектом
скорости деформирования и структурными превращениями в зоне
разделения [142].
Фирма Лемпко (США), рекламируя быстроходные прессы,
сообщает, что при штамповке на таких прессах поверхность
разделения у вырубленных деталей улучшается.
Изучению влияния скорости деформирования на величину
наклепанного слоя при операциях вырубки посвящена работа
202

Г. И. Погодина-Алексеева и С. В. Журавлева [87]. Специально
поставленными экспериментами было установлено (табл. 18),
что с увеличением скорости деформирования глубина
проникновения наклепанного слоя уменьшается как для стали, так и для
алюминия при всех исследованных зазорах. Из табл. 18 также
видно, что при одной и той же скорости деформирования глубина
наклепанного слоя тем больше, чем больше зазор.
Таблица 18
Влияние скорости деформирования на глубину наклепанного слоя
при вырубке [87]
Материал
Низкоуглеродистая сталь
0,09% С; 0,03% Si; 0,38% Мп;
0,011%Р; 0,026% S; 0,12% Сг
Алюминий, содержащий
примеси: 0,14% Si, 0,32% Fe
Скорость

деформирования в мм/сек
з,з-ю-3
2,0
7,7-103
3,3-Ю-3
2,0
7,7-103
Глубина слоя в мм
при различных зазорах
1,5%
1,1
0,9
0,6
1,2
0,9
0,7
6,0%
1,8
1,4
0,8
1,8
1,6
1,3
12.0%
2,1
1,7
1,0
2,0
2,0
1,7
Результаты работы [87] представляют практический
интерес, так как известно, что образующийся у поверхности
разделения при вырубке и пробивке деформированный слой может
оказать существенное влияние на дальнейшее поведение
металлического изделия при его эксплуатации. В том случае, когда
процесс изготовления детали заканчивается вырубкой или
пробивкой, наличие наклепанного слоя приводит к интенсивному
протеканию коррозионных процессов и появлению трещин в зоне
наклепа. Наличие наклепанного слоя у кромки вырубленной
заготовки или пробитого отверстия оказывает влияние на величину
допустимой пластической деформации при последующих
штамповочных операциях, например при вытяжке, отбортовке, гибке
и т. п.
Так, например, в работе Е. А. Попова [88], посвященной
изучению влияния состояния поверхностного деформированного слоя
на величину предельного коэффициента отбортовки /Сотб, было
203

установлено, что величина предельного коэффициента
отбортовки зависит от наличия наклепа металла у кромки пробитого
отверстия (табл. 19).
Таблица 19
Влияние состояния поверхностного слоя на коэффициент отбортовки
Котб [88]
Материал
Алюминий наклепанный ....
Алюминий отожженный ....
Медь красная
Толщина1
листа в мм
1,48
1,42
1,00
1,15
1 Диаметр пробиваемого отверстия 10 мм.
Котб 1
Кромка
зачищена
0,393
0,393
0,465
0,468
Кромка
после
пробивки
0,433
0,416
0,500
0,540
В работе 188] было также установлено, что применение ре-
кристаллизационного отжига заготовки после пробивки
отверстия обеспечивает получение примерно того же предельного
коэффициента отбортовки, что и на заготовках с просверленными
и зачищенными отверстиями.
В исследовании Г. И. Погодина-Алексеева и С. В. Журавлева,
в качестве исследуемых материалов использовались листовые
металлы толщиной 3 мм [87]. Наибольший зазор составлял 12%.
Вырубка заготовки производилась либо на гидравлической
универсальной машине при весьма низких скоростях C,3 X
X 10~3 мм/сек), либо на вертикальном копре при скоростях,
соответствующих ударным нагружениям G,1-103 мм/сек).
Значительная разница в скоростях деформирования дала возможность
определить изменение глубины наклепанного слоя. Однако по
результатам этого исследования трудно дать оценку изменения
наклепанного слоя при промежуточных значениях скоростей
деформирования, которые часто имеют место при автоматической
штамповке на быстроходных прессах.
Было проведено специальное исследование влияния скорости
деформирования на качество поверхности разделения при вырубке-
пробивке на быстроходных прессах [69].
Для изучения влияния величины зазора г и числа двойных
ходов пресса /г, а следовательно, и скорости деформирования vd
на качество поверхности разделения при вырубке, был изготовлен
штамп, предназначенный для вырубки прямоугольной пластины
из холоднокатаной ленты сечением 1,5 X 30.
При работе на указанном штампе за счет смены пуансона
можно было вырубать детали при трех значениях зазора: первая
ступень — 8% от толщины металла, вторая ступень — 17%,
204

третья ступень — 30%. Была принята следующая методика.
Сначала производили вырубку при зазоре 8%, при этом за счет смены
шкивов на валу электродвигателя вырубка производилась при
20 ход/мин, затем при 150 и 280 ход!мин. На всех трех стадиях
процесса вырубки проводили отбор деталей для последующего
анализа. После этого штамп снимали с пресса, меняли пуансон
Фиг. 136. Поверхности разделения деталей, вырубленных при различных зазорах
и скоростях деформирования:
а) 1 — z = 8%; п = 20 ход/мин, v^ — 17 см/сек; 2 — z = 8%; п = 150 ход/мин, vq~—
= 22,5 см/сек) 3 — г = 8%, п = 280 ход/мин, Vq — 23,5 см/сек\
б) 1 — z = 17%, п — 20 ход/мин, Vq = 1,7 см/сек; 2 — z = 17%, п = 150 ход/мин,
Яд — 12,5 см/сек; 3 — z = 17%, п = 280 ход/мин, ь^ — 23,5 см/сек;
в) 1 — z = 30%, /г = 20 ход/мин, Vq = 1,7 см/сек', 2 — z — 30% я = 150 ход/мин, v^ —
= 12,5 см/сек) 3 — г = 30%, /г = 280 ход/мин, v^ = 23,5 см/сек.
и в таком же порядке осуществляли дальнейшую вырубку
деталей, но при зазоре 17%, а затем при зазоре 30%.
Результаты вырубки деталей из ленты (сталь 08-ОМ) сечением
1,5 X 30* представлены на фиг. 136. При зазоре 8% (фиг. 136, а)
на поверхности разделения наблюдается слоистость, которая
сначала несколько увеличивается (п = 150 ход/мин), а затем
уменьшается {п = 280 ход/мин). Таким образом, величина зазора 8%
с точки зрения получения качественной поверхности разделения
при всех трех значениях числа ходов является
недостаточной.
205

При вырубке деталей с зазором 17% (фиг. 136, б) качество
поверхности разделения резко улучшается, однако влияние числа
ходов пресса на качество поверхности разделения незначительно.
При вырубке деталей с зазором 30% (фиг. 136, в) качество
поверхности разделения хорошее, причем, как и в предыдущем
случае, сторона детали, обращенная к матрице, имеет
характерный блестящий поясок, который затем сменяется шероховатой
поверхностью скалывания. Влияние же числа ходов пресса на
качество поверхности разделения, как и в предыдущем случае,
незначительно.
Сравнение поверхностей разделения деталей (фиг. 136, а, б
и в), вырубленных при одном и том же числе ходов пресса
B80 ход/мин), но при различной величине зазора, показывает,
что с увеличением зазора (с 8 до 30%) качество поверхности
разделения улучшается, особенно при переходе с первой ступени
зазора на вторую.
Таким образом, на основе проведенных экспериментов на
стали 08 был сделан вывод о том, что основное значение в вопросе
качества поверхности разделения имеет величина зазора,
влияние же числа двойных ходов пресса (в диапазоне 20—280) при
скорости деформирования 1,7—23,5 см/сек незначительно. При-
мерно'такие же результаты получены при вырубке деталей из
латунной холоднокатаной ленты Л62. При этом наиболее
качественная поверхность разделения как при вырубке из стали, так
и из латуни получается с зазором 17%.
Из этой группы экспериментов видно, что при вырубке
с острыми режущими кромками можно получать детали с
хорошим качеством среза при большом диапазоне зазоров, что
подтверждает выводы, сделанные В. Т. Мещериным[66] и М. Е. Зуб-
цовым [36].
Выше, при проведении экспериментов по установлению
влияния скорости деформирования на качество поверхности
разделения давалась качественная характеристика поверхности
разделения путем сравнения деталей, вырубленных при различных
условиях. Для количественной оценки качества поверхности
разделения при пробивке-вырубке инструментом с острозаточен-
ными режущими кромками целесообразно использовать отношение
высоты блестящего пояска к толщине детали ~ и абсолютную
величину угла скола а.
Однако, прежде чем перейти к количественной оценке
качества поверхности разделения, рассмотрим возможные варианты
влияния скорости деформирования на высоту блестящего пояска
и величину угла скола (фиг. 137) *. Предположим, что высота бле-
* Геометрическая интерпретация возможных вариантов влияния скорости
деформирования на величину блестящего пояска и угла скола предложена
Ф. П. Михаленко.
206

стящего пояска hn с ростом скорости деформирования остается
неизменной. В таком случае влияние скорости деформирования
на ход процесса разделения может привести к следующим
вариантам (фиг. 137, а). Точка Л остается на месте, при этом величина
угла скола а с ростом скорости деформирования остается
неизменной; точка А перемещается влево, что приводит к уменьшению
угла скола (cti<! а), при этом качество поверхности разделения
Фиг. 137. Возможные варианты влияния скорости
деформирования на величину блестящего пояска и угла скола.
улучшается; точка А перемещается вправо — угол скола
увеличивается (сс2> а), качество поверхности разделения
ухудшается, так как при последующей зачистке увеличивается объем
металла, подлежащий удалению.
В том случае, если рост скорости деформирования приводит
к уменьшению высоты /гп блестящего пояска (фиг. 137, б),
возможны следующие варианты: точка А остается на месте — угол
скола а уменьшается (а' «< а); точка А перемещается влево —
угол скола еще более уменьшается (а| < а), качество
поверхности разделения улучшается; точка А перемещается вправо —
угол скола увеличивается (а'2 > а), что может привести к ухуд-
.шению качества поверхности разделения.
Если рост скорости деформирования приводит к увеличению
высоты блестящего пояска, что само по себе является положитель-
207

ным фактором, то опять-таки возможны следующие три варианта
(фиг. 137, в): точка А остается на месте, угол скола а
увеличивается (сс">> а); точка А перемещается влево, угол скола а
уменьшается (с^' < а); точка А перемещается вправо, угол скола а
увеличивается (с^ > а), что сопровождается ухудшением
качества поверхности разделения.
Таким образом, изменение угла скола а вызывается двумя
факторами — изменением высоты блестящего пояска,
характеризующего пластическую деформацию, и перемещением точки А
в том или ином направлении.
Из изложенного следует, что при пробивке-вырубке на
быстроходных прессах качество поверхности разделения может как
улучшаться, так и ухудшаться. Увеличение или уменьшение
высоты блестящего пояска будет зависеть прежде всего от природы
материала, подвергаемого пробивке-вырубке, его химического
состава, фазового состояния, типа кристаллической решетки и
других факторов, а также от условий деформирования, —
величины зазора, состояния режущих кромок, скорости
деформирования и т. д.
В конечном счете увеличение высоты блестящего пояска
будет связано с запаздыванием момента разделения материала
в связи с изменением характера процесса деформирования,
структуры и свойств материала в зоне разделения.
Место нахождения точки А, соответствующее началу момента
разделения, будет определяться прежде всего поведением
деформируемого металла в зоне разделения, которое, в свою очередь,
зависит от свойств обрабатываемого металла, интенсивности
упрочнения в зоне разделения и состояния режущих кромок
пуансона и матрицы, так как характер процесса разделения
определяется отношением радиуса притупления к толщине заготовки
^ [71].
о
При наличии притупления режущих кромок, что наблюдается
при работе штампа в реальных условиях, качество деталей,
получаемых пробивкой-вырубкой, определяется не только отноше-
h
нием -?- и углом скола, но и величиной образующегося
заусенца.
Эта величина определяется отношением радиуса притупления
к толщине вырубаемого металла ^ (фиг. 138). Из графика
(фиг. 138) видно, что с увеличением отношения-— величина
заусенца увеличивается с возрастающей интенсивностью, при этом
для матриц с большим радиусом притупления режущей кромки
заусенец растет быстрее. В диапазоне допустимых величин за-
208

усенца, равных на практике примерно 0,2—0,3 мм, отношение
h3
величины заусенца к радиусу притупления пуансона —
составляет:
' пр
Для стали Юкп толщиной 0,8 мм:
при гм — 0,08 мм 0,56—0,65
при гм = 0,05 мм 0,5—0,57
Для латуни Л62 толщиной 0,53 мм:
при гм = 0,08 мм 0,75
при гм — 0,05 мм 0,61—0,67
Для нагартованной меди Ml толщиной 0,47 мм:
при гм = 0,08 мм 0,32—0,72
при гм= 0,05 мм , 0,21—0,58
Для бронзы Бр. ОФ 6,5=0,15 толщиной 0,29 мм:
при гм = 0,08 мм 0,45—0,67
при гм = 0,05 мм 0,33—0,60
Таким образом, имеющиеся в литературе высказывания о том,
что величина заусенца при пробивке-вырубке примерно равна
мм
Фиг. 138. Зависимость величины заусенца от отношения радиуса
притупления пуансона к толщине вырубаемого металла -^:
1 — сталь Юкп; 2 — латунь Л6 2; 3 — бронза Бр. ОФ 6,5-0,15; 4 — медь Ml.
Диаметр вырубаемого диска равен 10 мм.
радиусу притупления рабочих частей инструмента, не
подтвердились при экспериментах с тонкими материалами.
Запаздывание момента разделения при пробивке-вырубке
инструментом с притуплёнными режущими кромками является
следствием . изменения напряженно-деформированного состояния
металла в зоне разделения.
Притупление кромок у пуансона и матрицы приводит к
изменению характера момента разделения металла. Если тупая кромка
у пуансона и острая у матрицы, скалывающие трещины вначале
Н Михаленко 2006 209

образуются со стороны матрицы, а со стороны пуансона их
появление запаздывает, то при наличии тупых кромок у матрицы и
пуансона они могут появляться одновременно, но при более
глубоком внедрении пуансона в металл. Вследствие упрочнения
металла в зоне реза линия разделения, по-видимому, не проходит
от кромки пуансона к кромке матрицы, а захватывает смежные
участки металла, на что требуются дополнительные усилия. По
этим же причинам в данном случае чистого среза не получается,
а происходит обрыв металла, что вызывает образование заусенца
и ухудшает чистоту поверхности разделения.
Дальнейшие эксперименты х по установлению влияния
скорости деформирования на качество поверхности разделения
проводились на быстроходном прессе-автомате усилием 9 т,
оснащенном вариатором, позволяющим ступенчато изменять число
ходов пресса, а следовательно, и скорость деформирования. При
этом величина двухстороннего зазора составляла для лент
толщиной 1,5 мм — 17%, а для лент толщиной 1,0 мм — 25%.
В качестве исходного материала для опытов использовались
следующие материалы: холоднокатаная лента из стали 08-ОМ
толщиной 1,5 мм\ холоднокатаная лента из латуни Л62
толщиной 1,5 мм) холоднокатаная лента из стали 65Г толщиной 1,0 мм\
лента из нержавеющей стали IX18H9T толщиной 1,2 мм.
При работе штампа вырубной пуансон погружался в матрицу
на глубину 4 мм.
Для определения скорости деформирования в момент начала
вырубки использовались зависимости, установленные М. В.
Сторожевым [105]. Скорость деформирования в момент начала
вырубки составляли: 16,2 см/сек (п = 120 ход/мин); 27,5 см/сек
(п = 200 ход/мин); 41, 0 см/сек (п = 300 ход/мин); 54,5 см/сек
(п = 400 ход/мин).
Величину блестящего пояска и угол скола измеряли на малом
инструментальном микроскопе при 30-кратном увеличении.
Величину блестящего пояска замеряли в трех точках по длине
каждой стороны прямоугольника у пяти образцов, вырубленных при
данном числе ходов с каждой из четырех скоростей
деформирования. Затем находили среднее значение высоты блестящего
пояска для каждого образца. Высоту блестящего пояска,
характерную для данного числа ходов, определяли как
среднеарифметическое значение для пяти образцов.
На фиг. 139 приведены графические зависимости,
иллюстрирующие изменение отношения высоты блестящего пояска к
толщине детали в зависимости от числа ходов пресса, а следовательно,
и скорости деформирования. Рассмотрение приведенных
графиков позволяет сделать следующие выводы:
1 Данное исследование выполнено Ф. Л. Михаленко и В, Г. Майоровым,
210

1. Изменение скорости деформирования при вырубке от 16,2
до 54,5 см/сек сопровождается для латуни Л62 уменьшением
отношения^ с 0,311 до 0,276, т. е. на 11%, причем более интен-
сивное изменение величины
имеет место при переводе пресса
со 120 на 200 ходов в минуту.
2. Для сталей 08-ОМ, 65Г и
IX18H9T имеет место одинаковый
характер кривых,
характеризующих изменение величины отноше-
h
ния -^- с ростом скорости деформи-
0,30
0,25
0,15
Величина
0,10
;
4
/3
А
1
/
т
1
100 150 200 250 300 п, ход/мин
16,2 27,5
Фиг. 139.
41,0 v^cM/сек
величины
отношения
Зависимость
-~ от скорости
деформирования:
; — сталь 65Г; 2 — сталь 08-ОМ;
3 — сталь 1X18H9T; 4 — латунь Л62.
рования. ьеличина -~
увеличивается для стали 08-ОМ на 10%;
для стали 65Г на 11,4%; для стали
1Х18И9Т на 4,5 %.
На фиг. 140 показан график,
который иллюстрирует изменение
величины угла скола а с
увеличением числа ходов пресса п и
скорости деформирования vd.
Анализируя данные о влиянии скорости деформирования на
величину угла скола, можно сделать следующие выводы:
1. Для латуни Л62 с повышением скорости деформирования
в исследованном диапазоне
величина угла скола уменьшается с 10°44'
при 120 ход/мин до 9°20' при
400 ход/мин, т. е. на 13%. Более
интенсивно угол скола уменьшается
при переводе пресса со 120 на
200 ход/мин.
2. Для стали 08-ОМ при переводе
пресса со 120 на 400 ход/мин угол
скола уменьшается незначительно,
с 7°47' до 7°15'; для стали! 65Г
угол скола увеличивается с6°58' (при
п = 120 ход/мин) до 7°37' (при п =
= 400 ход/мин), т. е. на 9,2%; для
стали IX18H9T угол скола
увеличивается с 10° 18' (при п = 120ход/'мин)
до 12°20' (при п = 400 ход/мин), т. е.на 19,8%.
Выше было рассмотрено изменение относительной величины
h
блестящего пояска -—- (фиг. 139) и угла скола а (фиг. 140) с
ростом быстроходности пресса и скорости деформирования.
14* 211
юо то
162
217
300 nh ход/мин
4/ vg см/сек
Фиг. 140. Зависимость величины
угла скола а от скорости
деформирования:
/ — сталь 65Г; 2 — сталь 08-ОМ;
3 — сталь 1Х18Н9Т; 4 — латунь
Л62.

Сопоставление приведенных экспериментальных данных с
возможными вариантами влияния скорости деформирования на
величину блестящего пояска и угла скола (фиг. 137) показывает,
что для латуни Л62 характерен вариант, представленный на
фиг. 137, б — (позиция 2)\ для сталей 1Х18Н9Т и 65Г — вариант,
показанный на фиг. 137, в — (позиция 5); для стали 08-ОМ —
вариант, представленный на фиг. 137, в — (позиция 2).
Таким образом, результаты опытов по установлению
влияния скорости деформирования на качество поверхности
разделения подтверждают изложенное выше положение о том, что при
пробивке-вырубке на быстроходных прессах качество поверхности
разделения может как улучшаться, так и ухудшаться.
Было исследовано [26], [27] влияние скорости
деформирования на качество поверхности разделения (угол скола) и
упрочнение в зоне разделения при вырубке дисков диаметром 3,66 мм из
ленты из стали 08-ОМ и ленты из латуни Л62М толщиной 1,0 и
1,5 мм на бесшатунном прессе-автомате.
В ходе экспериментов диаметры пуансона C,45 мм) и матрицы
C,66 мм) не изменялись. Таким образом, величина
относительного зазора при пробивке-вырубке материалов толщиной 1,0 и
1,5 мм соответственно составляла 21 и 14%. Число .ходов
бесшатунного пресса-автомата изменялось ступенчато и
составляло в минуту: 120; 315; 765; 1920 и 3000.
Угол скола измеряли на большом инструментальном
микроскопе с помощью специального приспособления,
предназначенного для установки дисков в вертикальное положение. Обмеряли
семь дисков с двух сторон, вырубленных при определенном числе
ходов пресса. Затем находили среднеарифметическое значение
угла скола из 14 замеров.
На фиг. 141 видно, что величина угла скола уменьшается
с увеличением числа ходов пресса, а следовательно, и скорости
деформирования, — при вырубке из стали 08-ОМ и латуни
Л62М, т. е. качество поверхности разделения улучшается, причем,
при двухстороннем зазоре, равном 21%, угол скола уменьшается
более интенсивно, чем при зазоре, равном 14%.
Исследование влияния скорости деформирования на
упрочнение в зоне разделения проводилось на бесшатунном прессе-
автомате усилием 1 т при различных начальных скоростях
деформирования: 0,09; 0,59 и 1,44 м/сек, что соответствовало 195;
1230 и 3000 ход/мин.
Пробивке-вырубке подвергались ленты из стали 08-ОМ и
латуни Л62М толщиной 1,0 мм. Двухсторонний зазор составлял 10
и 20% от толщины металла. Зону наклепа исследовали на
вырубленных из ленты заготовках и на самой ленте методом
измерения микротвердости/ Вырубленные заготовки и участки ленты
с пробитыми отверстиями заливали сплавом Вуда, после чего
приготовляли шлифы.
212

Упрочнение деформированного слоя определяли замером
микротвердости на приборе ПМТ-3 в диаметральных сечениях
вырубленных заготовок и отверстий по всей толщине материала с
постепенным удалением от места разделения. Замеры производились на
двух образцах с двух сторон. Расстояния между замерами
микротвердости от поверхности разделения были приняты следующие:
0,04; 0,08; 0,12; 0,16; 0,20; 0,30; 0,40 и 0,5 мм. На каждом из
упомянутых расстояний (глубин) через каждые 0,05 и 0,1 мм по
толщине производили уколы, по которым, в конечном счете, на-
400 800 /200 1600 2000 2W0 2800 ход/мин
Фиг. 141. Изменение угла скола а в зависимости
от числа ходов пресса:
/— зазор 21%, толщина материала 1,0 мм; 2—зазор 14%;
толщина м атериала 1,5 мм.
ходили средние значения микротвердости. Нагрузку на алмазную
пирамиду E0 г) выбирали таким образом, чтобы иметь возможность
максимально приблизить отпечаток к кромке среза.
Принятая методика измерения микротвердости дала
возможность определить упрочнение деформированного объема в зоне,
непосредственно прилегающей к поверхности разделения.
На фиг. 142 показаны графики изменения микротвердости
деформированного объема в вырубленных заготовках и ленте при
различных числах ходов пресса.
В результате исследования влияния скорости деформирования
на упрочнение в зоне разделения можно сделать следующие
выводы:
1. Увеличение числа ходов пресса с 195 до 3000 в минуту
оказывает незначительное влияние на упрочнение деформированного
слоя. Микротвердость в непосредственной близости от места
разделения (на расстоянии 0,04 мм), по сравнению с исходным
значением ее, увеличивается примерно на 50—60% при скоростях
деформирования от 0,09 до 1,44 м/сек.
213

