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PROCEDE POUR FABRIQUER PAR EMBOUTISSAGE DES PIECES EN FORME DE CALOTTE A PARTIR D'UNE BARRE CYLINDRIQUE ET PRODUITS OBTENUS PAR CE PROCEDE.,
La présente invention se rapporte à un procédé d'estampage de métaux pour la fabrication de pièces en forme de calotte à partir d'une barre cylindrique; elle se rapporte également aux produits obtenus par ce procédé.
On a étudié le procédé de fabrication suivant l'invention dans le dessein d'obtenir, par déformation plastique à froid de tronçons de barre, des corps creux ayant une paroi de fond mince tandis que leur diamètre peut être de beaucoup supérieur à celui de la barre, ces corps creux constituant l'ébauche de l'article fini à la forme et à la cote voulues grâce à une phase de travail supplémentaire par déformation plastique connue en soi dans son principe.
Grâce à ses particularités, le procédé suivant la présente inven- tion permet d'obtenir de remarquables déformations à froid des métaux même s'il s'agit d'aciers à haute résistance qu'il est impossible de travailler par les procédés connus à ce jour; non seulement le procédé suivant l'invention assure une précision maximum des dimensions de l'ébauche et du produit fini mais,comparativement à tous les autres procédés utilisés pour obtenir des corps creux à partir de métal en barre, c'est celui qui donne lieu au minimum de rebut. Ce résultat sera plus clairement mis en évidence ci-après, à la fin de la présente description.
Un premier objet de la présente invention consiste à créer, pour la fabrication d'articles en forme de calotte à partir d'une barre métallique cylindrique, un procédé suivant lequel est réduite par tranchage en blocs cylindriques, ce procédé étant caractérisé en ce que le rapport entre la hauteur
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et le diamètre de chaque bloc est supérieur ou égal à 1.
Un autre objet de la présente invention est de réaliser un procédé de l'espèce sus-indiquée suivant lequel ledit bloc est soumis à une compression axiale et amené à la forme d'un disque dont la hauteur est inférieure ou égale au tiers de celle du bloc primitif.
Suivant une autre particularité de la présente invention, l'opération de compression axiale est effectuée en même temps qu'un réglage dans une matrice annulaire susceptible de se déplacer dans un plan parallèle aux surfaces qui effectuent cette compression et-normal à l'axe de direction de la compression. De préférence, dans cette opération de compression axiale accompagnée d'un réglage, ladite matrice annulaire mobile a une bouche de forme conique dont le petit diamètre est inférieur au diamètre du poinçon de la presse tandis que son grand diamètre est supérieur au diamètre de la presse.
L'invention a également pour objet de réaliser un procédé de l'espèce précédemment définie suivant lequel le disque comprimé sus-indiqué est dimensionné par refoulement rétrograde.
Un autre objet de la présente invention consiste à élaborer un procédé de l'espèce précédemment définie suivant lequel le bloc est soumis à une compression axiale et amené à la forme d'un disque calibré dont la hauteur est inférieure ou égale à celle du bloc primitif, ce procédé étant caractérisé essentiellement en ce que ce disque calibré est ensuite soumis à des opérations alternativement répétées d'étirage et de refoulement. De préférence, après chaque passe d'étirage, la calotte est placée dans une matrice de refoulement dont le diamètre est égal à celui de la pièce venue d'étirage.
Suivant une particularité préférée de la présente invention, l'épaisseur du fond de cette pièce en forme de calotte résultant des deux premières passes respectivement d'étirage et de refoulement demeure la même jusqu'à l'achèvement de la pièce.
La présente invention se rapporte aussi à un procédé de l'espèce précédemment définie suivant lequel on effectue chaque groupe d'opérations successives, l'une d'étirage et l'autre de refoulement, dans deux matrices successives, l'une d'étirage et l'autre de refoulement, de manière qu'un même poinçon fasse passer la pièce à travers la matrice d'étirage dans la matrice de refoulement et produise ce refoulement en une seule et même opération continue.
La présente invention a encore pour objet de réaliser un procédé de l'espèce précédemment définie suivant lequel le disque calibré en question est soumis à des passes alternativement répétées d'étirage et de refoulement rétrograde et, après chaque passe d'étirage, l'ébauche en forme de calotte est passée dans une matrice de refoulement rétrograde dont le diamè- tre est égal à celui de la pièce venue d'étirage, ce procédé étant caractérisé essentiellement en ce que, dans l'opération de refoulement rétrograde, la section normale à l'axe de la paroi cylindrique de la pièce en forme de calotte est sensiblement égale à la section du fond qui est libre de fluer pendant le refoulement.
Dans sa forme générale, le procédé suivant la présente invention comprend les trois opérations principales suivantes:
I. - Tronçonnage II. - Compression et calibrage
III. - Fabrication du corps creux.
On peut effectuer le calibrage soit par une opération distincte de la compression (de refoulement rétrograde) soit en plaçant le bloc dans une matrice reposant sur la même surface contre laquelle le bloc est comprimé et en comprimant dans une mesure telle que le disque obtenu soit convenablement calibré.
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Suivant une autre particularité de la présente invention et à l'effet de diminuer les pressions de fonctionnement, la pièce calibrée est soumise à des opérations répétées d'étirage et de refoulemento Evidemment, la pièce peut s'obtenir par une opération de calottage normale à partir soit du disque calibré soit d'un disque pré-calotté ou emboutio Le choix du procédé dépend des dimensions du corps creux à obtenir et de la nature du métal dont on se serto
En conséquence, on peut prévoir deux façons principales de mettre en oeuvre la présente invention
Première forme d'exécution.
Phase 1. - Découpage du bloc.
Phase 2. -(Compression, (Refoulement et calibrage.
Phase 30 -(Etirage, (Refoulement, ( (Etirage, (Refoulement, (...........
(...........
Seconde forme d'exécution.
Phase 1. - Découpage du bloc Phase 2o - Compression et calibrage.
Phase 3. - Calottage.
On comprendra mieux l'invention par la description suivante au cours de laquelle on se réfèrera aux dessins ci-annexés dans lesquels:
Les figs. 1 à 4 montrent les diverses opérations relatives à la première forme d'exécution.
Les figs. 5 à 7 représentent diverses opérations relatives à la seconde forme d'exécution.
Les figs. 8 et 9 sont deux schémas montrant la compression du bloc initiale
Les figs. 10 à 13 montrent les diverses phases d'un premier mode d'exécution relatif à la fabrication d'une ébauche en forme de calotte dont on tirera une douille de cartouche en laiton du calibre 7,92 mm.
Les figso 14 à 16 montrent les diverses opérations d'un second exemple d'exécution se rapportant à la fabrication d'une ébauche dont on tirera une douille de cartouche en laiton du calibre de 20 mm..
Les figs. 17 à 19 montrent les diverses opérations d'un troisié- me exemple d'exécution se rapportant à la fabrication d'une ébauche dont on tirera une douille de cartouche en laiton du calibre de 20 mm.
Les figso 20 à 23 montrent les diverses opérations d'un quatrième exemple d'exécution se rapportant à la fabrication d'une ébauche destinée à la fabrication d'une douille de cartouche en laiton du calibre de 40 mm.
Les figs. 24 à 27 montrent les diverses opérations d'un cinquième exemple d'exécution se rapportant à la fabrication d'une ébauche dont on tirera une douille de cartouche en acier du calibre de 40 mm.
Les figs. 28 à 35 montrent les diverses opérations d'un sixième exemple d'exécution se rapportant à la fabrication d'une ébauche en acier
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dont on tirera l'ogive d'un projectile du calibre de 75 mm.