2. Глубина зоны упрочнения с ростом скорости
деформирования от 0,09 до 1,44 м/сек практически не изменяется.
3. Сравнение микротвердости деталей и ленты в точках,
одинаково удаленных от линии разделения, показывает, что материал
деталей упрочняется больше, чем материал ленты, особенно у стали.
И
кГ/мм2
200
175
150
125
100
к Г/мм2 г
200
175
150
125
100
х<\
•
х
JL
\
\
•х^- х
1 *•*»«
—к
•
-—4—
о*
а)
о\о
N
L
X
ч
""¦-?«.
8
К
N
L
к
Ь^
¦"¦^¦х
о
" т
¦в°
0,16 0,32
0,48 2,0 мм 0
б)
0,16 0,32 0,48 2ft мм
Фйг. 142. Изменение микротвердости Я деформированного объема в
вырубленных заготовках и ленте при различных числах ходов пресса:
а — латунь Л62М, z = 10%; б — сталь 08-ОМ, z = 10%. Слева — для
вырубленных заготовок; справа — для ленты.
4. Величина зазора (рассматривались зазоры 10 и 20%) при
пробивке-вырубке не оказывает существенного влияния на
упрочнение в зоне разделения. Несколько большее упрочнение имеет
место при зазоре, равном 20%, что может быть объяснено
меньшими температурами в зоне разделения.
4. ОПТИМАЛЬНАЯ ВЕЛИЧИНА ЗАЗОРА
ПРИ ПРОБИВКЕ-ВЫРУБКЕ НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
Величина зазора является очень важным геометрическим
параметром процесса пробивки-вырубки, оказывающим влияние на
температурный режим рабочих частей штампа и температуру в зоне
разделения, на износ, а следовательно, и на стойкость штампового
инструмента, на качество поверхности разделения, на усилие
вырубки, на работу резки, на расход мощности, а также на точность
деталей.
При штамповке на обычном числе ходов пресса рекомендуются
зазоры от 5 до 10% от толщины обрабатываемого материала при
пробивке-вырубке заготовок толщиной от 1,0 до 3 мм [93], [95].
214

Пробивку-вырубку можно осуществлять при зазорах,
значительно отклоняющихся от оптимальных. Качественные детали
можно получить при обработке тонких материалов (до 3 мм)
с зазорами от 2—4 до 30—40% [36], [66], [141 ].
При малых зазорах B—4%) получается почти вертикальная
поверхность разделения. При зазорах 30—40%
удовлетворительная поверхность разделения достигается при острых режущих
кромках штампа.
Установлены следующие понятия о зазорах [36].
1. Минимальное значение оптимального зазора, при котором
кромка среза становится почти перпендикулярной к плоскости
детали без заметного образования заусенцев.
2. Максимальное значение оптимального зазора, при котором
поверхность среза остается удовлетворительной, хотя и не является
вертикальной.
Так как по мере работы (износа) штампа зазор между матрицей
и пуансоном увеличивается, то на новом инструменте задается
зазор, близкий к минимальному, т. е. создается запас на износ.
Рекомендуемый в справочной литературе диапазон
минимальных и максимальных значений зазоров E—10%) можно считать
оптимальным по качеству поверхности разделения и стойкости
инструмента при пробивке-вырубке на обычном числе ходов пресса.
Оптимальный зазор по усилию пробивки-вырубки, работе
резки, усилию проталкивания заготовки и снятия материала с
пуансона при штамповке на обычном числе ходов пресса лежит в
диапазоне 15—25% [36], [54], [141].
По вопросу о влиянии величины зазора на стойкость штампов
при штамповке на обычном числе ходов пресса имеются
противоречивые данные. Так, при пробивке-вырубке электротехнической
стали толщиной 0,5 мм, по данным Д. А. Вайнтрауба [10],
кривая изменения стойкости в зависимости от величины зазора имеет
максимум. Зазор, составляющий 9—12% от толщины материала,
является оптимальным — стойкость штампа наивысшая. Она резко
падает при уменьшении или увеличении зазора. При зазорах 4
и 15% стойкость в 3 раза ниже стойкости штампа с зазором
9—12%.
По данным Н. Петера [144] пробивка-вырубка динамной стали
той же толщины с зазором 3% дает наибольшую стойкость.
Увеличение же зазора в диапазоне от 3 до 26% приводит к резкому
снижению стойкости (до 8 раз).
Проводились эксперименты [69] по вырубке с целью
установления оптимальной исходной величины зазора при автоматической
штамповке на быстроходном прессе, а также с целью получения
данных, которые характеризовали бы износ матрицы и пуансона
в процессе эксплуатации штампа и позволили бы судить об
изменении заданной величины зазора в зависимости от количества
отштампованных деталей.
215

Получить достоверные данные по зазорам можно только в
результате длительной эксплуатации штампового инструмента.
Для опытных работ был изготовлен последовательный штамп
с шиберной подачей вырубленной плоской заготовки под
формовочный инструмент (см. фиг. 78). Штамп предназначен для
изготовления детали массового производства.
Спецификой работы данного штампа является опускание
вырубного пуансона в матрицу на глубину 9—10 мм, . что
необходимо для более правильного укладывания вырубленной
заготовки в нижнем этаже штампа на уровень шибера.
Чтобы установить влияние исходной величины зазора на
стойкость инструмента, для штампа было изготовлено девять
комплектов вырубного инструмента по три комплекта на каждую
заданную величину зазора.
Комплекты (пуансоны и матрицы) изготовляли из стали
У8А. При этом была принята следующая последовательность
изготовления инструмента: сначала были изготовлены матрицы
и термически обработаны на твердость HRC 58, а затем по ним
были изготовлены пуансоны и термически обработаны на
твердость HRC 56. Термическая обработка матриц, а затем пуансонов
производилась с одного нагрева. При такой последовательности
изготовления инструмента и его термической обработки
уменьшалось влияние поводки и коробления на заданную величину зазора.
В табл. 20 приведены размеры трех комплектов вырубного
инструмента до и после термообработки. Из таблицы видно, что
при термообработке инструмента из стали марки У8А имеет
место значительное изменение заданной величины зазора.
В качестве исходного материала для штамповки была
использована холоднокатаная лента из стали 08-ОМ, размером 0,8 X
X 30 мм.
Инструмент испытывали на кривошипном прессе усилием 25 т
при 215 ход/мин, оснащенном универсальной клино-роликовой
подачей, на заводе «Труд».
До перевода на быстроходный режим работы пресс делал
120 ход/'мин. Таким образом, число ходов-пресса в данном случае
было повышено со 120 до 215. Дальнейшее увеличение числа ходов
пресса при работе указанного штампа нецелесообразно, так как
не успеет сработать механизм подачи штампа.
Скорость ползуна пресса в зависимости от угла поворота
кривошипа определяли по формуле A2).
Зависимость пути ползуна от угла поворота кривошипа
определяли из выражения (И).
По расчетным данным была построена диаграмма (фиг. 143),
иллюстрирующая зависимость пути и скорости движения ползуна
от угла поворота кривошипа. Из диаграммы видно, что повышение
числа ходов пресса со 120 до 215 приводит к увеличению скорости
деформирования в момент вырубки с 25,8 до 46,3 см/сек. Следует
216

Размеры матриц и пуансонов в мм до и после термообработки
Таблица 20
l#h-
№
комплекта
1
2
3
Состояние
инструмента
После механической
После термической
После механической
После термической
После механической
После термической
Матрица
А |
40,040
40,110
40,125
40,195
39,990
40,105
Б | В | Г
18,00
18,030
17,985
18,095
17,965
18,065
4,030
4,110
4,050
4,140
4,000
4,085
4,045
4,095
4,000
4,050
3,935
4,035
Пуансон
А | Б
39,930
39,990
39,935
40,015
39,860
39,905
17,910
17,955
17,935
18,000
17,820
17,885
В
3,960
4,010
3,910
3,935
3,870
3,895
Г
3,940
3,970
3,830
3,835
3,915
3,935
Разность между
размерами рабочих частей
матрицы и пуансона
А \ Б
0,110
0,120
0,170
0,180
0,130
0,200
0,090
0,075
0,050
0,085
0,145
0,180
В
0,070
0,100
0,140
0,205
0,130
0,190
Г
0,105
0,125
0,170
•0,215
0,070
0,100
Двухсторонний зазор
в % от толщины металла
А
13,75
15,00
23,75
22,50
16,25
25,00
Б
11,25
9,37
6,25
10,62
18,12
22,50
В
8,75
12,50
17,50
25,62
16,25
23; 75
Г
13,12
15,62
21,25
26,87 !
8,75
12,50

заметить, что при нормальном погружений пуансона в матрицу
эта скорость деформирования соответствует примерно 400 ход/мин.
Для изучения износа рабочих деталей штампа была применена
следующая методика. После установки штампа на пресс и
изготовления определенного количества деталей комплект удаляли из
штампа и на инструментальном микроскопе замеряли размеры
матрицы и пуансона с точностью до 0,005 мм. Затем комплект рабочих
S ^д
см см/сек _______
а°180 160 140 120 100 80 60 40 20 О
угол отклонения кривошипа от нижнего
крайнего положения
Фиг. 143. Зависимость пути и скорости движения ползуна от угла поворота
кривошипа:
/ — изменение пути 5 в зависимости от угла поворота а; 2 — изменение скорости
Уэ (при п = 120 ход/мин.) от а; 3 — изменение скорости v-, (при я = 215 ход/мин) от а.
деталей перетачивали и пускали в дальнейшую эксплуатацию.
Таким образом, износ комплекта характеризовался абсолютным
уменьшением размеров отдельных элементов матрицы и пуансона.
Испытание комплекта производилось либо до полного износа,
т. е. до момента, когда вследствие чрезмерного увеличения зазора
дальнейшая штамповка детали становилась невозможной, либо
до выхода комплекта из строя вследствие заклинивания штампа,
что связано с неправильной подачей детали на формовочную
матрицу.
Располагая данными по износу, можно было проследить и за
изменением заданной величины зазора в процессе эксплуатации
штампа, а также определить его действительную величину к
моменту окончания эксплуатации штампа.
218

На графиках фиг. 144 приведено число отштампованных
заготовок и изменение размеров пуансона и матрицы комплекта 1
(буквами А, Б, В, Г обозначены кривые изменения
соответствующего размера). Для этого комплекта исходная величина
двухстороннего зазора по отдельным элементам рабочих частей матрицы
и пуансона составляла от 9,37 до 15,62% от толщины штампуемого
металла. Повышенное значение зазора для комплекта 1 было на-
В А
18,3
18,1
5:
^181
^18,0
17,9
17,8
з т
17,6
Y3 9,6
17,5 39,5 3.5Q 50 т т ш 250 30[] 350 400ть/с
Количество вырубленных деталей
Фиг. 144. Изменение размеров рабочих частей матрицы и
пуансона комплекта 1 в зависимости от количества вырубленных
деталей. Л, ?, В и Г — основные размеры пуансона и матрицы.
значено преднамеренно, так как из практики известно, что при
обычной величине зазора наблюдается сильный разогрев рабочих
частей матрицы и пуансона с последующим заклиниванием их.
Из приведенного графика видно, что наиболее интенсивный
износ рабочих частей матрицы и пуансона наблюдается в первый
период эксплуатации комплекта — уже после 50 000
вырубленных заготовок величина зазора для отдельных элементов
вырубаемого контура составляет 23,12—30,62% от толщины ленты.
В первый период эксплуатации комплекта имеет место так
называемая стадия приработки рабочих частей матрицы и
пуансона, в процессе которой пластически деформируются,
уменьшаются и достигают среднего значения микронеровности
поверхности, на которых возникает максимальное давление. Таким
образом, в процессе приработки поверхности трения матрицы и
пуансона быстро изменяют свою микрогеометрию. В дальнейшем при
219

установившемся износе они должны быть изностостойкими. Такое
требование к поверхности трения может быть удовлетворено при
условии возникновения на поверхности трения тонких
износостойких слоев с особыми физико-механическими свойствами.
В стадии приработки наиболее интенсивно протекают
следующие явления: взаимодействие поверхностей (молекулярное и
механическое), физико-хи-
| мические изменения
металла, разрушение
контактирующих
элементов.
Следовательно,
разрушение
контактирующих элементов должно
рассматриваться во
взаимной связи с двумя
другими явлениями.
Естественно
предположить, что на все эти
явления оказывают
влияние удельное
давление в узкой зоне
вдоль режущих кромок,
скорость
деформирования и температура в
пограничной зоне между
пуансоном и
материалом.
После штамповки
50 000 деталей, при
осмотре комплекта было
обнаружено, что на
рабочей части пуансона
имеют место вырывы
металла и крупные
риски (фиг. 145); особенно
это характерно для
диаметральной части пуансона, где исходная величина
двухстороннего зазора составляла 9,37%. Такой вид повреждения
поверхности трения обычно называют в инженерной практике заеданием
металлов, так как он связан со значительным возрастанием сил
трения, приводящим в некоторых случаях к невозможности
относительного скольжения.
Это повреждение (заедание) может произойти при
соприкосновении двух поверхностей металла, свободных от посторонних
пленок, в результате чего образовавшаяся молекулярная связь между
поверхностями (мостик холодной сварки) прочнее, чем ниже ле-
220
Фиг. 145. Вид повреждения рабочей части
пуансона, работавшего при недостаточном зазоре;
X 2.

жащие слои; в результате разрушение происходит на некоторой
глубине от поверхности контакта [34].
Явление заедания, именуемое иногда навариванием, чаще
встречается при штамповке цветных металлов, в первую очередь
латуни и легких металлов [145], причем степень наваривания
зависит от марки стали пуансона и состояния его поверхности.
Так, указывается, что на полированном пуансоне степень
наваривания более значительна, чем на шлифованном; в то же время на
пуансоне, не подвергнутом ни полированию, ни шлифованию,
наваривание отсутствует.
При дальнейшем повышении числа двойных ходов пресса
повышается температура в зоне разделения при вырубке-пробивке,
что способствует повышению пластичности металла, при этом
вследствие давления одной соприкасающейся поверхности на другую
заедание при недостаточной величине зазора будет усиливаться.
Вполне понятно, что не всегда возможно получить заданную
величину зазора из-за поводки матрицы и пуансона особенно
сложной формы в процессе термообработки, поэтому изыскание
эффективных смазок, способных предотвратить заедание при работе на
быстроходных прессах с недостаточной величиной зазора, имеет
большое значение, так как это позволит использовать инструмент
с неравномерной величиной зазора, который уже прошел все
стадии обработки. Таким образом, при автоматической штамповке
на быстроходном прессе исходная величина двухстороннего
зазора менее 15% от толщины металла недостаточна.
Дальнейший анализ графика (см. фиг-. 144) показывает, что
износ матрицы после стадии приработки замедляется и происходит
равномерно до получения 289 000 отштампованных заготовок,
после чего размеры матрицы несколько уменьшаются, а затем
опять увеличиваются.
Размеры же пуансона после стадии приработки несколько
увеличиваются, затем остаются стабильными и, наконец, уменьшаются.
Можно предположить, что незначительное увеличение размеров
пуансона или уменьшение размеров матрицы, по-видимому,
происходит вследствие того, что площадь контактной поверхности,
сосредоточенная в узкой зоне вдоль режущих кромок и
подверженная действию высоких удельных давлений, претерпевает при
определенных условиях пластическую деформацию, которая
превышает износ режущих граней матрицы и пуансона. Пользуясь
классификацией форм износа по Г. М. Заморуеву [34], такой
износ можно отнести к сминающему изнашиванию, заключающемуся
в основном в протекании пластической деформации на глубине
до 1—2 мм, а иногда и более. Здесь уместно заметить, что при
вырубке-пробивке, особенно при скоростной, по-видимому,
одновременно протекают два процесса: процесс изнашивания режущих
граней матрицы и пуансона и процесс пластической деформации, —
смятие в. узкой зоне вдоль режущих кромок.
221

В зависимости от условий процесса разделения (величины
удельных давлений, температуры рабочих частей штампа,
величины зазора, состояния режущих кромок и др.) первый процесс
может превалировать над вторым, и наоборот.
Говоря об изменении размеров рабочих частей матрицы и
пуансона, нужно также иметь в виду влияние термических
напряжений, являющихся следствием последовательного циклического
нагрева и охлаждения рабочих частей матрицы и пуансона в про-
0 50 100 150 200 250 300 350 400 тыс
количество бырубленных деталей
Фиг. 146. Изменение двухстороннего зазора в
зависимости от количества вырубленных деталей (комплект .1).
А, Б, В и Г — основные размеры пуансона и матрицы.
цессе эксплуатации штампа. На фиг. 146 приведен график,
иллюстрирующий изменение величины двухстороннего зазора
в зависимости от количества вырубленных деталей. Резкое
увеличение двухстороннего зазора имеет место в стадии приработки,
далее по всем размерам, за исключением размера. Л, вследствие
увеличения размеров пуансона, зазор как бы
самовосстанавливается до некоторой степени; аналогичное явление повторяется
периодически. После вырубки 425 000 деталей, зазор по размеру
А составлял 51,87% и на отходах получался большой заусенец,
который препятствовал перемещению полосы по зеркалу матрицы.
После переточки величина заусенца не уменьшилась, вследствие
чего эксплуатация комплекта была прекращена.
222

Сопоставление графиков (см. фиг. 144) с графиками износа
комплекта 2 показывает, что при эксплуатации комплекта 2 в
стадии приработки кривые имеют тот же характер, что и при
эксплуатации комплекта 1, однако в данном случае имеет место менее
интенсивный износ, несмотря на увеличение количества
отштампованных заготовок в 2 раза. После приработки, кривые,
характеризующие износ матрицы, имеют тот же характер, что и в первом
45
40
35
30
25
20
15
10
5^
\/
у
/
V
/
¦А
/
/
vV.
/
/
У
/
/
у
г
Г
L
У
т
В
У
4-*
* 1
У*
**
-*Т
4-н
L--?
1 Г
^L^P
"*~t~"T
Т Т
ЛА
к ^4L.
Т^\ у
\J к
U—А -
3^
ъ
|
J ***
^
'
rtC
*
"». ¦¦ ¦
*г<
$&•'
>
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 jnbiC
Количество бырубленных деталей
Фиг. 147. Изменение двухстороннего зазора в зависимости от
количества вырубленных деталей (комплект 2).
А, Б, В и Г — основные размеры пуансона и матрицы.
случае, а кривые, характеризующие износ пуансона, показывают,
что размеры пуансона после стадии приработки более стабильны.
На фиг. 147 представлен график, иллюстрирующий изменение
двухстороннего зазора в зависимости от количества
отштампованных деталей. В данном случае исходная величина зазора по
отдельным элементам составляла от 10,62 до 26,87%. Сопоставление
графиков на фиг. 146 и 147 показывает, что в стадии приработки
в данном случае двухсторонний зазор растет менее интенсивно,
а в дальнейшем изменяется более равномерно.
Комплект 2 вышел из строя после штамповки 475 000 деталей
вследствие неправильной эксплуатации штампа; при этом величина
223

двухстороннего зазора по размерам А, Б, В, Г составляла: 43,12;
39,37; 40,62 и 43,12%.
В комплекте 3 зазор по отдельным элементам составлял 12,5—
25%. Износ матрицы этого комплекта имеет тот же характер,
что и при эксплуатации комплектов 1 и 2, хотя уменьшение
размеров матрицы в данном случае не наблюдалось. Данные,
характеризующие износ пуансона, показывают некоторый рост
размеров пуансона, как и в случае эксплуатации комплекта 1.
Анализируя изменение величины двухстороннего зазора в
зависимости от количества отштампованных деталей, можно
установить, что характер изменения зазора аналогичен характеру
изменения зазора рабочих деталей комплекта 2; однако
самовосстановления зазора здесь не наблюдается. Комплект 3 вышел из строя
после штамповки 430 000 деталей вследствие неправильной
эксплуатации штампа так же, как и комплект 2. Преждевременный
выход из строя комплектов 2 и 3 не позволил установить влияние
исходной величины зазора на стойкость вырубного инструмента.
Данные, полученные в результате длительных
производственных испытаний, свидетельствуют о том, что при автоматической
штамповке на быстроходных прессах с точки зрения износа и
эксплуатационных возможностей штампа исходная величина
зазора при вырубке-пробивке из малоуглеродистой стали должна
составлять не менее 15% от толщины вырубаемого металла.
Выше, при рассмотрении влияния скорости деформирования
и величины зазора на качество поверхности разделения было
доказано, что резкое улучшение качества поверхности разделения
имеет место при увеличении зазора от 8 до 17% (см. фиг. 136).
Отсюда можно сделать вывод о том, что при пробивке-вырубке
из мягкой малоуглеродистой стали и мягкой латуни на
быстроходном прессе, с точки зрения качества поверхности разделения,
исходная величина зазора должна быть не менее 17% от толщины
металла.
Рассмотрим вопрос о влиянии величины зазора и скорости
деформирования на усилие, работу резки и расход мощности.
Среди исследователей нет единого мнения по вопросу о
влиянии зазора на усилие вырубки и работу при резке. Так, В. И. За-
лесский и В. В. Губарев [32] установили, что при резке
пластинчатых образцов толщиной 15 мм максимальное усилие резки имеет
наибольшее значение при отсутствии зазора; с увеличением зазора
усилие резки снижается (на 11,5%) и составляет наименьшую
величину при нормальном зазоре D0% от толщины). Дальнейшее
увеличение зазора приводит к возрастанию максимума усилия.
В этой же работе, на основании силовых диаграмм резки было
установлено, что наименьшая затрата работы на резку
соответствует резке с нормальным зазором.
По данным работы [146] влияние зазора в вырубном штампе
на величину усилия вырубки проявляется только при относительно
224

малом зазоре, составляющем менее 4—6% от толщины материала*
Влияние же величины зазора на работу резки значительно. Так,
при вырубке заготовки диаметром 30 мм, толщиной 3 мм работа
при резке составляла при нормальном зазоре @,1 мм) 15,1 кГм,
а при повышенном зазоре @,3 мм) 12,1 кГм.
Результаты исследования, проведенного Келлером [139],
также показывают увеличение работы резки с уменьшением зазора
между режущими кромками. При малых зазорах, меньших 1%,
увеличение работы, по данным Келлера, достигает 25—30%
против величин, имеющих место при нормальных зазорах E—10%).
Опытные кривые, полученные М. Е. Зубцовым [36],
показывают, что при крайних значениях зазора — отрицательном (z < 0),
нулевом (z = 0) и достаточно большом: зазоре (z > 20%)
сопротивление вырубки и общее усилие вырубки Р становятся
большими,, чем при некоторых средних значениях зазора. При этом
минимальное усилие, например для толщины материала 6=1,6 мм,
имеет место при z = 16%, а для б = 1,0 мм при z = 13%.
По этим же данным, интенсивность падения и последующий
рост усилия вырубки зависят от толщины вырубаемого материала
и являются наибольшими для б = 0,5 мм, где минимальное
значение усилия вырубки соответствует z — 20%. Уменьшение
усилия составляет около 20%, а последующий рост около 15%.
Итак, в результате одних исследований видно закономерное
уменьшение усилия и работы резки с увеличением зазора до
определенной величины, в результате же других исследований —
падение усилия в небольшом диапазоне зазоров A—6%) и не
обнаруживают роста усилия при чрезмерном зазоре. Опыты же Келлера
показывают непрерывное падение усилия и работы при резке в
исследованном диапазоне зазоров @,5—25%).
В опытах [69], описанных выше, по установлению влияния
величины зазора и скорости деформирования на усилие вырубки,
работу резки и расход мощности было показано, что минимальное
значение этих величин имеет место при двухстороннем зазоре,
равном 17% от толщины металла (см. табл. 17).
На фиг. 148 представлены типовые осциллограммы,
записанные при вырубке с одним и тем же числом ходов (п '= 120 ход/мин),
но с различной величиной зазора.
Данные осциллограмм после их обработки приведены в виде
графиков на фиг. 149 и 150, которые иллюстрируют влияние
величины зазора и быстроходности пресса на усилие вырубки и работу
резки. Из графиков видно, что минимальные значения усилия
вырубки и работы резки имеют место при второй ступени зазора
A7%), в то же время графики показывают рост усилия,
потребного для вырубки и работы резки, при всех трех ступенях зазора
с переводом пресса на быстроходный режим работы.
При исследовании влияния скорости деформирования и частоты
приложения нагрузки на усилие пробивки-вырубки было устано-
15 Михаленко 2006 2-25

.влено [27], что величина зазора оказывает некоторое влияние на
потребное усилие деформирования (фиг. 151). Наименьшее усилие
пробивки-вырубки имеет место при зазоре, равном 15—20% от
Фиг. 148. Типовые осциллограммы усилия вырубки при 120
ходах ползуна в минуту:
1 — при зазоре 8%; 2 — при зазоре 17% и 3 — при зазоре 30%.
толщины материала. С ростом числа ходов пресса значения
оптимальных зазоров сохраняются.
Понижение усилия и работы резки, а также расхода энергии
с увеличением зазора до определенного значения связано с улуч-
^ Ртах
^ КГ
Ч бооо\
S 5000
кГм
4000:
§2000
¦ч
\
S,
^
\|
S,
V
\
ч
tJ
^
и
к
2
^
Г1
\
Я'
<^
,
<Ч
^ч
Ns
У
s
'л
х2
л
У
'
ь
0 10 15 20 25 30
Величина дбустороннего зазора
6% от толщинь! металла
Фиг. 150. Зависимость работы при
вырубке от зазора при 360 (кривая /) и
120 (кривая 2) ходах пресса в минуту.
0 10 15 20 25 30
Величина дбустороннего зазора
б % от толщины металла
Фиг. 149. Зависимость усилия вырубки
от зазора при 360 (кривая 1) и 120
(кривая 2) ходах ползуна пресса в
минуту.
шением условий процесса пластического деформирования при
пробивке-вырубке, в таком случае скалывающие трещины, идущие
от пуансона и матрицы, совпадают, и поверхность разделения
226

ъ200Ь
Г
щ
~
4-
jL
"j
4
3
T
w
20 30 40 50 60
Относительный зазор
70%
получается чистой, состоящей из ярко выраженного ровного
блестящего пояска и матовой поверхности скалывания (см. фиг. 136, б).
Естественно, что при таких условиях работы штампа должна
наблюдаться наибольшая стойкость режущих кромок матрицы и
пуансона. При недостаточной величине зазора скалывающие
трещины, идущие от пуансона, не встречаются с трещинами, идущими
от матрицы, а идут как бы параллельно друг другу, что приводит
к запаздыванию момента разделения и ухудшению качества
поверхности разделения (см. фиг. 136, а), а следовательно, и к
увеличению усилия пробивки-вырубки работы резки и расхода
мощности. На основе приведенных
экспериментальных дан- &
ных [27], [69]. можно еде- " '
лать вывод о том, что для
создания условий
деформирования, обеспечивающих
получение минимальных
значений усилия пробивки-
вырубки, работы резки и
расхода мощности
исходная величина зазора при
штамповке мягкой
малоуглеродистой стали и
мягкой латуни на
быстроходном прессе должна
составлять 15 — 20% от
толщины материала.
Рассмотрим как влияет величина зазора на максимальную
температуру в зоне разделения, которая может оказывать
существенное влияние на поведение штампуемого материала в процессе
деформирования. В ранее изложенных опытах было установлено,
что величина зазора оказывает заметное влияние на максимальную
температуру в зоне разделения (см. табл. 16 и фиг. 119). Из
графиков, приведенных на фиг. 119, следует, что по значениям
максимальной температуры в зоне разделения исходная величина зазора
при пробивке-вырубке на быстроходном прессе должна находиться
в диапазоне 16—20% от толщины металла.
Что касается точности вырубки, то наиболее благоприятными
зазорами являются такие, при которых имеет место минимальное
отклонение размеров детали (отверстия) от размеров матрицы
(пуансона) или, в идеальном случае, их полное совпадение. По
данным М. Е. Зубцова [36] зазоры, определяющие совпадение
размеров детали с размерами инструмента, либо совпадают с
оптимальными зазорами, при которых усилие вырубки имеет
наименьшее значение, либо очень близки к ним.
Из изложенного следует, что при автоматической штамповке
(пробивке-вырубке) на быстроходном прессе мягкой малоуглероди-
16* 227
Фиг. 151. Изменение усилий
пробивки-вырубки в зависимости от величины зазора при 3000
(кривая /) и 195 (кривая 2) ходах пресса.
Толщина материала 1 мм.
1 и 2 — сталь 08-ОМ; 3 — латунь Л62М; 4 —
алюминий АМцП.

стой стали и мягкой латуни (толщиной до 2 мм) оптимальная
исходная величина двухстороннего зазора должна составлять 15—
20% от толщины материала.
5. СТОЙКОСТЬ ШТАМПОВ ПРИ ПРОБИВКЕ-ВЫРУБКЕ
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
В последние годы появился ряд работ [10], [33], [37], [53],
в которых рассматриваются вопросы стойкости холодноштамповоч-
ного инструмента и, в частности, стойкость штампов при пробивке-
вырубке.В упомянутых источниках не затрагивается вопрос о
влиянии числа ходов пресса на стойкость рабочих частей штампов.
По данным [20] при штамповке на быстроходных прессах
(п = 240-5- 300 ход!мин) стойкость вырубного инструмента
сложных многооперационных штампов, в которых производится
вырубка с формовкой, составляет 500—600 тыс. деталей до переточки,
вместо 70 тыс. деталей при нормальном числе ходов пресса *.
Такая стойкость штампов достигается без применения твердых
сплавов или какого-либо способа упрочнения рабочих частей
штампа.
Изучение состояния поверхности рабочих частей штампа, на
котором было изготовлено около 7 млн. деталей, показало, что
матрица имеет ярко, выраженный поясок смятия в узкой зоне
контакта по всему периметру отверстия. Это позволяет
предполагать, что повышение стойкости инструмента при переводе пресса
на быстроходный режим штамповки связано с изменением
структуры и наклепом на его рабочих гранях. Учитывая, что наклепу
могут подвергаться стали, имеющие пониженную твердость, на
заводе «Труд» применяют закалку матриц на твердость HRC 45—50,
а пуансонов на твердость HRC 56—60. Материалом для рабочих
частей штампа является сталь марок: У7А, У8А и У10А. Вкладыши
рабочих частей матриц иногда изготовляют из стали ШХ-15.
Следует отметить, что использование матрицы, имеющей
твердость значительно ниже твердости пуансона, может вызвать
самозатачивание штампа. Самозатачивание «мягкой» матрицы
пробивного штампа твердым пуансоном широко известно в практике.
В этом случае, под давлением обрабатываемой заготовки рабочие
кромки матрицы частично осаживаются внутрь рабочего отверстия,
а затем срезаются твердым пуансоном при входе его в матрицу.
В результате этого рабочие кромки матрицы в некоторой степени
делаются опять острыми. Самозатачивание матрицы пробивного
штампа или пуансона вырубного штампа происходит при работе
на прессах и с обычным числом ходов. Самозатачивание штампов
является одним из способов повышения их стойкости при обра-
1 Приведенные данные являются сугубо ориентировочными, так как они
не базируются на специально поставленных экспериментах, а выявлены в
производственных условиях,
2.2.6

ботке тонких материалов. В этом случае производится, по сути
дела, беззазорная пробивка-вырубка.
Непродолжительный опыт эксплуатации бесшатунного
быстроходного пресса (см. фиг. 9) на Рижском заводе «Саркана Планета»
показал, что повышение быстроходности пресса со 120 до
460 ход!мин приводит к увеличению стойкости штампа (см. фиг. 66),
предназначенного для штамповки канцелярской кнопки,
примерно в 2—3 раза. Штампуемый материал—лента толщиной
0,5 мм из стали 10. Вырубка производится на сырой матрице,
изготовленной из стали Х12. Материал пуансона — сталь У10А,
твердость после термообработки составляет HRC 56—58.
Опыт работы Московского и Челябинского часовых заводов,
а также Московского завода «Молния» и Подольского
механического завода показывает некоторое повышение стойкости штампов
при штамповке на быстроходных прессах.
По данным зарубежных источников штамповка на
быстроходных прессах с числом ходов 400 и выше при вырубке из тонкой
ленты (до 1 мм) сопровождается повышением стойкости штампо-
вого инструмента и улучшением чистоты поверхности среза при
уменьшении величины заусенца.
Так, например, по данным фирмы «Раскин» (Бельгия),
быстроходный пресс-автомат разработанный этой фирмой совместно с
английской фирмой «Векфильд», обеспечивает высокую стойкость
вырубного инструмента и позволяет получить без переточки
760 тыс. деталей, в то время как на прессах обычной конструкции
число деталей, получаемых без переточки, не превышает 40 тыс.
деталей [103].
По данным фирмы «Вин Эквимент», выпускающей
быстроходные прессы с числом ходов до 1200 в минуту [147], стойкость
инструмента при работе на таком прессе соответствует стойкости
штампов на обычных прессах.
По другим данным [141 ], [148], при высокоскоростной
штамповке-вырубке широко используется инструмент из твердых
износостойких сплавов, требующих более редкой переточки. Так, при
правильной эксплуатации штампа, предназначенного для
вырубки из стали толщиной 3,2 мм, было получено 900 тыс. деталей при
трех переточках [148J-.
Многократное повышение стойкости штампового инструмента
при переводе прессов на быстроходный режим работы имеет
большое народнохозяйственное значение. С повышением стойкости
штампа не только уменьшается удельный вес стоимости его
изготовления в себестоимости штампованных изделий, но и снижаются
затраты на его содержание в процессе эксплуатации,, которые по
данным ряда заводов превосходят' в 1,5—2,0 раза, заработную
плату основного производства [10]. Рост стойкости штампов дает
возможность сократить число штампов-дублеров и рациональнее
загрузить инструментальные цехи. Кроме того, при автоматиче-
229

ской штамповке на быстроходных прессах наблюдается уменьшение
переналадок пресса, связанных с неисправностью штампа,
вследствие чего резко повышается производительность и улучшаются
экономические показатели штамповки.
Резкое повышение стойкости штампов [20], [103] можно
объяснить во-первых тем, что внедрение и использование надежно
работающих автоматических узлов подачи обрабатываемого
материала, взамен обычных, менее устойчиво работающих,
сократило число остановов оборудования, переналадок инструмента
и его заправок материалом. Во-вторых, увеличение числа ходов
прессов, в некотором интервале частот нагружений инструмента,
создает благориятный термомеханический режим работы рабочих
деталей штампа, что, в свою очередь, вызывает повышение его
стойкости между переточками.
Эффективность использования быстроходных прессов с надежно
действующими механизмами подачи при массовом характере
производства определяется стойкостью штампового инструмента.
Особенно это относится к штамповке трудно обрабатываемых
сталей.
В этой связи заслуживает внимания работа Н. К. Фотеева [114]
по созданию высокостойких вырезных штампов, армированных
твердыми сплавами.
Из табл. 21 видно, что максимальная стойкость вырезных
штампов, армированных твердыми сплавами, составляет 2—6 млн.
ударов, в зависимости от типа штампа.
Таким образом, эффективность использования быстроходных
прессов может быть резко повышена путем использования
твердосплавных штампов. Теоретически производительность пресса
прямопропорциональна числу ходов пресса (кривая / фиг. 152).
В зависимости от условий ведения процесса штамповки при
определенных числах ходов пресса в минуту обеспечивается
максимальная производительность. При ручном обслуживании пресса
с использованием стального штампа оптимальное число ударов
в среднем равно 50—100 (кривая 2), а при автоматизации
процесса штамповки находится в пределах 500 (кривая 5). При
эксплуатации твердосплавных штампов, в связи с повышением
их стойкости с ростом числа ходов пресса в минуту,
действительная производительность (кривая 4) мало отличается от
теоретической.
Несмотря на актуальность работ по исследованию влияния
быстроходности пресса, а следовательно, и скорости
деформирования на стойкость штампового инструмента, в литературе имеется
мало исследований, посвященных этому вопросу. По существу
только в работе Н. К- Фотеева [114] проведены опыты по
установлению влияния быстроходности пресса на стойкость штампа,
армированного твердым сплавом и дан анализ услозий его
работы.
230

Таблица 21
Результаты эксплуатации вырезных штампов, армированных
твердыми сплавами по данным Н. К. Фотеева
Группа
штампа
1
2
3
4
Тип штампа
Ножевой
Дыропробивной
Для вырубки сложных
деталей
Ножи вибрационных
ножниц
Условное
обозначение
сплава
ВК8ВК
ВК12ВС
ВК12ВК
ВК15ВС
ВК20УС
ВК15ВК
ВК20УС
ВК20УС
ВК12ВК
ВК15ВС

Максимальная стойкость
штампа до
переточки

Экономическая
стойкость
штампа* j
в млн. ударов
5,5-6
4
2
30 **
2,5—3
1,5—2 1
1
20**
* Величина снимаемого слоя твердого сплава при переточке составляет
0,2 — 0,25 мм.
** Стойкость ножей вибрационных ножниц дана в километрах нарезанных
полос.
Н. К- Фотеев изучал влияние изменения числа ходов пресса
на стойкость штампа, предназначенного для односторонней
прямолинейной резки материала.
Резке подвергалась труднообрабатываемая электротехническая
сталь марки Э4АА толщиной 0,5 мм. Эксперименты проводились
на быстроходном эксцентриковом прессе конструкции
Центральной научно-исследовательской лаборатории электрических
методов обработки материалов АН СССР. Число ходов пресса
изменялось в минуту с 200 до 1000.
Опыты показали, что стойкость штампа повышается примерно
с 200—300 ходов в минуту (фиг. 152, б) и растет пропорционально
числу ходов пресса, а следовательно, и скорости деформирования.
В данном случае, рост числа ходов пресса в 5 раз приводит к
увеличению стойкости отрезного штампа, армированного твердым
сплавом, примерно на 33%.
Н. К. Фотеев считает, что в основном стойкость штампов
повышается при скоростной штамповке, в результате воздействия
231

тепла на режущие элементы штампа. Режущие элементы
вырубных штампов, как он полагает, испытывают напряжения,,
.вызываемые ударным характером усилия вырубки и воздействием тепла,
возникающим вследствие трения рабочих поверхностей штампа
об обрабатываемый материал.
к млн ударов
Ы
100
500 п ход/мин
Код.
100 400 600 800п ход/мин
S)
?ход* ^о%л.
Фиг. 152. Зависимость производительности пресса Q (а), стойкости
твердосплавного штампа N (б) и условий работы режущих элементов штампа (в) от числа
ходов пресса в минуту:
°т ~~ максимальное значение напряжения; av — среднее значение напряжения; or —
амплитудное значение напряжения.
Характер воздействия этих факторов различен. Усилие
вырубки вызывает в режущих элементах циклически изменяющиеся
напряжения, при этом принимается, что усилие вырубки, а
следовательно, и вызываемые им напряжения, не изменяются с
повышением скорости штамповки. С повышением числа-ходов пресса
характеристики асимметричного цикла напряжений., кроме
частоты, остаются неизменными,
232

• Тепловое воздействие на рабочие части штампов тесно
связано с изменением скорости штамповки и числа ходов пресса.
При увеличении числа ходов пресса время охлаждения
режущих элементов будет уменьшаться, так как моменты выделения
тепла будут наступать раньше, чем охладиться нагретая
поверхность. Это приведет к значительному изменению характеристик
циклического воздействия тепла: асимметричный .цикл напряжения
вследствие теплового воздействия будет приближаться к
статической нагрузке.
На фиг. 152, в условно показаны три возможных случая
воздействия на режущие элементы штампа, усилия вырубки, тепла,
выделяемого при штамповке, а также суммарного воздействия
факторов, соответствующих трем соотношениям времени охлаждения
режущих кромок хохл и времени одного оборота эксцентрика
пресса хход. Индексы р и / при характеристиках цикла напряжения
(атр> GvP> ааР -— первая горизонтальная группа кривых; omt°,
Gvt°> aat° — вторая горизонтальная группа кривых) показывают,
что эти напряжения вызваны соответственно воздействием усилия
вырубки и тепла, выделенного в результате трения. Обозначения
характеристик цикла вида 2crm, ^av, %oa — третья
горизонтальная группа кривых — указывает суммарное напряжение на
режущих кромках от силового и теплового воздействия.
При штамповке на быстроходных прессах в результате
уменьшения суммарной амплитуды колебаний напряжений от силового
и теплового воздействия, по мнению Н. К. Фотеева, стойкость
вырубного инструмента должна возрастать.
П. Д. Чудаков \ касаясь вопроса повышения стойкости
штампов при скоростной штамповке, предполагает, что увеличение
стойкости вырубных штампов с увеличением числа двойных ходов
в минуту происходит в результате:
1) образования более износостойкого поверхностного слоя;
2) уменьшения коэффициента трения;
3) уменьшения амплитуды колебаний температуры
поверхности рабочих частей штампа.
Используя данные по трению и износу, он объясняет повышение
стойкости следующим образом: на поверхности трения
образуются пленки окисла; пластическая деформация поверхностных
слоев способствует проникновению кислорода в металл; с
повышением, скорости толщина пластически деформируемого слоя
уменьшается, в связи с чем уменьшается и коэффициент трения;
рост скорости вызывает на поверхности трения образование новых
структур, сопротивляющихся износу.
П. Д. Чудаков подчеркивает большую роль температурного
режима работы инструмента. Увеличение числа двойных ходов
1 Чудаков П. Д. Исследование некоторых вопросов процесса вырубки-
пробивки. Диссертация. Московский станкоинструментальный институт, 1955.
233

при вырубке, по его мнению, ведет к большему разогреву
рабочих частей штампа. Вследствие этого колебания температуры
поверхности инструмента во время холостого хода будет меньше.
Отсюда знакопеременные термические напряжения,
способствующие растрескиванию поверхностных слоев, с увеличением
скорости уменьшаются.
Экспериментов, посвященных выяснению влияния
предполагаемых факторов на повышение стойкости инструмента, П. Д.
Чудаков не проводил.
Стойкость штампов определяется числом деталей,
отштампованных до полного износа рабочих частей — пуансона и матрицы.
В этом случае возникает размерный брак. Значительно раньше
появляются некачественные детали с недопустимыми заусенцами
на кромках вырубок и пробитых отверстий. Таким образом,
следует различать полную (размерную) и промежуточную
(качественную) стойкость штампов [95]. Под качественной стойкостью
подразумевается стойкость между двумя перешлифовками.
Качественная стойкость определяет собой частоту съема штампа
с пресса.
Обычно за критерий качественной стойкости принимают
определенную высоту заусенца. Величина допустимого заусенца
ограничивается требованиями к качеству детали, ее назначением и
дальнейшим технологическим процессом ее обработки.
Внедрение в производство высокопроизводительных процессов
автоматической штамповки связано со значительными затратами
на эксплуатацию сложного инструмента.
Значительные усилия, воспринимаемые рабочими
поверхностями пуансонов и матриц, динамический характер приложения
нагрузки, различная частота ударов пресса, изменение скорости
пластического течения и свойств обрабатываемого металла,
изменение условий трения при рабочем ходе, рост температуры в зоне
разделения и нагрев инструмента — характеризуют
специфические условия работы и износа деталей штампа при
пробивке-вырубке.
Из изложенного видно, что по вопросу стойкости штампов
при пробивке-вырубке на быстроходных прессах имеют место
противоречивые данные относительно количественной оценки
изменения стойкости инструмента в зависимости от числа ходоэ.
Эта противоречивость, по-видимому, объясняется тем, что в одном
случае она оценивалась по результатам производственных
данных, в других случаях — по данным лабораторных
исследований. Единого мнения по этому вопросу нет.
Необходимость проведения специально поставленных
экспериментов по выявлению влияния быстроходности пресса на
стойкость инструмента при разделительных операциях холодной
штамповки очевидна.
234

В Институте а6?6матикй и механики Академии наук
Латвийской ССР было проведено специальное исследование,
посвященному этому вопросу \ результаты которого приводятся ниже.
Экспериментальные исследования износостойкости
инструмента
. Экспериментальные исследования влияния быстроходности
пресса на стойкость штампов при пробивке-вырубке проводили
на бесшатунном прессе-автомате с самоподачей обрабатываемого
материала усилием 1 т с индивидуальным приводом. В ходе
экспериментов использовали рулонную ленту в состоянии поставки
без дополнительной смазки.
Для проведения длительных опытов по установлению
стойкости было изготовлено четыре блока штампов и к ним сменные
пуансоны и матрицы.
Размеры пуансонов и матриц подбирали таким образом,
чтобы иметь возможность оценить влияние величины
относительного зазора на стойкость штампов.
Были проведены две серии опытов. В первой серии
производилась пробивка-вырубка прочного материала при разном числе
ходов пресса с использованием штампа, у которого пуансон имел
твердость значительно выше твердости матрицы. Во второй серии
опытов производилась пробивка-вырубка мягкого материала на
штампе с пуансоном и матрицей одной твердости.
Таким образом, эксперименты давали возможность
исследовать влияние разных условий пробивки-вырубки на
износостойкость штампов.
Пуансоны и матрицы изготовляли из инструментальной
углеродистой стали марки У8А. Пуансоны для первой и второй серии
экспериментов термообрабатывали на твердость HRC 56—58. Для
первой серии экспериментов матрицы термообрабатывали на
твердость HRC 46—50. Сменные матрицы 6о второй серии опытов
имели твердость HRC 56—58. Поверхность пуансонов шлифовали,
рабочее отверстие матриц изготовляли с конусом 1 : 100.
В качестве обрабатываемых материалов использовали ленты:
в первом случае — из стали У8 (ГОСТ 1435-54) нагартованной,
толщиной 0,4 мм, шириной 4 мм\ во втором — из стали 08-ОМ
толщиной 0,85; 1,0 и 1,5 мм, шириной 10 мм.
Пробивка-вырубка производилась в первой серии опытов
пуансоном диаметром 2,5 мм, во второй — пуансоном диаметром 3,5 мм.
Использование ленты шириной 10 мм давало возможность
пропускать ее через штамп дважды.
Стойкость штампов определялась количеством вырубленных
дисков или пробитых отверстий до появления на их кром-
1 Демиденко Е. И. Исследование процесса пробивки-вырубки на
быстроходном прессе-автомате. Диссертация. Рига, 1961.
235