Dans ce qui suit on décrira séparément les diverses opérations se rapportant aux deux formes d'exécution représentées respectivement aux figso 1 à 4 et 5 à 7,avec représentation de quelques exempleso
La fig. 1 montre en 1 une coupe axiale du bloco La moitié gan- che de la fige 2 montre le bloc 1 placé entre les parties 2 et 4 de la pres- seo Dans la moitié droite de cette même figure on voit les parties 2 et 4 de la presse au bout de leur course de compression,
le bloc 1 ayant été amené à la forme d'un disque 3
La moitié gauche de la figo 3 montre le disque 3 placé entre le poinçon 5 et la matrice de refoulement rétrograde 60 La moitié droite de cette meme figure montre le disque 3 sous sa forme pré-calottée et calibre 7 grâ- ce à l'action du poinçon 5 contre la matrice 60
La figo 4 montre schématiquement la combinaison d'un étirage avec un refoulement, opération qu'on peut répéter ainsi qu'on l'a dit précé- demmento
Dans la moitié gauche de la figo 4 on voit en 7 la section de la calotte suivant la figo 3 placée entre le poinçon 8 et la matrice 9 de la presse d'étirage;
dans la moitié droite de la fig. 4 on voit le poinçon 8 à la fin de sa course, au cours de laquelle ledit poinçon a étiré l'ébauche en calotte 7 qu'il a refoulée vers l'arrière le long de la matrice 10, transfor- mant l'ébauche 7 en la calotte llo
Dans la seconde forme d'exécution que montrent les figs. 5 à 7, le bloc 1 est placé (fige 6) entre les deux parties 12 et 13 d'une presse.
Sur le fond plan 13 repose une matrice 14' qui peut glisser librement sur luio Comme on le voit dans la moitié droite de la figo 6 et par suite de l'ac- tion des deux parties 12 et 13 de la presse, le bloc 1 est transformé en un disque calibré 14 qu'on voit en coupe de même que le restant de la figure.
Comme on le voit dans la moitié gauche de la figo 7, le disque 14 est amené à reposer sur la matrice 15 et, grâce à l'action du poinçon 16, il est façonné en une calotte 17 visible dans la moitié droite de la fige 7 qui montre le poinçon à fond de courseo
Découpage da bloc. - Le sectionnement de la barre en vue d'ob- tenir le bloc peut s'effectuer par cisaillement à la presse ou par saignée au tour; si le premier procédé paraît le plus expédient qu'il ne se produit aucune perte de métal, on n'en éprouve pas moins plusieurs difficultés qui font que, dans la plupart des cas, c'est le second procédé qui est préféra- ble.
Dans le cas du cisaillement à froid il se produit des déforma- tions appréciables ainsi que des arrachements sur la surface soumise au ci- saillement, de sorte qu'il est nécessaire de calibrer par une pression con- stante (à la presse hydraulique) le bloc contenu dans une matrice appropriée, afin de le rendre parfaitement cylindrique et d'équerre. De plus, malgré l'o- pération de calibrage, il subsiste dans le métal des fissures et des plis correspondant aux sections de cisaillement et des distorsions des fibres dues aux déformations de cisaillement, de sorte qu'il n'est pas possible d'obte- nir des blocs dont les fibres sont uniformément orientées et dont le métal est dans l'état primitif de la barre.
Quant au tronçonnage à chaud, non seu- lement il est plus coûteux mais il n'élimine que partiellement les inconvé- nients du cisaillement à froid et il peut gravement affecter les caractéris- tiques de structure du métal, auquel cas on ne peut obtenir le bloc par ci- saillement à la presse que dans des conditions particulières et, en général, dans la mesure où il s'agit de barres de petit diamètre et où l'on n'exige pas que les surfaces du produit fini soient absolument lisses .
C' est pour - quoi il y a intérêt à produire le bloc par une opération comportant un enlè-
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vement de métal et,parmi les divers procédés utilisant des scies à main, des fraiseuses et des scies circulaires, le plus pratique est la saignée au tour automatique, la vitesse et l'avance étant calculées d'après les caractéristiques du métal dont la barre est faite. Le bloc obtenu est alors bien délimité, ses surfaces sont lisses et ses arêtes sont chanfreinéeso La scie à ruban, suivant l'épaisseur de ce dernier (1,5 à 2,5 mm) est celle qui produit le moins de déchets mais, eu égard au prix élevé du ruban et à ce qu'il s'use rapidement, surtout lorsqu'on débite de l'acier rond, ce procédé n'est à envisager que dans le cas de métaux relativement mous, par exemple l'aluminium et ses alliages.