ках заусенца высотой 0,15 мм (качественная стойкость).
Следовательно, если на кромках пробитых отверстий (или вырубке)
в ленте появлялся заусенец высотой 0,15 мм, а на вырубленной
детали (или ленте) он еще не достиг этого значения, то на штампе
работа прекращалась. Наблюдения за изменением величины
заусенца осуществлялись непрерывно. Контрольные замеры
производились через каждые 25 000 ходов пресса. Высота заусенца
измерялась микрометром с точностью до 0,01 мм. Результаты
измерений заносились в протоколы. Всего было проведено 34
эксперимента.
Цтыс.ударод
* 150
g? 50
<
н—
—О—
/
2
WQ
800
1200 ход/мин
Фиг. 153. Изменение стойкости штампа TV
при пробивке-вырубке твердого материала
на мягкой матрице:
/—зазор 16%; 2 — зазор 10%.
В необходимых
случаях, для изучения износа
рабочих деталей штампа,
после каждых 25 000
ударов, штамп снимался с
пресса. Затем на большом
инструментальном
микроскопе производились
измерения матриц и пуансонов
с точностью 0,005 мм.
Результаты исследова-
ний, проведенных по
описанной выше методике,
дали возможность вскрыть некоторые особенности износа и
изменения стойкости штампов при повышенных числах ходов
пресса.
Первая серия опытов — пробивка-вырубка прочного материала
пуансоном, имеющим твердость значительно выше твердости
матрицы при числе ходов пресса 200, 500, 920 и 1550 в минуту —
показала: ,...
1. Рост числа ходов пресса с 200 до 1550 ходов в минуту не
вызывает существенного изменения общей стойкости штампа
(фиг. 153). На ленте, в результате интенсивного износа
сравнительно мягкой матрицы, заусенец рос значительно быстрее, чем
на вырубке (фиг. 154);
2) Анализ данных протоколов и графиков изменения величины
заусенца на вырубке свидетельствует о замедлении износа
пуансона с ростом числа ходов пресса.
Вторая серия опытов — пробивка-вырубка мягкого материала
пуансоном и матрицей одной твердости — выявила особенность
быстроходной штамповки.
При пробивке-вырубке стали 08-ОМ твердым пуансоном (HRC
56—58) на твердой матрице (HRC 56—58), матрица, как и
следовало ожидать, изнашивалась меньше и не определяла
качественной стойкости штампа.
В этом случае стойкость штампа характеризовалась ростом
заусенца на вырубленной заготовке, т. е. износом пуансона. -
236

Пуансон изнашивается быстрее матрицы, так как подвергается
износу интенсивнее — при осуществлении деформации и при
выходе из ленты..
Пробивка-вырубка заготовки происходит на острых рабочих
кромках пуансона и матрицы при незначительном трении вырубок
о коническую поверхность матрицы. В процессе осуществления
деформации на кромках пуансона и матрицы возникают
значительные напряжения. Под действием контактных напряжений
кромки пуансона и матрицы притупляются, в результате чего на
вырубленных деталях и отверстиях заготовки возникают заусенцы.
h3
-е$
^
f
\^\
N
7Д
Ч~
"ч
О 50 100 тыс 0 50 100 тыс 0 50 100 тыс
Количество ударов количество ударов количество ударов
а) 6) в)
Фиг. 154. Динамика изменения величины заусенца h3 на вырубленной заготовке
(/) и ленте B) при пробивке-вырубке ленты из стали У8. Твердость пуансона
HRC 56—58, твердость матрицы HRC 46—50.
а — 200 ход/мин; 2=11%; б — 500 ход/мин, г = 17%; в — 1550 ход/мин, z = 15,5%
В начальный момент работы штампа, в период приработки,
заусенец растет сравнительно быстро. Затем, в связи с уменьшением
шероховатости на кромках пуансона и матрицы, величина заусенца
изменяется медленнее — период нормального износа. По
истечении определенного количества ходов пресса, заусенец
увеличивается интенсивнее и достигает недопустимых размеров. На
фиг. 155 показаны графики изменения величины заусенца при
вырубке заготовок из стали 08-ОМ с разным числом ходов пресса,
построенные по данным экспериментов. Изменение величины
заусенца при обычном и увеличенном числе ходов пресса происходит
аналогично. Однако во всех случаях, при пробивке лент разной
толщины с одной и той же величиной зазора, при увеличении числа
ходов со 100—200 до 1.5Q.0 в минуту, .рост заусенца замедляется.
Например, при пробивке ленты толщиной 0,85 мм на прессе при
100 ход/мин с зазором, равным примерно 12%, величина заусенца
составляла 0,15 мм после 133—1.60 тыс. ударов.
В то же время, при штамповке на прессе с числом ходов 1500
в минуту, величина заусенца, равная 0,15 мм, появилась только
после 198—208 тыс. ударов. Подобное явление обнаружено при
обработке лент толщиной 1,0 и 1,5 мм.
Из табл. 22 видно, что с ростом числа ходов пресса стойкость
штампов при пробивке-вырубке существенно повышается.
237

Следует отметить, что Ёыя&ленный характер повышения
стойкости штампов подобен изменению стойкости отрезного штампа
(данные Н. К. Фотеева, фиг. 152).
Имея данные о средней температуре нагрева пуансона в
процессе непрерывной автоматической пробивки-вырубки и
пренебрегая изменением диаметра матрицы ввиду ее малого нагрева,
л,
мм
QJ
мм
0,1
>¦ ¦ '¦"<
,-гп
J>
г
у (
^
г^
а)
S)
50 100 150тыс О
Количество идаров
I _*
\Z\
1
А
гЛ
1
I^J
1^
50 тыс 0 50-
Количество идаров
д) е)
тыс
50 100 150 200 250 тыс.
Количество ударов
г)
Фиг. 155. Динамика изменения
величины заусенца h3 на вырубленной
заготовке при пробивке-вырубке ленты
из стали 08-ОМ при различных
значениях числа ходов пресса и зазоров.
Твердость пуансона HRC 56—58,
матрицы — HRC 56—58.
а — б = 0,85 мм, 100 ход/мин, z = 12%; б
в — б = 1,0 мм, 100 ход/мин, z = 18%; г — <
6 = 1,5 мм, 200 ход)'мин, z — 13,5%; е —
- б = 0,85 мм, 1500 ход/мин, z = 12%;
= 1,0 мм, 1500 ход/мин, z = 18%; д —
6 = 1,5 мм, 1500 ход/мин, z = 13,5%.
можно легко определить изменение диаметра пуансона в результате
нагрева и оценить влияние теплового расширения пуансона на
абсолютное значение зазора.
Таблица 22
Данные, характеризующие стойкость штампов
Толщина
материала
в мм
0,85
1,0
1,5
Относительный
зазор в %
12
12
18
18
13
13
Число ходов
пресса в минуту
100
1500
100
1500
200
1500
Стойкость
штампов в тыс.
ударов
• 146
203
150
257
54
95
Увеличение
стойкости в %
39
71
76
238

Рассмотрим пробивку-вырубку стали 08-ОМ толщиной 1,5 мм
пуансоном диаметром 3,45 мм, с относительным зазором 8%.
Абсолютный зазор в этом случае составит 0,12 мм. Используя
имеющиеся данные о величине установившейся температуры в
пуансоне, определим изменение диаметра пуансона.
Коэффициент линейного расширения а закаленного пуансона
'примем равным 12-10. Тогда из выражения dat, где d —
диаметр пуансона, t — температура его нагрева, найдем значения
увеличения диаметра в результате нагрева пуансона (табл. 23).
Таблица 23
Изменение диаметра пуансона при нагреве
Число ходов
пресса в минуту ....
Температура
нагрева пуансона в °С
Увеличение
диаметра пуансона,
10~4 мм
120
50
21
315
68
28
765_
119
49
1920
204
84
Следовательно, даже в случае наибольшего нагрева пуансона
B04° С) его диаметр увеличивается всего на 0,0084 мм, что
практически не влияет на изменение величины абсолютного зазора.
Из изложенного следует, что «заклинивание» пуансона в
матрице при пробивке-вырубке на быстроходном прессе может
произойти в том случае, если величина зазора недостаточна и
увеличение диаметра пуансона за счет нагрева соизмеримо с ней. Кроме
того, повышенный нагрев пуансона может произойти в случае
значительного углубления пуансона в матрицу, что имело место
в опытах [69], описанных выше. В этом случае резко
увеличивается время контакта пуансона с обрабатываемым материалом
и путь трения.
В излагаемых исследованиях не предусматривалось
специального изучения влияния величины зазора на стойкость штампов.
Однако в ходе исследований было обнаружено повышение
стойкости при пробивке-вырубке на штампах, имеющих относительный
зазор 15—20%. Так, например, при пробивке стали 08-ОМ
толщиной 1,0 мм с относительным зазором 18%, стойкость штампа
оказалась выше, чем при пробивке стали 08-ОМ толщиной 0,85 мм
с относительным зазором 12% (табл. 22). Кроме того, в первой
серии опытов при пробивке-вырубке стали У8 это явление также
имело место (см. фиг. 153).
Снижение стойкости штампов при быстроходной штамповке
с относительными зазорами, значительно меньшими 15%,
вызывается неблагоприятными условиями деформирования, ростом
239

усилия пробивки-вырубки и изменением температурного режима
работы пуансона.
Поэтому с точки зрения повышения стойкости пробивных
штампов при работе на быстроходных прессах следует пользоваться
увеличенными значениями относительных зазоров. Как показали
эксперименты, оптимальный зазор по стойкости в этом случае
лежит в диапазоне 15—18%. Данный вывод совпадает с
рекомендациями Ф. П. Михаленко и М. Е. Зубцова.
Фиг. 156. Вид изношенной поверхности пробивного
пуансона (а) после штамповки при 1500 ход/мин; X 15,
и зоны износа (б).
Износ пуансона при пробивке-вырубке протекает в
специфических условиях прерывистого многократного воздействия
внешних сил на его рабочую поверхность при
возвратно-поступательном движении. Сложный процесс износа усугубляется тем, что на
его рабочей поверхности в период осуществления рабочего и
обратного хода.изменяются условия трения — скорость движения,
температура и удельное давление на поверхности трения.
Сравнивая износ режущего инструмента (резцов, сверл, фрез)
с износом деталей машин, А. М. Даниелян [22] подчеркивает:
«учитывая особенности износа режущего инструмента, не
представляется возможным механическое перенесение закономерностей
износа деталей машин на режущий инструмент». Еще в большей
мере это относится к инструменту, обрабатывающему, металл без
снятия стружки — штампам.
При пробивке-вырубке пуансон изнашивается интенсивнее
матрицы и его износ определяет собой стойкость штампа до
перешлифовки, поэтому рассмотрим процесс изнашивания пуансона
отдельно.
На рабочей поверхности пуансона можно заметить три
характерные зоны износа (фиг. 156).
240

Зона / расположена непосредственно.... у. режущей кромки,
износ которой определяет величину заусенца на вырубке. В связи
с концентрацией напряжений в области режущей кромки эта
часть пуансона воспринимает наибольшие усилия в момент
деформирования при наибольших значениях скорости, движения
пуансона и температур, возникающих в зоне разделения. Вид этой
части изношенной поверхности характеризуется механическими
молекулярным взаимодействием контактирующих тел [4], [5], [124]..
Рабочая кромка притупилась, образовалась блестящая
поверхность, на которой имеются продольные вмятины и мелкие
повреждения, вызванные пластическим деформированием и усталостным
разрушением микрообъемов —четко виден ярко выраженный
поясок разрушения материала пуансона. Аналогичный вид
изношенной рабочей кромки образовался у всех пуансонов,
использованных при работе с повышенным числом ходов пресса..
Граница зоны / определяется глубиной погружения пуансона
в деформируемый металл до момента выхода торца пуансона за
пределы блестящего пояска, образующегося на поверхности
пробитого отверстия.
Зона // — зона скользящего трения пуансона о поверхность
пробитого отверстия в заготовке, расположена несколько выше
зоны /. В зоне // при движении пуансона на его поверхность
действует давление со стороны упруго сжимающейся пробитой
заготовки. При пробивке ленты толщиной 1,0 мм удельное давление
может значительно превысить 500 кГ/см2. Температура на
поверхности контакта в этот период резко изменяется (см. фиг. 115).
При движении пуансона вниз, она снижается до минимального
значения, при обратном движении — повышается. На этой части
изношенной поверхности пуансона вмятины и продольные,
царапины проявляются резче. Под действием значительных удельных
давлений и касательного перемещения в условиях сухого трения,
часть обнаженных ювенильных участков поверхности отверстия
и микронеровности на поверхности пуансона вступают в
молекулярное взаимодействие притяжением и схватыванием, Вид
поверхности износа показывает, что ведущим процессом молекулярного
взаимодействия в зоне // является молекулярное схватывание.
Зона .износа пуансона //./. возникает в период наименьших
значений скоростей движения пуансона. В крайнем нижнем
положении (в «мертвой точке») скорость,равна нулю. В этот момент
трущаяся пара находится в условиях трения покоя. Смена
направления движения пуансонами условия трения, покоя вызывают
повышенный износ поверхности. Эта зона характерна наибольшей
шероховатостью. Здесь интенсивно действует процесс схватывания и
глубинного вырывания [45], [124].
С ростом скорости деформирования сопротивление пробивке-
вырубке увеличивается незначительно. Изменяется существенно
температурный режим работы пуансона,
16 Михаленко 2Q06 241

Как известно, с ростом скорости скольжения коэффициент
трения снижается [82], [16], [102]. Е. П. Унксов рекомендует
при работе с высокими скоростями значения коэффициента трения
принимать меньше обычных на 20—25%. Согласно данным
И. М. Павлова, при изменении скорости прокатки от 0 до 5 м/сек
коэффициент трения уменьшается более чем в 2 раза. С. И. Губкин,
осаживая при 400° С дуралюминиевые образцы в статических и
динамических условиях, нашел, что динамический коэффициент
трения в 1,5 раза меньше статического. В. Д. Кузнецов [51 ]
отмечает уменьшение коэффициента трения при росте скорости
скольжения. Это положение подтверждается данными И. В. Крагель-
ского и И. Э. Виноградовой [47] для случая трения с
значительным давлением.
Зависимость коэффициента трения от температурных условий
является весьма сложной [48]. Исследования по определению
коэффициента трения в зависимости от температуры в диапазоне от
20 до 400° С показывают некоторый рост его значения. Изучая
влияние температуры в этом диапазоне на коэффициент внешнего
трения при деформации дуралюмина без смазки, при малой
скорости, С. И. Губкин и Н. М. Орлов [17] показали, что его
значение изменяется с 0,3 до 0,35. Опыты других исследований [38],
[56], [120] подтверждают эту тенденцию.
При увеличении скорости деформирования повышается
температура в зоне контакта пуансона с обрабатываемым
материалом.
Следовательно, в одном случае, с увеличением скорости
пробивки-вырубки коэффициент трения снижается, в другом, с
увеличением температуры — повышается. То и другое изменение
незначительно, они компенсируют друг друга.
Б. В. Дерягин [24] пишет: «внешнее трение мало зависит от
температуры и скорости».
На основании изложенного можно сделать вывод, что
изменение коэффициента трения не может существенно влиять на
стойкость вырубных штампов в диапазоне исследованных скоростей
деформирования.
Увеличение стойкости инструмента при быстроходной
штамповке объясняют появлением пленок окислов, новых структур
в поверхностных слоях, изменением физико-химических свойств
контактных поверхностей или образованием износостойкого
поверхностного слоя.
Окисление при трении развивается в широком диапазоне
скоростей: от малых до возникновения схватывания при больших
скоростях [45].
Не имея возможности широко обсудиткмногочисленные
исследования изменения износа трущихся пар в зависимости от
скорости трения и удельного давления, ввиду резкого различия
в условиях их проведения, отметим следующее.
242 '

Глубокие исследования износа при Трений провели Н. Л. Го-
лего и П. К. Топеха [12]. В частности, они изучали износ при
трении неподвижного закаленного образца из стали У8 по
вращающемуся диску из стали 10 при изменении скорости скольжения от
0,005 до 5 м/сек и удельного давления с 1 до 100 кГ/см2.
В диапазоне изменения скоростей трения от 0,005 до 0,25 м/сек
износ образца почти не изменяется и с ростом удельного давления
незначительно увеличивается.
При повышении скорости скольжения износ при малых
давлениях (до 25 кГ/см2) медленно, а при повышенных — скачкообразно
увеличивается.
Исследования А. М. Зуева [38]
показали, что при температурах 140—200° С,
в результате трения разрушаются тонкие
«первичные» окислы.
П. К. Топеха [ПО] при изучении
поверхности трения образца закаленной
стали У8 по мягкой стали в диапазоне
небольших скоростей не обнаружил ее
качественного изменения. Однако он
отметил, что пленки окислов могут быть очень
тонкими @,002 мм).
Специальные исследования
поверхности изношенных пуансонов с помощью
микрошлифов, которые подвергались
электрополированию, не обнаружили на ней
слоев, имеющих особые
физико-механические свойства.
Краткий анализ указанных возможных
факторов, повышающих стойкость
вырубных штампов (уменьшение коэффициента трения, образование
окисных пленок и износостойких слоев), показывает, что они не
могут полностью объяснить этого явления.
При нагреве или охлаждении тела, находящегося в упругом
состоянии, с появлением температурного градиента возникают
температурные напряжения.
Исследования влияния частоты нагружения пуансона на
температурный режим его работы показали, что с ростом числа ходов
пресса изменяется разность между температурой поверхности
пуансона в момент начала реза и установившейся средней температурой
нагрева пуансона (см. фиг. 116). В связи с этим значения
термоупругих напряжений, возникающих на режущей кромке пуансона,
также изменяется.
Следует отметить, что при определенных условиях пробивки-
вырубки на быстроходном прессе значения температуры нагрева
пуансона и на его поверхности могут достичь таких величин,
которые вызовут резкое снижение прочности пуансона и его износо-
16* 243
Фиг. 157. Износ режущей
кромки пуансона.
Материал пуансона сталь У8А.

стойкости. Другими словами, кривая изменения стойкости будет
иметь максимум, после которого стойкость будет падать.
В экспериментах, которые были проведены в связи с
исследованием стойкости, установившаяся температура нагрева пуансона
не достигала тех значений, которые могли вызвать резкое
изменение физико-механических свойств закаленной стали У8А [41],
[117 ]. Максимальные температуры в зоне разделения действуют на
кромку пуансона в короткие отрезки времени. С повышением
числа ходов пресса интенсивность роста этих температур
замедляется (см. фиг. 118) при одновременном сокращении времени их
действия.
Разрушение упругих тел происходит путем отрыва при
небольшой или даже без пластической деформации и путем среза с
предварительной пластической деформацией [21 ], [50], [89]. В
большинстве случаев при сжатии разрушение происходит от действия
касательных напряжений путем среза, при этом отдельные
элементарные участки излома «среза» могут происходить от действия
нормальных растягивающих напряжений, т. е. путем отрыва.
Разрушения в результате усталости также вызываются в основном
действием касательных напряжений.
Исследование износа пуансонов показало, что по мере
увеличения числа нагружений и накапливания микроразрушений
появляются резко очерченные характерные макроразрушения
(фиг. 156, а). Внешний вид изношенной рабочей кромки пуансона
(фиг. 157) дает основание предположить, что ее разрушение
происходит главным образом путем среза под действием максимальных
касательных напряжений. -
Совместное действие термоупругих напряжений и напряжений
сжатия от усилия штамповки определяет напряженное состояние
режущей кромки пуансона в момент появления скалывающих
трещин.
С ростом частоты нагружения пуансона сопротивление
деформированию изменяется незначительно, в то же время температурный
режим его работы" изменяется существенно. Следовательно, при
данных значениях напряжений сжатия от усилия штамповки
изменяющаяся величина термоупругих напряжений характеризует
собой изменение напряжённого состояния кромки пуансона.
Как известно [14], [49],- [75], напряженное состояние
оказывает влияние на износ трущихся поверхностей. Если во время
работы под влиянием нагружения создаются растягивающие
напряжения, то износ увеличивается; если напряжения
сжимающиеся—износ уменьшается при всех прочих равных условиях
изнашивания. Влияние дополнительных напряжений сжатия
выражается заметным.увеличением сопротивления материала
знакопеременным, напряжениям сдвига. Напряжения сжатия
оказывают упрочняющее действие на металл [84]. Таким образом, для
того чтобы проанализировать влияние изменения температурного
244

режима работы пуансона на его износостойкость, достаточно
определить значения термоупругих напряжений на рабочей кромке
пуансона и их изменение с ростом частоты нагружении пуансона
(числа ходов пресса).
Термоупругие напряжения и влияние их на напряженное
состояние режущей кромки пуансона
Определение термоупругих напряжений. Рассмотрим
цилиндрический пуансон радиусом, равным г (фиг. 158). Поместим
начало осей координат на торцовой поверхности. Ось пуансона
примем за ось z, а оси х и у
расположены в плоскости к ней
перпендикулярной. Выделим на
торцовой поверхности пуансона
бесконечно тонкий элемент,
ограниченный радиусами q и q + dq
с центральным углом dcp.
Напряжения, действующие в
площадке, обозначим соответственно
через crQ, <т0 + daQ и а%. Исходя из
условия равновесия
элементарного объема, получим
уравнение [109]
с1а0
°q — (Ух
Q
0, D5)
являющиеся уравнением вза- Фиг. 158. Схема к определению термо-
имозависимости радиальных (aQ) упругих напряжений,
и окружных (сгт) напряжений.
Для решения уравнения D5) используем обобщенный закон
Гука с учетом температурных удлинений
т-уК-И,) + ^;
D6)
ет = "ТГ — 4" К + аг) + <
D7)
D8)
где
ег, 8е и е^ — относительные удлинения;
a — температурный коэффициент линейного
расширения, принятый независимым от
температуры;
t — tr — tQ — перепад температур;
tr —температура на поверхности пуансона;
tQ —температура в слое.на расстоянии q от оси
пуансона.
245

Так как рассматриваемый элемент выделен на торцовой
поверхности пуансона, то crz = 0 и, следовательно, уравнения D6), D7) и
D8) примут следующий вид:
*z = -jE-{°Q + <*x) + *t; D9)
<Ч = -?—J-ov + аЛ E1)
Так как напряжения oQ и ах взаимосвязаны, то представим
их в выражениях одной и той же функции Uy где U —
перемещение цилиндрической поверхности радиуса q. Тогда перемещение
для поверхности q + dq будет равно
U+ !%-**•
Следовательно, полное удлинение в радиальном направлении
составит
dU ,
а относительное удлинение в этом направлении будет
dU
E2)
Относительное удлинение того же элемента в тангенциальном
направлении равно относительному удлинению соответствующего
радиуса, т. е.
о _ (Q + U) ЛУ — Qdq = ?_ ^ ,ggv
Х Qdty Q
Совместное решение уравнений E0) и E1) с подстановкой зна-
dU ____?_
~ Q
Е ГdU , U
чении еп = -г- и ег = — дает
а,
^ ~~ 1-
^[^- + ^т-^A+(Х)]; E4)
i-,4^ + T-^A+fi)]- E5)
Последующая подстановка полученных значений aQ и сгт в
уравнение D5) приводит к дифференциальному уравнению вида
d*U , 1 dU U ,л * \dt /Kft4
-^- + T,"^"^":=aA + Fl)^- E6)
246

Определим из уравнения E6) функцию U
Q
U=^L±V±§QtdQ + ClQ + -^, E7)
Qi
где qx — радиус, ограничивающий местное температурное поле
у режущей кромки пуансона.
Подставив функцию U в уравнение E4), находим Сх и С2 исходя
из известных краевых условий: (crQ)Q==Ql = 0 и (crQ)Q=r = 0.
Последующая подстановка значений произвольных
постоянных Сг и С2 в уравнение E7) и значения функции U в уравнение E5)
позволяет определить термоупругие окружные напряжения ах как
функцию температуры (t)
±| Je/dQ-e*/). E8)
Таким образом, для определения ах необходимо раскрыть
функцию t = f (q), т. е. найти уравнение температурного поля.
Уравнение температурного поля. Исходя из основного
дифференциального уравнения теплопроводности (уравнения Фурье),
выраженного в цилиндрических координатах [59]
dq2 + q dq "T" q2 ' дф2 + ~dz2 ~~ a ' дв
и принимая:
а) линейный закон распределения температуры в пределах
элементарной толщины рассматриваемой пластинки на торцовой
д2Т
поверхности пуансона, ~^-j- = 0;
б) установившееся поле температур в пределах времени дефор-
дТ
мации, -57Г = 0, и учитывая симметричность температурного поля
д2Т
относительно оси пуансона,-^- = 0, получим уравнение
стационарного температурного поля пуансона
d2T , J_ ^ dT_ _ 0
dq2 ' q * dq '
откуда
T = CxlnQ + С2. E9)
247

Из краевых условий TQ=Ql = tQl и TQ=r = tr определяем
произвольные постоянные Сх и С2 и после подстановки в
уравнение E9) получим
1п-?-
/ = *!—* F0)
In —
где t =: Т — tQo t1 = tr— tQl.
Найденное из уравнения F0) значение t подставляем в
уравнение E8). В результате преобразований получим
Q г2 — о? V Q ) Qi
aEt{
2 In—-
Qi
¦Qi
F1)
Термоупругие сжимающие окружные напряжения at на
рабочей кромке пуансона, имеющего радиус г, определяются при
подстановке в формулу F1) значения Q = г, тогда
ох =~~^^(\~-^\пЛ. F2)
¦ ¦ Qi Ч У
Радиус Qi, ограничивающий местное температурное поле у
режущей кромки пуансона, находим исходя из положений теории
тепловых волн [13]. Скорость распространения тепловой волны
определяется из выражения
v \=уЪхь = 2- ]/.
ал;
ёп
где а — коэффициент температуропроводности в мм2/сек\
со = ¦ -g частота изменения температуры в 1 /сек;
0 — период колебания температуры в сек.
За период действия температуры на поверхности режущей
кромки 9 тепловая волна проникает в глубь тела пуансона на
расстояние, равное
г — Qi = 2~|/ая0; F3)
отсюда
Ql = г — 2 У айв. F4)
Из формулы F3) видно, что глубина проникновения волны
равна ее длине A = 2 ]/ая0). С увеличением глубины
проникновения амплитуда волны уменьшается. Для того чтобы определить
на какой глубине температурные колебания уменьшатся до v-й
248

доли своего, значения на поверхности, можно воспользоваться
зависимостью [13]
* = /¦—Qx= "j/^-inv, F5)
где х — расстояние, на котором амплитуда колебаний
температуры составляет v-ю часть от ее значения на поверхности.
Изменение амплитуды колебаний температуры на глубине
г — qx находится из следующего равенства:
2-|/аяё - j/^lnv;
отсюда v — е2п ^ 535.
Таким образом; на глубине г — qx амплитуда тепловой волны
будет составлять лишь — = ^-= ^ 0,002 от ее значения на
поверхности @,2%), т. е. на этой глубине проникновения
температура выравнивается — ее значение равно установившейся
температуре в теле пуансона.
При пробивке-вырубке лент толщиной 1,0 и 1,5 мм при
изменении числа ходов пресса от 120 до 1500 в минуту время действия
максимальной температуры соответственно лежит в диапазоне от
9• 10~3 до 7-10~4шс и от 12-10 до 9,6-10~4 сек. Глубина
проникновения тепловой волны (а = 9 мм2/сек) при этих условиях
изменяется от 1,0 до 0,28 мм (толщина 1,0 мм) и от 1,16 до 0,335 мм
(толщина 1,5 мм). Действие повышенных температур
локализовано в поверхностном слое режущей кромки пуансона.
Так как на торцовой и цилиндрической поверхностях режущей
кромки пуансона в момент начала образования скалывающих
трещин отсутствуют касательные напряжения, то термоупругие
напряжения ах и напряжения от усилия штамповки az являются
главными.
Нормальные напряжения вг, действующие на торцовой
поверхности рабочей кромки пуансона, распределены неравномерно —
они имеют наибольшее значение az на линии пересечения торцовой
поверхности с цилиндрической. В нашем случае нет необходимости
определять их., так как, зная изменение окружных термоупругих
напряжений, можно оценить влияние их изменений на
максимальные касательные напряжения.
Максимальные касательные напряжения определяются из
выражения
При увеличении окружных термоупругих напряжений
значения разрушающих максимальных касательных напряжений умень-
249

40
35
30
X*
^ш —
•1,0мм
1,5мм
шаются, что Должно благоприятно влиять на износостойкость
пуансона [28].
Используя результаты ранее описанных экспериментов, по
формуле F2) можно найти значения окружных термоупругих
напряжений и их изменение с ростом числа ходов пресса.
На фиг. 159 нанесены кривые изменения термоупругих
напряжений в зависимости от числа ходов пресса при пробивке-вырубке
лент из стали 08-ОМ толщиной 1,0 и 1,5 мм. Ход кривых
показывает, что с увеличением числа ходов пресса от 120 до 1000 ходов
бхг\ 1 1 1 ] 1 в минуту окружные термоупру-
кГ/мм2\ I Момм\ гие напряжения возрастают.
^ I >Н *» Они увеличиваются в
указанном диапазоне изменения чисел
ходов пресса при пробивке лент
толщиной 1,0 и 1,5 мм
соответственно на 71 и 68%.
Дальнейшее увеличение числа ходов
пресса вызывает их некоторое
уменьшение.
При пробивке-вырубке лент
25 L-^—I 1 1 > L толщиной 1,0 мм это изменение
W 800 1200 WOOxod/маи незначительно;
пробивка-вырубка лент толщиной 1,5 мм при
1500 ходах в минуту
сопровождается заметным снижением
значений окружных
термоупругих напряжений. Однако в
первом и втором случаях они значительно выше значений окружных
термоупругих напряжений, которые возникают при работе на
прессе, имеющем 120 ход/мин.
С ростом значений окружных термоупругих напряжений
уменьшаются максимальные касательные напряжения и, наоборот,
с уменьшением окружных термоупругих напряжений растут
максимальные касательные напряжения. Увеличение разрушающих
касательных напряжений неблагоприятно влияет на
износостойкость пуансона и, наоборот, уменьшение их значений
способствует росту износостойкости пуансона. В этом случае, как видно из
графиков фиг, 159, при 1500 ходах пресса в минуту стойкость
пуансонов при пробивке-вырубке ленты толщиной 1,0 и 1,5 мм
будет выше, чем их стойкость при работе на прессе, имеющем
120 ход/мин, что подтверждается экспериментами.
На фиг. 160 представлены кривые \ иллюстрирующие
изменение касательных напряжений в зависимости от числа ходов пресса.
Из фигуры следует, что с увеличением быстроходности пресса каса-
0
Фиг. 159. Изменение термоупругих
напряжений в зависимости от
быстроходности пресса при пробивке-вырубке
стали 08-ОМ толщиной 1,0 и 1,5 мм.
Диаметр пуансона 3,45 мм, зазор 18%.
1 Лапидус М. X. Исследование температурно-скоростного эффекта
в разделительных операциях холодной штамповки. Диссертация. Рига, 1963.
250

тельные напряжения уменьшаются, достигая минимального
значения при 300—400 ход!мин для случая пробивки-вырубки
заготовок толщиной 2—2,5 мм. По мере дальнейшего повышения числа
ходов пресса касательные напряжения возрастают. С увеличением
диаметра вырубаемой заготовки при постоянной толщине ее
касательные напряжения уменьшаются; следовательно, стойкость
вырубных штампов при этом должна повышаться.
О 100 200 300 W0 500 600 100ход/мин
Фиг. 160. Изменение касательных напряжений в зависимости от быстроходности
пресса:
/, 2 и 3—диаметр вырубаемой заготовки 8 мм, толщина соответственно 2,0; 1,5 и 1,0 мм;
4 и 5 — диаметр вырубаемой заготовки 12 мм, толщина соответственно 2,5 и 2,0 мм; 6 и
7 —диаметр вырубаемой заготовки 16 мм, толщина соответственно 2,5 и 2,0 мм.
Из анализа приведенных графических зависимостей (фиг. 160)
можно сделать вывод о том, что оптимальный интервал числа ходов
при штамповке на быстроходных прессах по стойкости
инструмента в зависимости от величины касательных напряжений
находится в пределах 300—400 ход!мин (для ленты толщиной более
1 мм).
Влияние быстроходности пресса на интенсивность
притупления режущих кромок пуансона
Экспериментальное определение интенсивности притупления
режущих кромок пуансона в зависимости от быстроходности пресса
было проведено М. X. Лапидусом.
Притупление режущих кромок пуансона определялось при
пробивке-вырубке заготовок диаметром 8 и 12 мм, толщиной 2 и 2,5 мм
с двухсторонним зазором, равным 20%. Пресс, штамп, штампуемый
материал, скорость деформирования, величина заглубления
пуансона в матрицу и др. сохранились такими же, как и при
определении температуры в зоне разделения и установившейся в теле
пуансона. Пробивка-вырубка осуществлялась при 115, 240, 330, 440
и 710 ходах пресса в минуту. Для уменьшения износа под действием
сил трения и усталостного выкрашивания притупление режущей
кромки определялось в каждом случае после 1000 вырубок.
25}

Для того чтобы при указанном числе вырубок проявилось
притупление режущей кромки, пуансон, изготовленный из стали
марки У8А, подвергался высокотемпературному отпуску на
твердость HRC 30—35. До и после эксперимента в четырех точках,
равномерно расположенных по периметру режущих кромок
пуансона, снимались профилограммы на профилографе-профилометре
«Калибр ВЭИ» при горизонтальном увеличении в 116,7 и
вертикальном — в 2000 раз.
Эксперименты проводили в следующей последовательности:
шлифовка пуансона; снятие профилограмм в четырех точках пери-
Фиг. 161. Сопоставление профилограмм режущей кромки
пуансона при различных числах ходов пресса в минуту:
/ — 320; 2 — 115; 3 "^- 710. Диаметр вырубаемой заготовки 8 мм.
6 — толщина материала.
метра режущей кромки пуансона; вырубка 1000 деталей при
заданном числе ходов пресса; снятие профилограмм в четырех
фиксированных точках периметра режущей кромки пуансона;
последующая шлифовка пуансона с притуплёнными режущими кромками
и т.'д. """ " •
Вырубка деталей при различном числе ходов пресса
осуществлялась одним пуансоном. Для того чтобы сохранить
неизменными условия экспериментов (скорость деформирования,
заглубление пуансона в матрицу и т. д.), уменьшение длины пуансона
вследствие частых перешлифовок компенсировалось установкой
прокладок соответствующих толщин между ползуном и плитой
штампа. Сравнение профилограмм, приведенных на фиг. 161,
показывает, что притупление режущих кромок пуансона при
вырубке на прессе с числом ходов 320—440 в минуту происходит
менее интенсивно, чем при 115 и 710 ходах пресса в минуту.
Приведенные данные экспериментального исследования
подтверждают ранее сформулированное положение о том, что на
притупление режущих кромок пуансона вследствие пластической
деформации металла оказывают влияние термонапряжения,
величина которых определяется температурно-скоростным режимом
работы инструмента, .«-
252 ¦ "

Выше отмечалось, что с изменением быстроходности пресса
изменяется величина перепада температур между зоной
разделения и установившейся в теле пуансона. Это, в свою очередь,
приводит к изменению амплитуды цикла термонапряжений.
Уменьшение амплитуды цикла термонапряжений с повышением
быстроходности пресса способствует уменьшению усталостного
выкрашивания режущих кромок рабочих частей штампа, что также
приводит к повышению их стойкости.
В связи с тем, что пластическая деформация режущих кромок
инструмента не является единственным фактором,
обусловливающим сложный процесс износа, то может оказаться, что в
зависимости от конкретных условий эксплуатации вырубного
инструмента наиболее благоприятный режим работы в отношении его
стойкости будет соответствовать иному числу ходов пресса.
При прочих равных условиях, термонапряжения, являющиеся
на режущих кромках напряжениями сжатия, приводят к
уменьшению величины максимальных касательных напряжений, что
способствует повышению стойкости инструмента, предназначенного
для пробивки-вырубки.
ОСОБЕННОСТИ ФОРМОИЗМЕНЯЮЩИХ ОПЕРАЦИЙ
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ОСОБЕННОСТЯХ
СКОРОСТНОЙ ВЫТЯЖКИ
Скорость деформирования в производственных условиях при
формоизменяющих процессах (вытяжка, формовка, пуклевка
и др.) до недавнего времени не превышала 20—25 м/мин. Это
связано с тем, что среди штамповщиков долгое время считалось, что
повышение скорости деформирования, приводит к потере металлом
пластичности и ухудшению условий формоизменения и качества
изделий [65].
В последние годы в нашей стране и за рубежом были проведены
исследования, позволившие сделать; вывод о возможности
значительного повышения скоростей деформирования при
формоизменяющих операциях.
Влияние скорости при.осуществлении формоизменяющих
операций (в основном при вытяжке) исследовали Л. А. Шофман,
И. А. Норицын, В. Т. Мещерин и другие. Теоретический анализ,
посвященный методике расчета скоростей деформации при вытяжке
в зависимости от параметров изделия штампа.и пресса, был
произведен в 1951 г. В. Я. Шехтером.
Благодаря работам Р. В. Пихтовникова и Е. И. Исаченкова
были выяснены некоторые особенности вытяжки при скоростях
250—300 м/сек, т. е. при скоростях, в несколько сот раз
превышающих скорости, используемые на прессовом оборудовании в
настоящее время,
т

Рассмотрим результаты, полученные этими исследователями.
Общим для большинства проведенных исследований является то,
что эксперименты производились при единичном нагружении
вытяжного инструмента и вытяжке цилиндрических стаканчиков
небольших диаметров с целью определения в основном влияния
скорости деформирования на величину предельного коэффициента
вытяжки * и на усилие вытяжки. При этом многие исследователи
обнаружили незначительное изменение коэффициента вытяжки
и некоторое увеличение потребного усилия с ростом скорости
вытяжки.
Л. А. Шофман [125], изменяя начальную скорость вытяжки
от 7 до 30 м/мин, не обнаружил изменения предельного
коэффициента вытяжки мягкой стали марок 08 и 10ВГ. Однако потребное
усилие при этом возросло на 20%. Отсюда сделан вывод о
возможности повышения скорости вытяжки.
Изучая процесс пульсирующей вытяжки на специально
переоборудованном кривошипном прессе, И. А. Норицын [80]
проводил эксперименты при значительно более высоких скоростях
вытяжки. Эксперименты показали, что до скорости 45 м/мин
предельный коэффициент вытяжки для латуни Л68 не изменялся, а при
дальнейшем увеличении скорости до 130 м/мин он изменился
с 0,47 до 0,52.
Предельный коэффициент вытяжки для мягкой стали марки
08-ОМ в интервале скоростей от 25 до 130 м/мин составлял
0,49—0,52, для алюминия AM он был равен 0,52—0,54 при
изменении скорости от 45 до 130 м/мин. Скорости меньше указанных
практически не оказывали никакого влияния на величину
предельного коэффициента вытяжки. На основании полученных данных
И. А. Норицын считает возможным увеличение скорости вытяжки.
В. Т. Мещерин [65] также не обнаружил при увеличении
начальной скорости вытяжки от 24 до 120 м/мин изменения
предельных коэффициентов при вытяжке цилиндрических стаканчиков
диаметром 40—50 мм из заготовок диаметром 80—100 мм из стали
марки 08, нержавеющей стали и легированных сплавов. В
результате проведенных экспериментов сделан вывод о том, что
увеличение скорости деформирования в исследованном диапазоне не
влияет на предельный коэффициент вытяжки и очень незначительно
изменяет величину усилия вытяжки.
Р. В. Пихтовников и Е. И. Исаченков [39], [40], [85] изучали
особенности вытяжки цилиндрических стаканчиков при скоростях
деформирования 250—300 м/сек, значительно превышающих
скорости, получаемые на механических прессах. В результате.экспе-
1 Под предельным коэффициентом вытяжки на первом переходе понимается
такое значение отношения т1 =-уг, превышение которого приводит к обрыву
вытягиваемого стакана,
854

римёнтов установлено, чтовытяЖкапрй тйкйх скоростях возможна,
но только при смазках оптимальной вязкости, обеспечивающих
минимум сил трения. Например, при скорости вытяжки 0,05 м/сек
оптимальная вязкость смазки равна 1 млн. пуазов, что
соответствует почти твердой пластической массе; а при скоростях 250—
300 м/сек — 0,02 пуаза, что соответствует весьма подвижной
жидкости (вязкость воды при 20° С равна 0,01 пуаза). Следовательно,
смазка, эффективная для одних скоростей вытяжки, становится
не эффективной для других, вызывая при этом значительное
увеличение сил трения и ухудшая условия вытяжки.
При нейтрализации сил трения путем подбора соответствующей
вязкости смазки, применения термостабильных смазок и др.
единственным препятствием к значительному увеличению
скоростей штамповки-вытяжки, по данным Р. В. Пихтовникова
и Е. И, Исаченкова, будут являться силы инерции. Однако
заметное влияние сил инерции проявлялось лишь при скоростях
вытяжки, превышающих 100 м/сек. Скорость вытяжки на прессах
в настоящее время, как известно, обычно не превышает 0,3—
0,5 м/сек.
Вопросам влияния скорости при штамповке-вытяжке
посвящены работы некоторых зарубежных исследователей, например
работы Свифта (Шеффильдский университет, Англия), Бейссвэн-
гера (Западная Германия) и ряда других [116].
Число ходов специального однокривошипного пресса в
экспериментах Свифта [116] регулировалось от 5,4 до 60 в минуту,
а ход ползуна от 75 до 250 мм. Максимальная линейная скорость
ползуна не превышала 45 м/мин. При вытяжке цилиндрических
стаканчиков диаметром 50 мм из заготовок толщиной 0,9 мм
диаметром 100 мм для стали и латуни и 90 мм для алюминия
наблюдался рост усилия вытяжки и увеличение степени
вытяжки.
Бейссвэнгер [149] при вытяжке цилиндрических стаканчиков
из стали, латуни и алюминия в диапазоне скоростей от 0,9 до
30 м/мин не обнаружил изменение предельного коэффициента
вытяжки. Лишь незначительное изменение было выявлено при
скорости 240 м/мин. При вытяжке нержавеющей стали A8% Сг,
8% Ni) при ступенчатом изменении скорости деформирования
@,9; 15; 240 м/мин) значения предельных коэффициентов вытяжки
соответственно составляли: 0,47; 0,49; 0,51.
Таким образом, на основании рассмотренных исследований
можно считать, что увеличение скорости вытяжки в исследованных
диапазонах незначительно изменяет величину предельного
коэффициента вытяжки и потребного усилия вытяжки. Следует
отметить однако, что полученные данные в основном относятся к
вытяжке деталей типа цилиндрических стаканчиков небольших
диаметров. Поэтому распространение выводов упомянутых
исследований на области, лежащие за пределами условий экспериментов,
255

должно производиться с известной осторожностью, о чем
справедливо предупреждают большинство авторов исследований.
В. Я. Шехтер [127] аналитически определил
перемещения, скорости и ускорения различных элементов заготовки при
вытяжке цилиндрического стаканчика. Из выражений,
полученных-В. Я. Шехтер ом, следует, что с увеличением скоростей и
ускорений в теле заготовки увеличиваются силы инерции. Однако
заметное влияние их может проявиться лишь при скоростях
порядка сотен метров в секунду.
Данный вывод совпадает с.экспериментальными результатами,
полученными.Р. В. Пихтовниковым [39], [85].
Имеется ряд сообщений о том, что при вытяжке сложных по
форме и трудоемких по степени деформации изделий снижение
скорости вытяжки позволило уменьшить процент, брака [116].
Однако, при этом требуется тщательное выявление причин
брака.
Положительный опыт использования импульсных методов
штамповки (взрывом, электрогидравлический, электромагнитный
и др.), которые используются при формовке крупногабаритных
и сложных по форме изделий со скоростями деформирования
порядка несколько сот метров в секунду,.подтверждает возможность
значительного повышения скоростей деформирования при вытяжке
на прессовом оборудовании.
Если рассмотреть характер изменения свойств материала в
результате осуществления скоростной вытяжки, то также можно
сделать вывод о возможности повышения скорости
деформирования.
Известно, что с увеличением скорости деформации возрастает
предел текучести [150], а следовательно, и сопротивление
деформации. Наиболее интенсивный рост предела текучести имеет место
в менее наклепанных участках металла [21], [52].
Участок заготовки в месте сопряжения дна вытягиваемой
детали со стенкой (опасное сечение) обычно менее наклепан, чем
фланец и боковые стенки, которые в процессе деформации при
переходе через вытяжное ребро получают значительный наклеп.
Увеличение скорости вытяжки, вызывая повышение
сопротивления деформации, приводит к возрастанию нагрузки на
опасное сечение. Однако с увеличением скорости деформации должен
возрасти предел текучести материала в. опасном сечении, притом
в.большей степени, чем во фланце и боковых стенках заготовки,
так как он менее наклепан. Этим можно объяснить тот факт, что
различные исследователи не обнаружили ухудшения способности
-листового металла к пластическому деформированию с ростом
скорости вытяжки, хотя и зафиксировали при этом некоторое
повышение потребного усилия вытяжки.
Однако, для широкого внедрения скоростных режимов штам-
довки.в промышленность необходимы специально поставленные
256

эксперименты в условиях максимального приближения их к
производственным условиям. Эти исследования должны быть
направлены на решение практических задач: изыскание и подбор
высокоэффективных смазок оптимальной вязкости для разнообразных
условий штамповки-вытяжки; разработку рекомендаций по
выбору оптимальных коэффициентов вытяжки для различных
материалов в зависимости от скорости деформирования,
зазоров, радиусов закруглений, удельного давления прижима
и т. д.
Проведенные исследования по скоростной вытяжке,
результаты которых рассматривались выше, положительно решили вопрос
о возможности значительного увеличения скорости вытяжки.
Однако они не могли выявить тех особенностей и новых явлений,
которые могут проявиться при совместном воздействии
повышенной скорости и частоты нагружения инструмента, так как они
производились при отдельных единичных нагружениях
инструмента на установках типа копров или обычных и
модернизированных кривошипных прессах с увеличенной величиной рабочего хода
ползунов.
Повышение быстроходности прессов приводит к тому, что
инструмент за время холостого хода уже не успевает охлаждаться,
происходит его нагрев, а в результате изменяется температурный
режим деформирования и работы штампа, который в значительной
степени определяет стойкость инструмента и качество
изготовляемых изделий.
Стойкость инструмента помимо факторов, связанных с
механическим износом, зависит также от величины образующегося
и отводимого тепла, возникающего в момент деформирования.
Количество выделяющегося тепла завцсит от величины
произведенной работы, а также от ряда переменных факторов: от
механических свойств и качества материала инструмента и заготовки,
от режима обработки (скорость деформирования, качество смазки
и др.), от геометрии инструмента (радиусы закругления, зазор,
форма исполнения) и т. д.
Чтобы дать обоснованные рекомендации о возможности
эксплуатации быстроходных прессов-автоматов при повышенных
скоростях деформирования и частотах нагружения инструмента,
необходимо выяснить влияние всех этих факторов на протекание
процесса вытяжки.
Для разделительных операций эти вопросы рассматривались
выше на основе специальных исследований [25 J—[28],
[69J, [70].
В Институте автоматики и механики АН Латвийской ССР,
начиная с I960 г., С. Н. Ивановым были проведены опыты,
позволившие осуществить штамповку-вытяжку цилиндрического
стаканчика на быстроходном прессе-автомате при частоте нагружения
вытяжного инструмента до 750 ходов в минуту.
17 Михаленко 2006 257

2. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ РАБОЧИХ ДЕТАЛЕЙ
ШТАМПА ПРИ ШТАМПОВКЕ-ВЫТЯЖКЕ НА БЫСТРОХОДНОМ
ПРЕССЕ
Исследования проводились на бесшатунном прессе-автомате г
(см. фиг. 9) конструкции АН Латвийской ССР, усилием 4 т с
числом ходов в минуту до 1000 с использованием самоподачи
обрабатываемого материала в виде ленты [26], [29], [30].
Цель данного исследования состояла в том, чтобы выявить
возможность работы вытяжного инструмента при таких режимах,
а также изучить особенности скоростного деформирования и
температурный режим работы штампа в зависимости от скорости
деформирования, частоты нагружения и величины относительного
зазора.
Исследования проведены в диапазоне скоростей от 10 до
72 м/мин, что соответствует числам ходов пресса от ПО до 750
в минуту. Ввиду того, что величина хода ползунов оставалась
неизменной, начальная скорость деформирования зависела лишь
от изменения числа ходов.
Эксперименты проводились на совмещенных штампах,
предназначенных для вырубки и вытяжки при различных вытяжных
зазорах (от 1,04 до 1,7 толщины обрабатываемого материала
на сторону). За один рабочий ход пресса производилась
последовательно вырубка круглой заготовки диаметром 20 мм из ленты
(сталь 08-ОМ), толщиной 0,8 мм, а затем вытяжка без утонения
и прижима осесимметричного стаканчика без фланца. Основные
механические свойства стали 08-ОМ: ав = 40 кГ/мм2; б = 25%.
Зазор регулировался за счет изменения диаметра вытяжного
пуансона при сохранении размера рабочего отверстия вытяжной
матрицы, равного 13,87—0,01 мм.
В табл. 24 приведены диаметры вытяжных пуансонов и
соответствующие им величины относительного одностороннего зазора
от толщины обрабатываемого материала. Величины зазоров были
Таблица 24
Изменение величины зазора в зависимости от диаметра пуансона
Диаметр
пуансона в мм
Двухсторонний
зазор в мм
Относительный
односторонний
z
зазор —-
12,21
1,66
1,04
12,12
1,75
1,10
12,05
1,82
1,14
11,89
1,98
1,24
11,73
2,14
1,34
11,57
2,30
1,44
11,41
2,46
1,54
11,24
2,63
1,64
11,15
2,72
1,70
1 Конструирование данного пресса осуществлено А. X. Грикке, Е. И. Де-
миденко, С. Н. Ивановым при участии М. X. Лапидуса.
258

приняты такими, чтобы по возможности охватить весь диапазон
рекомендуемых зазоров в различных источниках.
Рабочие отверстия вытяжных матриц изготовлялись без
конусности с радиусом закругления, равным 3,5 мм. Закругление на
вытяжном торце пуансона соответствовало радиусу 1,6 мм. Рабочие
размеры инструментов изготовлялись с точностью до ±0,01 мм
по восьмому классу чистоты.
Ввиду того, что вытяжка производилась без применения
специальных смазок (чтобы не учитывать их влияния) на эксперимен-
Фиг. 162. Схема самоподачи и деформирования материала на совмещенных
штампах, предназначенных для вырубки и вытяжки:
/ — начало вырубки и включение самоподачи; // — начало вытяжки; /// — коней
вытяжки; IV — выключение самоподачи и съем ленты. аи а2, а' — соответственно углы
начала вырубки и самоподачи, начала вытяжки и выключения самоподачи.
тальном испытательном гидравлическом прессе типа ЦДМУ-30,
был подобран коэффициент вытяжки, равный 0,65. При этом
коэффициенте получался качественный стаканчик.
На фиг. 162 представлена схема, иллюстрирующая самоподачу
обрабатываемой ленты и работу совмещенного штампа для вырубки
и вытяжки.
Согласно ранее рассмотренной кинематике бесшатунного
пресса-автомата (см. гл. I), верхний и нижний ползуны пресса,
связанные между собой колонками, вместе с закрепленными на них
частями штампа совершают в процессе работы перемещения по
круговым траекториям то сближаясь, то удаляясь друг от друга.
Положение / соответствует моменту начала вырубки заготовки
из ленты. В следующий момент пуансон 2 и перемещающаяся ему
навстречу матрица 5, взаимно сближаясь, будут деформировать
зажатую между ними ленту 4. С этого момента лента перемещается
в горизонтальном направлении совместно с пуансоном и матрицей.
' Положение // соответствует моменту начала операции вытяжки.
К этому времени вырубка круглой заготовки завершается, и
17* 259

вырубной пуансон освобождается от упоров. При дальнейшем
сближении ползунов он находится в таком положении, при котором
торец его не может прижать фланец вытягиваемого стаканчика.
Оставаясь в абсолютном движении в дальнейшем неподвижным,
пуансон 2, смещается по пуансону У, тем самым обеспечивая
относительное перемещение вытяжного пуансона 1.
Положение /// соответствует максимальному сближению
верхнего и нижнего ползунов и закрытой высоте штампа. В дальнейшем
происходит взаимное удаление ползунов и плит штампа. В
некоторый момент верхняя кромка вытянутого стаканчика, сидящего
на пуансоне У, в результате снятия упругой деформации упрется
в нижнюю кромку рабочего отверстия вытяжной матрицы 6, после
чего произойдет его удаление.
Лента 4, сидящая на пуансоне 2, перемещается совместно с ним
до тех пор, пока обе части штампа не разойдутся настолько, что
произойдет ее снятие съемником 5, закрепленным на нижней
плите штампа (положение IV).
С этого момента начинается холостой ход, во время которого
лента удерживается в неподвижном состоянии односторонним
клиновым тормозом вплоть до нового включения самоподачи (до
положения /).
Зная угол включения а± и выключения а' самоподачи при
каждом рабочем ходе, а также эксцентрицитет пресса R, нетрудно
подсчитать величину составляющих шага самоподачи S'r и S"r
и его суммарную величину Sr:
Sr = S'r + S"r = R sin ctj + R sin a' =
= R (sin ax -f sin a').
Используя выражения, приведенные в гл. I, можно решать
и другие технологические задачи. Например, по заданному шагу
самоподачи подбирать соответствующий эксцентрицитет и углы
включения и выключения самоподачи.
В соответствии с рассмотренной схемой (фиг. 162) были
сконструированы два типа совмещенных штампов [29]. Один из них
приведен на фиг. 93.
Температура в зоне деформирования при вытяжке
Измерения температуры на поверхности вытяжного
инструмента и ее распределение в теле пуансона и матрицы при
различных режимах вытяжки производились различными методами:
а) естественной термопарой;
б) полуискусственной термопарой с двумя равнотемператур-
ными спаями;
в) искусственной термопарой.
260

Метод естественной термопары, являясь безынерционным,
позволяет фиксировать температуры, возникающие
непосредственно в зоне деформирования при каждом рабочем ходе
штампа.
На фиг. 163 представлена схема измерения температуры
данным методом. Одновременно с измерением температуры вытяжки
измерялась температура вырубки, усилие вытяжки, а также
температура по оси пуансона.
Фиг. 163. Схема измерения температуры методом естественной
термопары при вырубке и вытяжке:
/ — вытяжной пуансон; 2 — вырубной пуансон; 3 — съемник; 4— лента; 5 — вы-
рубна> матрица; 6 — вытяжная матрица; 7 — нижняя плита штампа: 8 —
стаканчик; 9 и 10 — цепь естественной термопары соответственно для вырубки и
вытяжки; VIII и X типы шлейфов осциллографа HI02.
На фиг. 164 приведена типовая осциллограмма записи усилия
вытяжки и температур методом естественной термопары.
Осциллограмма четко показывает, что сначала фиксируется рост
температуры вырубки (кривая 4), затем происходит возрастание усилия
вытяжки (кривая 2), в результате чего растет температура вытяжки
(кривая 3).
Разрыв цепи 10 (см. фиг. 163) в момент прекращения контакта
вытяжной матрицы со стаканчиком, сидящим на вытяжном
пуансоне (этот момент соответствует положению /// на фиг. 162)
отмечен на кривой 3 (см. фиг, 164). Второй всплеск на кривой 3
соответствует вторичному замыканию цепи при касании стаканчика
с вытяжной матрицей в момент съема. Величина второго всплеска,
естественно, меньше, чем первого, так как за время разрыва
цепи часть тепла, накопленного заготовкой, успела рассеяться.
Снятие ленты 4 с вырубного пуансона 2 съемником 3 (см.
фиг. 162) происходит с определенной затратой усилия, в
результате чего на кривой 4 (фиг. 164) появляется второй температурный
всплеск.
261

щтттЩёШ
Фиг. 164. Типовая осциллограмма замера температур и усилий
при вырубке и вытяжке:
/ — температура в теле пуансона; 2 — усилие вытяжки; 3 —
температура вытяжки; 4 — температура вырубки, 5 — отметчик времени на
100 гц.
Фиг. 165. Аппаратура для градуирования термопар в
трубчатой электропечи типа МА 02/20.
262

На фиг. 165 представлен момент градуирования естественной
термопары в тигельной трубчатой электропечи типа МА 02/20,
с одного конца которой вводился горячий спай термопары, а с
другой — эталонный термометр.
В качестве электродов термопары использовалась лента из
обрабатываемого материала и стружка стали, из которой
изготовлялся инструмент.
Температура холодных спаев поддерживалась при
градуировании и экспериментах равной 20° С.
Температура в теле вытяжного пуансона измерялась
искусственной нихром-константановой
ровой трубочке вводилась в
отверстие вдоль оси пуансона так,
чтобы ее горячий спай был
прижат на расстоянии 3 мм от
торца пуансона. Градуирование
этой термопары также
производилось в тигельной трубчатой
электропечи типа МА 02/20.
На фиг. 166 представлены
в виде графиков данные,
полученные при расшифровке
осциллограмм по замеру температуры,
возникающей в зоне
деформирования при свертывании плоской
заготовки в стаканчиках.
Из графиков видно, что с
уменьшением зазора
происходит интенсивное возрастание
температуры вытяжки,
измеренной естественной термопарой.
При постоянном зазоре с
увеличением числа ходов пресса
имеет место почти прямо пропорциональное изменение темпера-
туры вытяжки.
Температура, зафиксированная в теле вытяжного пуансона,
изменялась в зависимости от числа ходов пресса и величины
зазора. Однако полученные значения температур малы по
сравнению с температурами, развивающимися на рабочих поверхностях
вытяжной матрицы. Например, при минимальном зазоре, равном
1,04 от толщины материала, температура в теле пуансона при
750 ход/мин не превысила 57° С, а при ПО ход/мин — 29° С. Эти
результаты совпадают с известным положением о том, что при
вытяжных процессах матрица более нагружена, чем пуансон.
Усилие вытяжки, измеренное при различных режимах
деформирования, согласно полученным результатам, в исследованном
диапазоне изменялось незначительно.
термопарой, которая в фарфо-
с*
?250
|
§200
с:
150
;
/
1,0 1,25 1,5
Относительный зазор
i
Фиг. 166. Изменение температуры,
возникающей в зоне деформирования
при свертывании плоской заготовки в
стаканчик, в зависимости от величины
зазора и быстроходности пресса.
Число ходов пресса в минуту:
/ _ 750; 2 — 550; 3 — 325; 4 — ПО.
263

Распределение температуры на тороидальной
поверхности вытяжной матрицы
Для исследования распределения температур на тороидальной
поверхности вытяжной матрицы и определения наиболее
термонапряженного сечения использовать метод естественной термопары
не представляется возможным ввиду того, что трудно определить,
какой точки поверхности соответствует измеряемая ей
температура.
Попытки вывести горячий спай искусственной термопары
непосредственно на вытяжную поверхность матрицы приводили
к разрушению его в лучшем случае через несколько рабочих ходов
штампа. Кроме того эти термопары не являются безынерционными
[3], [23]. Значительные трудности представляет также их
крепление в требуемых точках поверхности.
Температуры вдоль вытяжной поверхности матрицы измеряли
методом двух равнотемпературных спаев [3], [23]. Схема
измерения этим методом представлена на фиг. 167. На поверхности
вытяжной матрицы в различных сечениях на разном расстоянии hx
через отверстия диаметром 2 мм выведены по паре
термоэлектродов. Один электрод изготовляли из нихромовой проволоки
сечением 0,15 мм, а другой — из константановой 0,17 мм. Торцы
проволок аккуратно приваривали при помощи дуговой сварки, а
затем зашлифовывали вровень с вытяжной поверхностью матрицы.
Согласно правилу аддитивности т. э. д. с. [3], [23], при
обеспечении равнотемпературных условий для концов термоэлектродов
промежуточный материал (матрицы или заготовки) не должен
влиять на величину возникающей т. э. д. с. в термопаре такого
вида, конечно, если электросопротивление промежуточного
проводника незначительно.
В процессе вытяжки без прижима заготовка, свертываясь в
цилиндрический стаканчик, будет последовательно контактировать
с различными участками тороидальной поверхности вытяжной
матрицы по узкой кольцевой площадке. Так как при этом
происходит переход механической энергии, затрачиваемой на
формоизменение и преодоление сил трения, в теплоту, то торцы каждой
пары термоэлектродов, установленные в различных точках
матрицы, будут получать соответствующие тепловые импульсы.
Чем ближе термоэлектрод к тороидальной поверхности
вытяжной матрицы и меньше площадь его контакта с металлом матрицы,
тем больше измеряемая температура будет соответствовать
температуре, возникающей на поверхности матрицы в данном слое.
Поэтому термоэлектроды перед установкой тщательно
изолировали шеллаком, а затем аккуратно, чтобы не повредить
изолирующий слой, вводили в соответствующие отверстия в теле матрицы.
Приварка термоэлектродов производилась так, чтобы площадь
контакта с матрицей была минимальной. Однако следует отметить,
264

что размер горячего спая искусственной термопары всегда больше,
чем сумма двух равнотемпературных [3], что отражается на
инерционности термопары. При использовании тонких проводников
в качестве термоэлектродов данная термопара может считаться
безынерционной [3], [23].
Электроды
Пх,мм
1-1
3,5
н-и
2,5
пни
1,5
1У-Ш
0,5
Фиг. 167. Схема измерения температур методом двух
равнотемпературных спаев:
/ — вытяжная матрица; 2 — электроизоляционный материал;
3—термоэлектрод; 4 — экранированный провод; 5 — осциллограф; 6 -— отметчик
времени. / — /, // — //, III— /// и IV—IV— сечения, в которых
установлены термоэлектроды.
Градуирование термопар производилось в трубчатой
электропечи типа МА 02/20 аналогично рассмотренному ранее. Было
произведено также сравнительное градуирование нихром-констан-
тановых термоэлектродов с образованием единого сварного спая
между нимич (искусственная термопара) и двух
равнотемпературных. В качестве промежуточных проводников были использованы
265

материалы различных форм из стали 08-ОМ, Р18, 1Х18Н9Т,
латуни Л62 и др. Эксперимент подтвердил полное совпадение
полученных градуировочных графиков, как это следует из правила
аддитивности т. э. д. с.
На фиг. 168 представлена типовая осциллограмма первых
рабочих ходов пресса, где четко видна последовательность
срабатывания всех термопар.
Если в первые мгновения температура, фиксируемая
различными термопарами, значительно отличается, то через
определенный промежуток времени за счет общего прогрева инструмента
она сглаживается.
Известно, что скорость
деформации при вытяжке
достигает максимальной
величины во время
установившейся стадии
процесса вытяжки, т. е.
начиная с момента, когда
центры радиуса
закругления матрицы и пуансона
находятся на одном уровне
[81]. Термопара /—/(см.
фиг. 167), расположенная
на уровне, где лежит центр
радиуса закругления
матрицы, действительно
фиксировала наибольшие
значения температуры.
Результаты обработки
169. На основе анализа
полученных данных можно сделать выводы, что с уменьшением
величины зазора, начиная примерно с 1,3 от толщины
материала, наблюдается более интенсивный рост температуры.
Особенно существенные изменения температур в зависимости от
величины зазора наблюдаются при числах ходов, превышающих
500 в минуту.
Температуры, измеренные методом равнотемпературных спаев,
имеют меньшую величину, чем полученные методом естественной
термопары. Это объясняется тем, что в данном случае не удалось
полностью локализовать зону контакта термоэлектродов с
металлом матрицы лишь на тороидальной поверхности. Измеренная этим
методом температура соответствует температуре поверхностного
слоя вытяжной матрицы толщиной около 0,1 мм.
Описанный метод прост, безынерционен, более чувствителен
чем метод искусственной термопары; при нем не требуется, как
при методе естественной термопары, специального подбора
материала инструмента и заготовки, чтобы получать достаточную вели-
266
Фиг. 168. Типовая осциллограмма
записи температур в различных сечениях
матрицы методом равнотемпературных
спаев:
1 — отметчик времени 100 гц; 2 — температура
по оси пуансона; 3, 4, 5 и 6 — температуры
соответственно в сечениях / —/, II —II, III —III
к IV —IV (см. фиг. 167).
осциллограмм представлены на фиг.

чину т. э. д. с. Рассмотренный метод позволил экспериментально
определить наиболее термонапряженный участок в теле
вытяжной матрицы.
Распределение температуры
в теле вытяжной матрицы
°с
180
100
60
ы=
^
^>-
у
^
,-<^
Ул
ims\
ms\
Що\
ryS\y1filt&t
Измерение температур на
различном удалении от рабочей МО
поверхности матрицы
производили в самом термонапряженном
кольцевом участке
искусственными микротермопарами. В
вытяжной матрице 3 на различном
расстоянии от тороидальной
поверхности (фиг. 170) сверлились
глухие отверстия диаметром
2,0 мм, в которые вводили
строго идентичные нихром-констан-
тановые микротермопары 1. Спай
термопары изготовляли дуговой
сваркой. Крепление термопар
в глухих отверстиях
осуществляли следующими методами:
1) заливкой шеллаком или стиракрилом отверстия, в которое
предварительно введены до упора термоэлектроды 2, покрытые
изолирующим лаком;
20
100 250 400 550 700 ход/мин
Фиг. 169. Изменение температуры в
сечении /—/ (фиг. 167), измеренной
методом равнотемпературных спаев, в
зависимости от величины зазора A,04;
1,24; 1,44; 1,64) и быстроходности
пресса. Толщина ленты 6=0,8'иш;-
сталь 08-ОМ.
Термопары
Расстояние
1 х б мм
I
0
II
0,2
III
0,3
IV
0,5
У
0,7
VI
10
VII
15
VIII
3,7
IX
5,9
X
Щ5\
\
Фиг. 170. Схема измерения распределения температуры
в теле матрицы методом микротермопар.
2) механически горячий спай прижимался ко дну глухого
отверстия (пружиной);
3) приваркой горячего спая ко дну глухого отверстия.
267

Эксперименты показали, что при креплении термопар
первыми двумя способами измеряемые температуры значительно
занижены.
Для осуществления приварки горячих спаев была разработана
схема, основанная на использовании энергии разряда
конденсатора (фиг. 171). При установке переключателя 7 в положение а
производится зарядка конденсатора 3 выпрямленным током
напряжением 600 в. Зажатые в держателе 5 термоэлектроды 6,
вводятся в глухое отверстие матрицы до упора в дно так, чтобы
металла матрицы касался лишь горячий спай. При установке
переключателя 7 в положение б
происходит разряд
конденсатора и приварка
горячего спая.
Перед приваркой в
зависимости от
сопротивления термоэлектродов
(сечение, длина) опытным путем
подбирают
соответствующий режим, чтобы
получившийся сварочный
контакт был минимальным по
объему, но достаточно
надежным.
Для нихром-константа-
новых термоэлектродов
общей длиной 200 мм, сечениями 0,15 и 0,17 мм и общим
сопротивлением 1,04 ом оптимальный режим был следующим: напряжение
600 в, емкость 200 мкф. После приварки для большей
надежности закрепления термопар отверстия заливали шеллаком или
стиракрилом.
После окончания экспериментов путем разрезания или сошли-
фовывания матрицы до сечения, где были установлены термопары,
на большом инструментальном микроскопе производилось точное
измерение расстояния горячих спаев термопар от вытяжной
поверхности.
Показания всех термопар фиксировались на одном шлейфе
осциллографа типа Н102 (см. фиг. 170) при помощи восьмиканаль-
ного барабанного переключателя типа ШР48П2. В этом случае
на осциллограмме получалась ступенчатая линия, каждая
ступенька которой соответствовала показаниям одной из
термопар.
Градуирование всех термопар производилось в трубчатой
электропечи типа МА 02/20 на тот же шлейф при помощи барабанного
переключателя.
Исследование показало, что температура в глубь тела матрицы
распределяется неравномерно. Имеется небольшой поверхностный
268
Фиг. 171. Электрическая схема установки
для приварки горячих спаев микрстермопар
ко дну глухих отверстий:
/ — трансформатор; 2 — выпрямительная лампа;
3 — конденсатор; 4 — матрица; 5 — держатель
термоэлектродов; 6 — термоэлектроды; 7 —
переключатель.

слой толщиной около 0,3 мм, где при каждом рабочем ходе штампа
происходит резкое изменение температуры. В этом слое
наблюдается и основной перепад температур. Глубже этого слоя
изменения температуры после каждого рабочего хода штампа не
наблюдалось. Через определенный промежуток времени, в зависимости
от числа ходов и Ееличины зазора, в нем устанавливался
стационарный теплообмен.
На фиг. 172 представлена объемная диаграмма для наиболее
напряженного режима работы штампа: максимальное число ходов
пресса и минимальный зазор. По этой диаграмме можно определить
время прогрева точек,
находящихся на различном
расстоянии от рабочей
поверхности матрицы. При
менее напряженных
режимах штамповки-вытяжки
температуры в различных
точках тела матрицы были
соответственно меньше.
Стаканчики,
отштампованные при различных
режимах деформирования,
подвергались
геометрическому и
микроструктурному анализу.
Тщательный замер
диаметров стаканчика и
поперечных сечений (после
диаметрального разреза
стаканчиков) на большом
инструментальном
микроскопе показал, что их
геометрические размеры в
исследованном диапазоне
скоростей деформирования и чисел ходов пресса при постоянном
зазоре практически не изменялись.
Однако отмечено некоторое улучшение качества
поверхностного слоя стаканчиков при штамповке-вытяжке на прессе с числом
ходов в минуту более 400.
При микроструктурном анализе поверхностных и внутренних
слоев металла стаканчика в различных сечениях по высоте на
микроскопе МИМ-8 не обнаружено изменения структуры в зависимости
от числа ходов пресса в исследованном диапазоне. Не замечено
также изменения микроструктуры в поверхностных слоях матрицы.
По-видимому, температуры, развивающиеся в зоне
деформирования при вытяжке, и время их действия недостаточны для
изменения микроструктуры.
269
Фиг. 172. Распределение температуры в теле
матрицы, измеренной методом микротермопар,
в зависимости от времени прогрева и
расстояния от рабочей поверхности матрицы:
п — 750 ход/мин; z =-- 1,04 толщины материала.

При измерении микротвердости матрицы и стаканчиков на
твердомере ПМТ-3 не обнаружено существенного изменения ее
в зависимости от числа ходов пресса для каждого из исследованных
зазоров.
Таким образом, на основе проведенных исследований можно
сделать вывод о возможности осуществления и внедрения в
производство автоматической штамповки-вытяжки на быстроходных
прессах в исследованном диапазоне скоростей деформирования
и чисел ходов пресса.

ГЛАВА VI
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОЙ ХОЛОДНОЙ ШТАМПОВКЕ
НА БЫСТРОХОДНЫХ ПРЕССАХ
При внедрении автоматической холодной штамповки на
быстроходных прессах увеличивается производительность труда;
снижается трудоемкость изготовления изделий; улучшается качество
отштампованных деталей; повышается стойкость штампов,
коэффициент использования оборудования; сокращаются расход
электроэнергии, производственные площади, расход материала.
При этом появляется возможность широкого внедрения
последовательных комбинированных штампов, устраняется
травматизм, снижается утомляемость штамповщика.
Несомненный интерес представляет получение данных,
характеризующих эффективность применения универсальных средств
автоматизации при автоматической холодной штамповке на
быстроходных прессах [67].
Ниже приведен технико-экономический расчет эффективности
применения универсальных средств автоматизации в массовом
холодноштамповочном производстве чемоданной и портфельной
фурнитуры как для обычной, так и для автоматической штамповки
на быстроходных прессах на Горьковском металло-фурнитурном
заводе «Труд» [73].
Технико-экономический расчет дает возможность судить о
целесообразности и рентабельности применения средств
механизации и автоматизации, а также модернизации действующего
оборудования.
В основу расчета положена методика, предложенная В. В.
Филипповым [113] для определения технико-экономических
показателей при решении вопроса о приемлемости применения типовых
средств механизации и автоматизации ручных приемов работы
при листовой штамповке. В. В. Филипповым получены данные
применительно к работе прессовых цехов автозаводов.
Расчет показывает, при каких условиях автоматизации
«технологическая себестоимость» одной детали-операции г будет ниже,
1 Деталью-операцией названа деталь, для изготовления которой
применяется одна операция. Если для изготовления одной детали требуются две
операции, то это будет две детали-операции и т. д.
271

чем при ручном обслуживании пресса, каков срок окупаемости,
т. е. время, в течение которого могут быть возмещены затраты,
связанные с осуществлением автоматизации процесса штамповки,
а также с модернизацией оборудования.
Применение средств автоматизации будет целесообразно в том
случае, когда срок окупаемости затрат короче или, по крайней
мере, равен допустимому сроку, установленному положением
о порядке кредитования затрат на внедрение новой техники. В
расчете учтены не все элементы стоимости детали-операции, а только
те, которые появились вновь и которые существовали до этого,
но получили значительные изменения при внедрении средств
автоматизации и автоматической холодной штамповки на
быстроходных прессах.
Такими элементами являются:
1) зарплата основных рабочих (штамповщиков) с начислениями;
2) зарплата наладчиков с начислениями;
3) отчисления на амортизацию оборудования;
4) затраты на средства автоматизации;
5) затраты на модернизацию оборудования;
6) затраты на ремонт средств автоматизации;
7) затраты на переделку или изготовление новой оснастки
в связи с изменением технологического процесса и внедрением
автоматической холодной штамповки на быстроходных прессах.
Таким образом, в основу технико-экономического расчета
положена не вся стоимость детали-операции, а только существенно
изменяемая часть ее.
С целью упрощения подсчетов расходы, идущие на ремонт
оснастки и средств автоматизации, включены в стоимость их
изготовления. Другие изменяющиеся затраты (содержание цехового
персонала, текущий ремонт основных средств производства,
расходы, связанные с работой оборудования, амортизация зданий
и сооружений и другие затраты, включаемые в состав накладных
расходов) можно не учитывать, так как постоянная часть
накладных расходов при автоматизации будет снижаться на единицу
изделия в результате повышения производительности труда,
чем компенсируется повышение затрат в переменной части
накладных расходов. При расчете предполагается, что стоимость
материала не изменяется или изменяется очень незначительно.
В табл. 25 дан порядок подсчета технологической себестоимости
1000 деталей-операций (при работе в две смены по 7 ч на малом
прессе) для трех следующих случаев:
1) при ручном обслуживании;
2) при автоматической штамповке при обычном числе ходов
ползуна пресса (в этом случае применяется универсальная клино-
роликовая или клино-ножевая автоматические подачи и
производится частичная модернизация пресса, включающая изготовление
и монтаж передаточного механизма от вала пресса к подаче);
272

3) при автоматической штамповке на быстроходном прессе.
В этом случае также предусматривается использование клино-
роликовой или клино-ножевой подачи при значительном
увеличении числа ходов пресса за счет дополнительной модернизации [99],
включающей:
увеличение диаметра шкива электродвигателя;
установку на ползуне пресса латунных или бронзовых
направляющих планок, взамен чугунных;
уменьшение веса маховика на 15—20%;
замену чугунного шатуна кривошипного механизма шатуном
из малоуглеродистой стали;
уменьшение эксцентрицитета вала для уменьшения длины хода
ползуна;
усиление крепления маховика к валу пресса, винта к шатуну,
штампа к ползуну.
В первом случае пресс обслуживается одним рабочим, во втором
и третьем случаях два пресса обслуживаются одним более
квалифицированным рабочим, в функции которого входят: установка
и наладка штампов, наладка средств автоматизации, штамповка,
выполнение вспомогательных работ по транспортировке и укладке
металла на рулонницу и уход за оборудованием.
В табл. 25 показаны элементы затрат на 1000 деталей-операций
в зависимости от величины штампуемой партии при условии, что
в случае неполной загрузки пресса, рассматриваемой деталью в
течение года он будет занят на других работах. Это позволяет
амортизационные отчисления по прессу отнести только частично на
рассматриваемую деталь-операцию.
Размер одной партии ограничивается стойкостью штампов,
наличием материалов и номенклатурой деталей, штампуемых на
данном прессе. В расчетах .учитывается не только рост условно-
годового выпуска деталей, но и рост величины штампуемой партии
до размера, равного стойкости штампа до переточки, которая
принята для обычной ручной и автоматической штамповки при
нормальном числе ходов пресса ориентировочно 40 тыс. шт., а при
автоматической штамповке на быстроходном прессе эта стойкость
увеличивается более чем в 7 раз. Для расчета величины условно-
годовых выпусков деталей-операций приняты следующими:
60 тыс. шт. — ориентировочно начало рентабельности применения
автоматической штамповки; 170 тыс. шт. — начало
рентабельности применения автоматической штамповки на быстроходном
прессе; 500 тыс. шт. — предельная стойкость одного штампа при
обычной ручной и автоматической штамповке при. нормальном
числе ходов пресса и 3500 тыс. шт. — предельная стойкость одного
штампа при автоматической штамповке на быстроходном
прессе.
Норма времени на одну операцию при автоматической
штамповке, по сравнению с ручным обслуживанием пресса уменьшается
18 Д^халенко 20Q6 273

Определение себестоимости 1000 деталей-операций и срока окупаемости затрат
ремонтом—115 руб., автоматизации — 50 руб.,
Наименование показателей
Порядок исчисления
Годовой выпуск в тыс. шт
Число штампуемых партий в год
Размер одной партии в шт
Норма времени на одну операцию в сек . . . .
Станкоемкость штамповки одной партии в час
Станкоемкость одной наладки в час
Количество наладчиков на пресс
Суммарное время загрузки каждого пресса
одной партией в час
Число возможных партий в год
Среднее число рабочих на прессе
Трудоемкость штамповки одной партии в чел.-
час
Трудоемкость наладки в чел.-час
Суммарная трудоемкость в чел.-час
Стоимость изготовления одной партии в руб.
Отчисления на амортизацию оборудования на
одну партию в руб '.
Затраты на автоматизацию на одну партию
в Р>б •
Затраты на модернизацию оборудования на
одну партию в руб
Стойкость штампов до полного износа в тыс.
штампо-ударов .
Потребное количество штампов на годовую
программу в шт
Неполная' технологическая себестоимость
одной партии в руб
Полная технологическая себестоимость одной
партии в руб
Неполная технологическая себестоимость 1000
деталей-операций в руб
Полная технологическая себестоимость 1000
деталей-операций в руб
Экономия на 1000 деталей-операций в руб. . .
Годовая экономия в руб
Затраты в руб
Срок окупаемости в месяцах
А
Б
В
Г
Е
Ж
3
И
К
Л
м
н
о
Задается
Принимается
А : Б
Берется из технологии
В X Г
3600
Берется из технологии
Берется из технологии
Д + Е
4000 : 3
Берется из технологии
ДХ К
Е X КЖ
Л + М
0,487 X И
1000 X 8,7
100 X И
50 X 50
р
с
т
У
ф
X
ц
ч
ш
щ
э
ю
100 X Б
100 X 50
100 X Б
Из опыта работы
А : Т
о + п + ™
Ф + Р + С
4'ооо
^-1000
цр - ца*ч
Ш X А
Подсчитаны отдельно
60
12
5000
2,57
3,57
0,30
1
3,87
1034
1
3,57
0,30
3,87
1,89
0,08
500
1
11,6
11,6
2,31
2,32
Рабочий обслуживает два пресса,
технологическая
Ц — неполная
неполная
неполная
«в
цаб
технологическая
технологическая
себестоимость 1000 деталей-операций при
себестоимость 1000 деталей-операций при
себестоимость 1000 деталей-операций при

Таблица 25
в условиях завода «Труд» (стоимости: пресса — 1000 руб. штампа с его
модернизации — 100 руб., одного чел.-часа — 0,487 руб.)
О 2
е- то
и н
<в
^xS
н м *
то о ?
Р « н <-"
Ь ТО о CU
< я\о с
а<*
Е- ТО
< В
оч
S w s
О Я О
о .. д
атич
овка
эх од
S c 5.S
о Shu
м t 3 о.
< Эо с
>>
« 5
о х
v Й
>*5
Оч «
< а
W
?
о
О)
К
то
?
о
ь
м
то
«
м
о
с
у
то
н
<3
Автоматическая
штамповка на
быстроходном
прессе
1000
12
83333
0,32
7.30
0,45
1 '
7,75
56
0,5*
3,65
0,45
4,10
2,00
0,17
2,08
4,17
3500
1
11,7
18,0
0,14
0,22
0,46
460
150
3,91
Автоматическая
штамповка
3500
84
41667
0,86
9,92
0,45
1
10,37
386
0,5*
4,96
0,45
5,41
2,64
0,23
0,30
-
500
7
12,4
12,7
0,30
0,31
0,30
1050
50
0,57
60
12
5000
0,86
1,19
0,45
1
1,61
2439
0,5*
0,60
0,45
1,05
0,51
0,04
500
1
10,1
12,2
2,02
2,44
0,29
17,4
50
34,48
60
12
5000
0,32
0,44
0,45
1
0,89
4494
0,5*
0,22
0,45
0,67
0,33
0,02
4,17
3500
1
9,9
16,2
1,98
3,24
0,33
19,8
150
90,90
170
12
:4167
2,57
10,12
0,30
1
10,42
384
1
10,12
0,30
10,42
5,08
0,23
500
1
14,9
14,9
1,05
1,05
170
12
14167
0,86
3,37
0,45
1
3,82
1047
0,5*
1,69
0,45
2,14
1,04
0,08
2,08
-
500
10,7
12,8
0,76
0,90
0,29
49,3
50
12,17
170
12
14167
0,32
1,24
0,45
1
1,69
2367
0,5*
0,62
0,45
1,07
0,52
0,04
2,08
4,17
3500
10,1
16,4
0,71
1,16
0,34
57,3
150
31,14
500
12
41667
2,57
29,75
0,30
1
30,05
133
1
29,75
0,30
30,05
14,63
0,65
-
-
500
24,9
24,9
0,60
0,60
—
-
500
12
41667
0,86
9,92
0,45
1
10,37
386
0,5*
4,96
0,45
5,41
2,64
0,23
500
1
12,4
14,5
0,30
0,35
0,30
150
50
4,0
500
12
41667
0,32
3,65
0,45
1
4,10
976
0,5*
1,83
0,45
2,28
1,11
0,09
2,08
4,17
500
1
10,8
17,0
0,26
0,41
0,34
170
150
10,59
1000
24
41667 !
0,86
9,92
0,45
1
10,37
386
0,5*
4,96
0,45
5,41
2,64
0,23
1,04
-
500
2
12,4
13,5
0,30
0,32
0,30
300
50
2,0 '
ручном обслуживании пресса.
автоматической штамповке.
автоматической штамповке на быстроходном прессе.
18*
275

5f.
¦° ^
«=> ?
* ^
^
§
3ft
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
|
/
2
3
Ё
в среднем в 3 раза, а при автоматической штамповке на
быстроходном прессе в 8—9 раз.
Станкоемкость одной наладки составляет примерно 1% от
станкоемкости изготовления одной максимальной партии при
ручном обслуживании пресса, при автоматической штамповке на
быстроходном прессе она увеличивается примерно в 1,5 раза.
Годовой расчетный фонд времени пресса при двухсменной
семичасовой работе принят равным 4000 ч, стоимость пресса принята
л , равной 1000 руб.
^ ' I "" ' ' I I i Амортизационные
отчисления приняты равными
8,7% стоимости пресса, срок
амортизации внедренных
средств автоматизации
принят равным двум годам.
Затраты на универсальную
автоматическую подачу ленты в
штамп и частичную
модернизацию пресса приняты
равными 50 руб. При внедрении
автоматической холодной
ЗОООтыс. штамповки на быстроходном
прессе требуется более
глубокая модернизация, стоимость
которой принята равной 100
руб. Таким образом, затраты,
связанные с переводом
пресса на автоматическую
штамповку, при обычном числе
ходов ползуна пресса
составляют 50 руб., а на автоматическую штамповку при повышенном
числе ходов пресса — 150 руб.
Повышенная стойкость штампов при автоматической штамповке
на быстроходных прессах, как показал опыт работы холодно-
штамповочного цеха завода, позволяет запланировать на годовую
программу меньшее число штампов на быстроходный
пресс-автомат, а следовательно, и снизить затраты на оснастку. Неполная
технологическая себестоимость одной партии включает стоимость
ее изготовления, отчисление на амортизацию оборудования и
стоимость штампа с ремонтом его, приходящимся на данную партию.
Полная технологическая себестоимость одной партии включает
дополнительно к содержанию неполной стоимости затраты на
автоматизацию и модернизацию пресса.
Стоимость штампа принята равной 100 руб., стоимость
содержания и ремонта штампа принята равной 15% от стоимости штампа.
Экономия на каждые 1000 деталей-операций для
автоматической штамповки и автоматической штамповки на быстроходном
276
О 1000 2000
Годовой выпуск
деталей-операций
Фиг. 173. Зависимость себестоимости
деталей-операций от объема годового
выпуска:
/ — ручная штамповка; 2 — автоматическая
штамповка; 3 — автоматическая штамповка на
быстроходных прессах.

3
?
*з ST
§*
^
?
40
35
30
25
20
15
10
5
2
A
прессе получается следующим образом: экономия при
автоматической штамповке равна разности неполных технологических
себестоимостей каждых 1000 деталей-операций при ручном
обслуживании пресса и автоматической штамповке (Цр— Ца);
аналогичным образом определена и экономия для автоматической
штамповки на быстроходном прессе, которая соответственно равна
цР - цаб.
Для определения срока окупаемости в месяцах затраты на
внедренные средства автоматизации и модернизацию
оборудования делят на месячную
экономию.
Для определения
величины годового выпуска деталей-
операций, при котором
автоматизация и модернизация
оборудования становятся
рентабельными, по данным
табл. 25 построена диаграмма
(фиг. 173), на которой по оси
абсцисс отложено количество
деталей операций, а по оси
ординат — себестоимость 1000
деталей-операций в руб.
Кривые показывают, что уже при
годовом выпуске более 60 тыс.
деталей-операций
автоматизация холодноштамповочного
производства является
рентабельной.
Наряду с этим перевод пресса с автоматической штамповки на
скоростной режим, начиная с условногодового выпуска более
500 тыс. деталей-операций, является также рентабельным. Объя-
сняется это тем, что автоматическая холодная штамповка на
быстроходных прессах резко повышает производительность труда,
увеличивает стойкость штампов, что уменьшает долю затрат на
штампы и переналадку, а также долю амортизационных отчислений.
По данным табл. 25 построены графики (фиг. 174),
иллюстрирующие зависимость срока окупаемости от годового выпуска
деталей-операций. Из графиков видно, что срок окупаемости с
увеличением выпуска изменяется по гиперболическим кривым,
причем видна относительно более быстрая окупаемость затрат при
внедрении автоматической холодной штамповки на быстроходном
прессе.
Расчет показывает, что затраты на автоматизацию процессов
холодноштамповочного производства и внедрение автоматической
холодной штамповки на быстроходных прессах быстро себя
оправдывают в условиях массового производства.
277
0 W00 2000 3000 тыс.
Годовой выпуск
деталей - операций
Фиг. 174. Зависимость срока
окупаемости затрат на автоматизацию процесса
штамповки:
1 — при автоматической штамповке; 2 — при
автоматической штамповке на быстроходных
прессах.

выводы
1. Целесообразность автоматизации и связанной с ней
модернизации оборудования определяется прежде всего ее
экономической эффективностью. Уровень экономической эффективности
автоматизации и модернизации оборудования зависит от стоимости
изготовляемых деталей и объема дополнительных капитальных
затрат на автоматизацию и модернизацию.
При решении вопроса о целесообразности применения средств
автоматизации и модернизации оборудования в холодноштамповоч-
ном производстве должны быть приведены технико-экономические
обоснования этих средств, позволяющие судить о рентабельности
и размерах применения их в зависимости от изменения
производственной программы, стоимости этих средств и сроков
амортизации.
2. Показателем экономической целесообразности различных
методов штамповки при изготовлении мелких деталей является
себестоимость 1000 деталей-операций.
3. Расчет и анализ себестоимости 1000 деталей-операций дают
возможность не только определить наиболее приемлемый метод
штамповки в зависимости от годового выпуска деталей-операций,
но и указывают пути снижения стоимости штампованных деталей.
4. Основную долю себестоимости 1000 деталей-операций при
штамповке с ручной подачей заготовок составляет заработная
плата рабочих основного производства. Стоимость же штампов,
хотя и не достигает величины заработной платы, но также
составляет значительную часть себестоимости 1000 деталей-операций.
Поэтому при ручном обслуживании пресса выгодно применять
высокопроизводительные штампы, что снижает потребное
количество станко-часов и человеко-часов.
5. При автоматической штамповке основную долю
себестоимости 1000 деталей-операций составляют расходы на штампы.
Сумма расходов на штампы при автоматической штамповке
уменьшается с ростом производственной программы и величины
штампуемой партии.
Резкое уменьшение расходов на штампы имеет место при
автоматической штамповке на быстроходных прессах, что связано с
повышением их стойкости. Следовательно, внедрение
высокопроизводительных штампов наиболее рентабельно при автоматической
штамповке на быстроходных прессах [68].
6. Высокая эффективность внедрения автоматической
штамповки на быстроходных прессах объясняется снижением
трудоемкости изготовляемых деталей и расходов на штампы, что оказывает
решающее влияние на себестоимость продукции холодноштампо-
вочного производства.

ПРИЛОЖЕНИЕ
Основные единицы системы СИ
Наименование величины
Длина
Масса
Время
Сила электрического
тока
Термодинамическая
температура
Сила света
Единицы измерения
метр
килограмм
секунда
ампер
градус Кельвина
свеча
Сокращенные обозначения
м
кг
сек
а
°К
ев
Перевод принятых в книге единиц измерения
в единицы системы СИ
Измеряемые величины
Сила
Усилие
Давление
(Напряжение)
Работа
Мощность
Коэффициент теплоотдачи
¦ Коэффициент
теплопроводности
Сокращенное обозначение величин
принятых в книге
в системе СИ
кГ 1 н
Т
кГ/м2
кГ/см2
кГм
кет • ч
Н
н/м2
н/м2
Переводной
коэффициент
9,81
9,81-103
9,81
9,8Ы04
дж 9,81
дж | 3,6-106
ккал/(м2 • ч • град) 1 вт(/м2 - град)\ 1,163
ккал/(м • ч • град)
вт/(м-град)
1,163
279

ЛИТЕРАТУРА
1. А н и х а н о в П. А., Минерв ин Г. В., Царев С. А. Опыт
автоматизации штамповочных работ. В книге «Прогрессивная технология хо-
лодноштамповочного производства» кн. 40, НТО МАШПРОМ, Ленинградское
областное правление, Машгиз, 1956.
2. Альбом оригинальных конструкций холодных штампов и
автоматических подач. Проектный, технологический и научно-исследовательский институт.
Горький, 1962.
3. А в а к о в А. А. Физические основы теории стойкости режущих
инструментов. М., Машгиз, 1960.
4. А й б и н д е р СБ., П р а н ч А. С. О механизме возникновения и
разрушения сцепления в процессе трения металлов. Известия АН Латвийской ССР,
Рига, 1958, № 10.
5. Айб-индер СБ., П р а н ч А. С. Влияние механических свойств
металлов на возникновение и разрушение сцеплений при малых скоростях
скольжения, Сб. «Сухое трение», АН Латвийской ССР, Рига, 1961.
6. Баркан Б. А., Чертецов В.Н. Устройство для автоматической
подачи полос и лент в штамп. Передовой научно-технический и производственный
опыт. «Холодная обработка металлов давлением», вып. 6, тема 5, № М-62-142/6,
М., ТОСИНТИ, 1962.
7. Бабичев В. 3., Т у р и а н с к и й В. М. Автоматизация холодной
штамповки мелких деталей. — «Автомобильная и тракторная промышленность»,
1956, № 4.
8. Бурштейн Д. Е. Автоматизация процессов в штамповочном
производстве деталей из листовой стали. В книге «Автоматизация машиностроительных
процессов». Т. I, Изд-во АН СССР, 1959.
9. Б а р б о т В. И. Новая конструкция последовательных штампов для
многорядной штамповки прямоугольных деталей. — «Кузнечно-штамповочное
производство», 1959, № 1.
10. В а й н т р а у б Д. А. Повышение стойкости штампов, Лениздат, 1958.
П.Герберт Е. Температура резания. Оргинформация, 1926, № 5.
12. Г о л е г о Н. Л., Топеха П. К. Пространственные диаграммы и
износ металлов, Труды Киевского института гражданского воздушного флота
(КИГВФ), 1959.
13. Гребер Г., Эрк С, и Григуль У. Основы учения о
теплообмене. Пер. с нем. Изд. иностр. лит., М., 1958.
14. Г р о з и н Б. Д. Структура и деформация внешних слоев металла,
работающих в условиях трения. Сб. «Повышение износостойкости и срока службы
машин», Киев — Москва, Машгиз, 1956.
15. Г р и к к е А. X., Демиденко Е. И. Прессы-автоматы с
самоподачей материала. — «Кузнечно-штамповочное производство», 1959, № 8.
16. Г у б к и н СИ. Теория обработки металлов давлением. Металлург-
издат, 1947.
17. Г у б к и н СИ., Орлов Н. М. Влияние температуры и скорости
деформирования на коэффициент внешнего трения дуралюмина. Сб.
«Экспериментальные вопросы пластической деформации металлов», ОНТИ, 1934.
280

18. Г у т н и к М. А. Автоматизация холодной штамповки. Сб.
«Автоматизация холодноштамповочного производства». Государственный
научно-технический комитет Совета Министров УССР, Институт технической информации,
Москва — Киев, Машгиз, 1961.
19. Г у т н и к М. А., Д о л г о п о л о в С. А., Самойлов А. А.
Внедрение скоростной холодной штамповки. — «Промышленная энергетика»,
1956, № 11.
20. Г у т н и к М. А. Скоростная холодная штамповка. — «Вестник
машиностроения», 1955, № 1.
21. Давиденков Н. Н. Динамические испытания металлов. ОНТИ,
1936.
22. Д а н и е л я н А. М. Износ инструмента и тепловые явления при
резании металлов. Машгиз, 1946.
23. Д а н и е л я н А. М. Теплота и износ инструментов в процессе резания.
Машгиз, 1954.
24. Д е р я г и н Б. В. Что такое трение? Изд-во АН СССР, 1963.
25. Демиденко Е. И., Грикке А. X. Особенности процесса
автоматической вырубки при повышенной частоте нагружения инструмента. Сб.
«Прогрессивная технология в машиностроении», Труды межреспубликанской
производственно-технической конференции в г. Тбилиси, Рига, Изд. НТО Маш-
пром, 1961.
26. Демиденко Е. И., Грикке А. X. Скоростная листовая
штамповка. Сб. «Новые процессы обработки металлов давлением». Изд-во АН СССР,
1962.
27. Д е м и д е н к о Е. И., Грикке А. X. Автоматическая холодная
штамповка на быстроходных прессах. Сб. технической информации № 4.
Радиоэлектротехническая и металлообрабатывающая промышленность. ЦБТИ. Научно-
технический комитет Совета министров Латвийской ССР, Рига, 1961.
28. Демиденко Е. И., Лапидус М. Е. Влияние термоупругих
напряжений на стойкость пуансона при холодной штамповке. — «Известия АН
Латвийской ССР», 1961, № 9.
29. Д е м и д е н к о Е. И., Иванов С. Н., Лапидус М. X.
Некоторые особенности конструкций пресса и штампов для скоростной штамповки,
ЦБТИ, Рига, 1963.
30. Д е м и д е н к о Е. И., Иванов С. Н., Лапидус М. X.
Определение отдельных параметров бесшатунного пресса-автомата с самодопачеи
штампуемой ленты. —«Кузнечно-штамповочное производство», 1963, № 11.
31. Емельянов Ф. М. Механизация штамповочных работ. Машгиз,
1959.
32. 3 а л е с с к и й В. И., Губарев В. В. Механизм деформации при
резке металла в штампах, Сб. трудов Московского института стали,
«Технологические процессы обработки стали и сплавов», Металлургиздат, 1955.
33. 3 а л е с с к и й В. И., Михаленко Ф. П., Губарев В. В.
Применение новой стали для вырубных штампов с целью повышения их
стойкости. — «Кузнечно-штамповочное производство», 1961, № 3.
34. 3 а м о р у е в Г. М. Пластическая деформация и структурные изменения
поверхностных слоев стали при изнашивании. Сб. «Повышение износостойкости
и срока службы машин» Киев — Москва, Машгиз, 1956.
35. 3 в о р о н о Б. П. Расчет и конструирование штампов для холодной
штамповки. Машгиз, 1949.
36. 3 у б ц о в М. Е. Листовая штамповка. Машгиз, 1958.
37. 3 у б ц о в М. Е. Повышение стойкости штампов для холодной
штамповки (обзор). ЛДНТП, Ленинград, 1960.
38. 3 у е в А. М. Влияние температуры на коэффициент сухого внешнего
трения металлов. «Известия высших учебных заведений», Физика, 1960, № 3.
39. И с а ч е н к о в И. Е. и Пихтовников Р. В. К вопросу о
влиянии скорости деформирования на процесс штамповки деталей из листа. —
«Вестник машиностроения», 1952, № 5.
281

40. И с а ч е н к о в Е. И. Основы выбора смазки для
высокопроизводительной листовой штамповки. Сб. трудов конференции «Новое в технологии
высокопроизводительной листовой штамповки». МДНТП им. Ф. Э. Дзержинского,
Машгиз, 1959.
41. Казаков Н. Ф. Изменение твердости инструментальных материалов
при высоких температурах. Сб. НТО Машпром, «Тепловые явления при
обработке металлов резанием», М., 1959.
42. К и д и н И. Н. Методы изучения быстропротекающих процессов при
нагревании стали, НТО Машпром, 1957.
43. Киселев А. Н., М о ш к о в В. Ф. Пневматическая подача ленты. —
«Ярославская промышленность». Промышленио-экономический бюллетень
(Ярославский совнархоз), 1960, № 6.
44. К л и м о х и н М. Ф. Механизм подачи ленты для комбинированного
штампа последовательного действия, Передовой научно-технический и
производственный опыт. Холодная обработка металлов давлением, вып. I, сборник, Тема 5,
№ М-62-27/1, Центральный институт технико-экономической информации, М.,
1962.
45. К о с т е ц к и й Б. И. Сопротивление изнашиванию деталей машин.
Москва — Киев, Машгиз, 1959.
46. Крагельский И. В. О моделировании процессов, протекающих
на поверхности трения. Сб. «Повышение износостойкости и срока службы
машин», Киев — Москва, Машгиз, 1956.
47. Крагельский И. В., Виноградова М. Э. Коэффициенты
трения. Машгиз, 1962.
48. Крагельский И. В. Щедров B.C. Развитие науки о тоении.
Известия АН СССР, 1956.
49. К у Д р я в ц е в И. В. Внутренние напряжения как резерв прочности
в машиностроении. Машгиз, 1951.
50. К у з н е ц о в В. Д. Физика твердого тела. Т. V, Томск, Пол игр аф-
издат, 1949.
51. Кузнецов В. Д. Физика твердого тела. Т. IV, Томск, Полиграфиз-
дат, 1947.
52. Кузнецов В. Д. Физика твердого тела. Т. II, Полиграфиздат, 1941.
53. К у х т а р о в В. И. Стойкость штампов при холодной листовой
штамповке. М., Машгиз, 1958.
54. Кучер П. Н. Механизм пластической деформации при резке на
ножницах и вырезке-пробивке в штампах. «Известия высших учебных заведений».
Серия «Авиационная техника», 1958, № 3.
55. К у ю н А. И. Комплексное исследование тепловых явлений в
поверхностных слоях металла при трении, резании и шлифовании. Сб. «Повышение
износостойкости и срока службы машин», Киев — Москва, Машгиз, 1956.
56. Л а ш к о Н. Ф., Петренко Б. Ю., Слободянюк Г.. Я-
Пластическая деформация металлов при высоких температурах. ЖТФ, вып. 2,
1937.
57. Л и с и ц и н В. Д., Будзиловский А. Е., Филина И. С.
Специальные штамповочные автоматы (Библиотечка штамповщика). Машгиз, 1962.
58. Л и т в и н е н к о Б. С. Портативное универсальное приспособление
к штампам для автоматической подачи полос и лент. ЦБТИ (Ленинградский
Совнархоз), Ленинград, 1959.
59. Лыков А. В. Теория теплопроводности, М., Гостехиздат, 1952.
60. М а л о в А. Н. Технология холодной штамповки, изд. 1-е. Обор он-
гиз, 1949.
61. М а л о в А. Н., Прейс В. Ф. Механизация и автоматизация
штамповочных работ. М., Машгиз, 1955.
62. Малов А. Н. Механизация и автоматизация в штамповочном
производстве. Библиотечка штамповщика, вып. 10, Машгиз, 1955.
63. М а л о в А. Н. Технология холодной штамповки, изд. 3-е. Оборон-
гиз, 1963.
282

64. Медниек Б.Э., Буш В. П. Многопозиционные штамповочные
автоматы, Машгиз, 1960.
65. Мещерин В. Т. Экспериментальное исследование влияния изменения
скорости деформирования на коэффициент вытяжки. Сб. СТАНКИНа,
«Технология штамповки», Машгиз, 1953.
66. Мещерин В. Т. Влияние зазора между матрицей и пуансоном
вырезного штампа на поверхности среза и на размеры самой вырезки и отверстия. —
«Вестник металлопромышленности», 1937, № 7 и 8.
67. Михаленко Ф. П., Самойлов А. А. Автоматические подачи,
применяемые при скоростной холодной листовой штамповке. — «Кузнечно-штам-
повочное производство», — 1959, № 3.
68. М и х а л е н к о Ф. П., Самойлов А. А.
Высокопроизводительные штампы для холодной штамповки. Серия «Ковка и штамповка», вып.'З,
ЛДНТП Л., 1959.
69'. Михаленко Ф. П. Особенности штамповки-вырубки при
повышенном числе ходов пресса. Сб. трудов конференции «Новое в технологии
высокопроизводительной листовой штамповки», МДНТП им. Ф. Э. Дзержинского, Машгиз,
1959.
70. Михаленко Ф. П. Автоматизированная скоростная холодная
штамповка. «За технический прогресс». — Промышленно-экономический бюллетень
(Горьковский совнархоз), ЦБТИ, 1961, № 4.
71. Михаленко Ф. П., Бобрынин Б. Н. О влиянии
притупления режущих кромок на силовой режим вырубки-пробивки. — «Кузнечно-штам-
повочное производство», 1959, № 8.
72. Михаленко Ф. П., Бобрынин Б. Н. Влияние притупления
режущих кромок на процесс вырубки-пробивки. «Известия высших учебных
заведений», 1962, № 7.
73. М и х а л е н к о Ф. П., Климов Г. В. Технико-экономические
показатели при автоматизированной скоростной холодной штамповке из ленты. —
«Кузнечно-штамповочное производство», 1960, № 4.
74. М и х е е в М. А. Основы теплопередачи. Госэнергоиздат, 1956.
75. Мишн.н И. А. Износостойкость деталей автотракторных двигателей.
Машгиз, 1960.
76. Модернизация кузнечно-штамповочного оборудования. Сб. под общей
редакцией А. П. Иванова и В. Д. Лисицина, М. — Л., Машгиз, 1961.
77. М о ж а е в С. С, С а р о м о т и н а Т. Г. Скоростное и силовое
точение сталей повышенной прочности. Оборонгиз, 1957.
78. Назаренко Б. С. Применение типовых средств механизации и
автоматизации при модернизации кузнечно-прессового оборудования. Сб. 4, МДНТП
им. Ф. Э. Дзержинского, М., 1961.
79. Н е с в и т СМ., Родов Г. М., П о д р а б и н н и к И. М. Пресс-
автомат с плавающим ползуном. — «Кузнечно-штамповочное производство»,
1960, № 2.
80. Н о р и ц ы н И. А. Исследование пульсирующей вытяжки листового
металла. — «Вестник машиностроения», 1947, № 6.
81. Нор ицын И. А. Скоростное нагружение при штамповке. —
«Вестник машиностроения», 1962, № 12.
82. П а в л о в И. М. Теория прокатки, Металл у ргиздат, 1950.
83. Панкина Е. А. Измерение температур в контакте «резец — изделие»,
«резец — стружка». Сб. «Тепловые явления при обработке металлов резанием»,
М., НТО Машпром, Моск. отделение, 1959.
84. П а ш к о в П. О. Растяжение и разрыв металла, Судпромиздат, 1952.
85. Пихтовников Р. В. Использование взрывной волны для вытяжки
и формовки средних и крупных деталей при малом масштабе производства. Сб.
трудов конференции «Новое в технологии высокопроизводительной листовой
штамповки», МДНТП им. Ф. Э. Дзержинского, Машгиз, 1959.
86. Повышение быстроходности механических прессов при модернизации.
ЭНИКМАШ, ОНТИ, Воронеж, 1961.
283

87. Погодин-Алексеев Г. И.,Журавлев СВ. Влияние
скорости деформирования на величину наклепанного слоя при операции вырубки.
Машины и технология обработки металлов давлением. Сб. МВТУ им. Н. Э.
Баумана № 79, Машгиз, 1957.
88. П о п о в Е. А. Допустимый коэффициент отбортовки. — «Вестник
машиностроения», 1951, № 3.
89. П о т а к Я. М. Хрупкие разрушения стали и стальных деталей. Обо-
ронгиз, 1955.
90. Расчеты при модернизации открытых кривошипных прессов простого
действия. СКБ-10, МС и ИП СССР, М., Машгиз, 1956.
91. Расчеты при модернизации кузнечно-прессовых машин, ЭНИКМАШ,
ОНТИ, Воронеж, 1962.
92. Р о в и н с к и й Г. Н. Прессовое оборудование листоштамповочных
цехов. Машгиз, 1960.
93. Р о в и н с к и й Г. Н., Алабин С. В. и др. Холодная штамповка
в машиностроении. Машгиз, 1954.
94. Романовский В. П. Многооперационная последовательная
штамповка, Машгиз, 1948.
95. Романовский В. П. Справочник по холодной штамповке, Л. — М.,
Машгиз, 1962.
96. Романовский В. П. Экономическая эффективность
автоматизации и механизации процессов холодной штамповки. — «Вестник
машиностроения», 1962, № 7.
97. Романовский В. П., Д а г е л а й с к а я Н. А.
Последовательная штамповка в ленте. Библиотечка штамповщика, М. — Л., Машгиз,
1962.
98. Р о м а н о в с к и й В. П. Состояние и перспективы развития холодно-
штамповочного производства. Сб. Всесоюзное совещание по прогрессивной
технологии холодноштамповочного производства (тезисы докладов), Л., 1958.
99. С а м о й л о в А. А. Пути совершенствования холодноштамповочного
производства. Техническая информация (обмен опытом в машиностроении г.
Горького), Горьковское областное отделение всесоюзного научно-технического
общества машиностроительной промышленности. Секция обработки металлов
давлением, Горький, 1957.
100. Технико-экономический бюллетень № 4—5. Механизация и
автоматизация производства на Ульяновском автомобильном заводе. Ульяновский
совнархоз, ЦБТИ, Ульяновск, 1961.
101. С е м к о М. Ф., П а л а т н и к Л. С. О чувствительности т. э. д. с.
«естественной термопары» к структурным изменениям в быстрорежущей стали.
«Физика металлов и металловедение», АН СССР, т. 7, вып. 1, 1959.
. 102. С о к о л о в Л. Д. Сопротивление металлов пластической деформации.
Металл ургиздат, 1963.
103. С о л я н и н П. Бельгийское кузнечно-прессовое оборудование. ЦБТИ
МС и ИП СССР, М., 1956.
104. Сторожев М. В., при участии Копылова Н. Основы расчета
кривошипных прессов. —«Вестник металлопромышленности», 1935, № 10 и 11.
105. Сторожев М. В., Копылов Н. Справочные листы для расчета
кривошипных прессов. НИИМАШ, 1935, № 5.
106. Стрелецкий Г. И., Ширман СИ. Высокопроизводительная
и экономичная штамповка мелких деталей. — «Кузнечно-штамповочное
производство», 1961, № 12.
107. С т р е л е ц к и й Г. И., Ширман СИ. Высокопроизводительная
штамповка мелких деталей. — «Кузнечно-штамповочное производство», 1962, № 12
108. Т а й ц Н. Ю. Технология нагрева стали. Металлургиздат, 1962.
109. Тимошенко СП. Сопротивление материалов. Т. 2, изд. 2-е,
ОГИЗ, М. — Л., 1946.
ПО. Топеха П. К. Основные виды износа металлов. Киев — Москва,
Машгиз, 1952.
284

111. Унксов Е. П. Инженерная теория пластичности. М., Маш-гиз,
1959.
112. Усачев Я. Г. Явления, происходящие при резании металлов.
«Известия Петроградского политехнического института», 1915, № 1.
113. Ф и л л и п о в В. В., Ш е х т е р В. М. Оленев В. И.
Механизация и автоматизация листовой штамповки. Машгиз, 1960.
114. Фот ее в Н. К. Создание высокостойких вырезных штампов,
армированных твердыми сплавами. Конспект доклада на Московской
научно-производственной конференции по некоторым вопросам высокопроизводительной
листовой штамповки, МДНТП, 1957.
115. Фотеев Н. К. Опыт конструирования и технология изготовления
твердосплавных штампов. Передовой научно-технический и производственный
опыт. Холодная обработка металлов давлением, вып. 9, Центральный институт
технико-экономической информации, М., 1962.
116. Ф р е й д л и н А. Я. К вопросу об увеличении числа ходов прессов. Сб.
трудов конференции. «Новое в технологии высокопроизводительной листовой
штамповки», МДНТП им. Ф. Э. Дзержинского. Машгиз, 1959.
117. Фридман Я- Б. Механические свойства металлов, изд. 2-е. Оборон-
гиз, 1952.
118. Хольм Р. Электрические контакты. Пер. с англ. Изд. иностран.
лит., 1961.
119. Ч е г о д а е в А. А., Цветков Е. И. Механизация и
автоматизация ;'штамповки (опыт завода «Мосштамп»), МДНТП им. Ф. Э. Дзержинского,
1956;.
120. Ч е р т а в с к и х А. К. Трение и износ при обработке металлов
давлением. Металл ургиздат, 1955.
121. Чудаков П. Д. Исследование механики процесса
вырубки-пробивки. Сб. СТАНКИНа. Исследование в области оборудования и технологии
штамповки, Машгиз, 1958.
122. Шаблинский Е. П. Методика определения точности работы
автоматических подач для ленточного материала. Сб. ЭНИКМАШа, Расчет и
конструирование кузнечно-прессовых машин, кн. 6, Машгиз, 1963.
123. Шальнев В. Г. Механические прессы, Машгиз, 1946.
124. Швецова Е. М., Крагел ьский И. В. Классификация видов
разрушения поверхностей деталей машин в условиях сухого и граничного
трения. Сб. «Трение и износ в машинах», т. VIII, АН СССР, 1953.
125. Шофман Л. А., Глубокая вытяжка листовой стали на прессах,
Машгиз, 1944.
127. Шехтер В. Я. Максимальная скорость деформации при глубокой
вытяжке листовых материалов. — «Кузнечно-штамповочное производство», 1962,
№ 12.
128. Щиголев Б. М., Математическая обработка наблюдений, Физмат-
издат, 1960.
129. «Sheet Metal Industries», 1958, vol. 35, Nr. 37.
130. A. P. I. Soepnel, Eindhoven. Einrichtung fur die Zufuhr von Band
und Streifen an Pressen, «Inudstrie — Anzeiger», 1961, 83 Jahrgang, Nr. 75.
131. H..F. Hawkins, A.M. I. Mech. E., A. F. R. A e. S. and
R. J. LLOYD, Development of roller — feed mechanisms for coiled strip,
«Sheet Metal Industries», 1962, vol. 39. Nr. 418, 79.
132. An Intriguing High — Speed Roll Feed System to Step Up Press Output,
«Tooling», 1960, vol. 14, Nr. 2.
133. A. P. J. Soepnel, Feeding Band and Strep Material to Automatic
Presses, «Sheet Metal Industries», vol. 38, August 1961, Nr. 412.
134. D e u t s с h e s Patentamt, Patentschrift Nr. 866188, Klasse 7c, Gruppe 18,
В 16492 16/7c.
135. «Machinery» (London), July 5, 1951, vol. 79.
136. The Production of Electricity Meters Recent Developments at the Works
of Ferranti, Ltd., Holliwood, Lanes. «Machinery» (London),- 1955, march 11, vol. 86.
285

137. Gottwein K. Die Messung der Schneidentemperatur beim ab-
drehen von Flusseisen, «Machinenbau», 1925, H. 9.
138. Dies R. Temperaturmessungen beim Lochen von Blechen, «Werkstatt
und Betrieb», 1955, 88, H. 10.
139. Keller. «Werkstatt und Betrieb», 1955, Nr., 2, 7.
140. Willis J. Deep Drawing, London, 1954.
141. Tilslej R, Howard F. Recent Investigations into the Blanking
and Piercing of Scheet Materials. «Machinery» (London), 1958, Vol. 93, Nr. 2383.
142. С о t t r e 1 1 A. H. Deformation of Solids of High Rates of Strain, 1957.
143. «American Machinist», 1947, V. 91, № 16.
144. Peter H. Der Schneidspalt des Schnittwerk — Zeuges, «Werkstatt-
stechnik und Machinenbau», 1956, 46 Jahrgang, H. 2.
145. Dies R. «Zeitschrift fur Metallkunde», 1956, Apr., Bd. 47, Ht. 4,
S. 212—217.
146. «Werkstattstechnik und Machinenbau», 1956, Febr., Jg. 46, Ht. 2. S. 53—
58.
147. Faster Stamping. New Die Movement Concept Spelds Small Blanking,
Shallou Drawing Operations, «Steel Processing and Conversion», 1957, Vol. 30, Nr. 4.
148. The Machinist, 1949, Vol. 93, N 1.
149. Beisswahger H. Der Einfluss der Ziehgeschwindigkeit auf das
grofite Ziehverhaltniss im Anschlag und die Blechdickenanderung, «Mitt. Forsch-
ungsgesellschaft Blechverarbeitung», 1951, Nr. 1.
150. Nadai A., Maujon M. High — speed tension tests at elevated
temperatures. Part I, II Proceedings. ASTM, 1940, Vol. 40.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . . . 3
Глава I. Быстроходные прессы-автоматы 5
1. Автоматы с прямолинейным движением ползуна 6
2. Автоматы с движением ползуна по замкнутой криволинейной
траектории 12
3. Кинематический анализ автоматов с движением ползуна по
замкнутой криволинейной траектории 19
Глава II. Автоматические подачи, применяемые при штамповке на
быстроходных прессах 27
1. Клещевые механизмы подачи 31
2. Фрикционные механизмы подачи , 83
3. Валковые механизмы подачи . . " 85
4. Крючковые механизмы подачи 96
Глава III. Повышение быстроходности механических прессов 100
Глава IV. Высокопроизводительные штампы, применяемые при штамповке
на быстроходных прессах 111
1. Общая характеристика технологических схем 111
2. Комбинированные штампы последовательного действия . . . . 113
3. Комбинированные штампы-автоматы с шиберными механизмами 127
4. Комбинированные штампы-автоматы последовательного
действия для изготовления деталей и их последующей сборки ... 136
5. Комбинированные штампы совмещенного действия 148
6. Автоматизация удаления деталей из штампов 156
Глава V. Особенности автоматической холодной штамповки на
быстроходных прессах 159
Особенности разделительных операций
1. Температурный режим работы рабочих деталей штампа при
пробивке-вырубке на быстроходных прессах 160
2. Сопротивление деформированию при пробивке-вырубке на
быстроходных прессах 187
3. Качество поверхности разделения и упрочнение в зоне
разделения при пробивке-вырубке на быстроходных прессах .... 202
4. Оптимальная величина зазора при пробивке-вырубке на
быстроходных прессах 214
5. Стойкость штампов при пробивке-вырубке на быстроходных
прессах 228
Особенности формоизменяющих операций
1. Общие сведения об особенностях скоростной вытяжки 253
2. Температурный режим работы рабочих деталей штампа при
штамповке-вытяжке на быстроходном прессе 258
Глава VI. Технико-экономические показатели при автоматической
холодной штамповке на быстроходных прессах 271
Прилсжение 279
Литература 280

Редактор издательства Н. С. Степанченко
Переплет художника Е. В. Бекетова
Технический редактор Л. П. Гордеева
Корректор Т. М. Евсеева
Сдано в набор 7/1X 1964 г.
Подписано в печать 12/1 1965 г. Т-01127
Тираж 5500 экз. Печ. л. 18. Бум. л. 9.
Уч.-изд. л. 18. Темплан 1965 г. № 229
Формат 60 X 90/ie Цена 1р. 05 к Заказ 2006.
Ленинградская типография № 6 Главполиграф-
прома Государственного комитета Совета
Министров СССР по печати.
Ленинград, ул. Моисеенко, 10

ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр.
23
31
54
54
54
55
55
81
91
122
124
205
207
274
Строка
19-я снизу
12-я »
7-я и 9-я сверху
12-я сверху
18-я »
Табл. 6, 5-я
графа, 1-я снизу
26-я »
3-я »
Подпись под
фиг. 57
19-я сверху
8-я »
Подпись под
фиг. 136; а)
6-я снизу
Табл. 25,
3-я графа,
12-я сверху
Напечатано
ОНЦОКМ
[31]
±уоХ
~х
значений.
Un=± 0,0351
X
до 19 мм
Жигиро — Гальперина
готовые детали,
после двенадцати
Vg = 17 СМ/Се К
(а[ < а)
ЕхКЖ
Должно быть
концом
[131]
±У°х
X
значений я.
Un=± 0,351
*
до 1,9 мм
Жагиро — Гальперина
на готовые детали,
после одиннадцати
vq = 1,7 см/сек
(а1<а)
ЕХЖ
Ф. П. Михаленко и др. Зак. 2006