Le sciage au moyen de scies circulaires ou de fraiseuses engendré à peu près autant de pertes de métal que le saignage au tour et produit des blocs présentant des bavures et insuffisamment d'équerre, de sorte que, considérant les temps de coupe et l'usure des scies circulaires ou des fraiseuses, ce procédé est moins économique et à rejeter.
Le sectionnement sur tour automatique peut s'effectuer au moyen d'un outil de coupe dont la largeur dépend de la nature du métal de la barre et du diamètre de celle-cio Cette largeur peut, en général, être comprise entre 0,8 et 0,1 fois le diamètre, auquel cas, pour un bloc dont le diamètre est sensiblement égal à la hauteur, p désignant le poids du bloc, P le poids de barre nécessaire pour en tirer ledit bloc, et compte étant tenu de la perte de matière due à la tolérance de longueur et à la préparation du bout de la billette, on as
P = 1,1 po
Désignant par v la vitesse de coupe (en mm/sec), par a l'avance (en mm.
par tour), par r le rayon de la pièce à sectionner (en mm) et par t le temps nécessaire pour effectuer la coupe (en secondes), on a
EMI5.1
1,1, 2 69 r t = a o v 9 aw
Il résulte de ce qui précède que, pour obtenir l'économie maxi- mum du point de vue aussi bien des temps de coupe que de la quantité de mé- tal perdue, il y a intérêt, dans l'opération de compression du bloc (figso 2 et 6) , à réduire le bloc à son diamètre minimum possible par rapport au rapport maximum de déformationo
Dans la pratique, afin d'éviter la distorsion des fibres et des déformations irrégulières dans l'opération de compression, la hauteur du bloc peut être un peu supérieure au diamètre de celui-ci afin qu'une fois défini le volume V de métal nécessaire,
le calibrage du bloc s'établisse d'a- près les formules indiquées, dans lesquelles D1 = 2 R1 et H1 désignent res- pectivement le diamètre et la hauteur du bloco Si l'on pose
H
M - 1/D , on obtient
1 V = # R12 et Hl - # D13 Mo 4
Dans des cas particuliers et s'il s'agit de métaux très plasti- ques, la valeur de M peut aussi atteindre 1,2, mais en général elle ne dé- passera pas 1,la
Si l'opération de tronçonnage est effectuée au moyen d'outils munis de plaques de métal dur (Adams ou Widia), les temps de coupe sont re- marquablement réduits et les frais de main-d'oeuvre deviennent négligeables,
surtout si plusieurs tours automatiques sont confiés à un seul et même opé- rateura Comme le diamètre du bloc est défini dans les limites minima possi- bles et qu'en général il est bien moindre que celui du corps creux à obtenir, la perte de métal est remarquablement réduite et inférieure au minimum obte- nu par n'importe quel autre procédé de fabrication de corps creux à partir de
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métaux en barreo Compression du bloc - (Figs. 2 et 6)Cette opération est très simple-.
Le bloc (figo 1) qui,à cause de ses proportions particulières (hauteur H1 sen- siblement égale au diamètre D1), sera qualifié ci-après de "carré", est d'a- bord traité thermiquement (recuit) à l'effet de rendre le métal plus plasti- que et, après avoir été décapé,lavé et graissé, est placé entre les plans parallèles d'une presse et comprimé jusqu'à ce qu'il ait pris la hauteur H2 et le diamètre D2 comme on le voit à la fig. 2
On peut effectuer cette opération dans unepresse mécanique, mais il est préférable d'employer une presse hydraulique munie d'une butée fixe, de façon que le disque (figo 2) ait ses faces parfaitement parallèles et que la tolérance en épaisseur soit réduite à quelques centièmes de millimètre.
La tolérance dans le diamètre du disque dépend non seulement de la toléran- ce d'épaisseur mais aussi de la tolérance dans le diamètre et la hauteur du blocauquel cas il convient, afin d'obtenir un centrage convenable pour l'opération de refoulement et de calibrage (fige 3) et afin aussi de dimi- nuer les pertes de métal résultant du tronçonnage du bloc et de l'ébarbage qu'on effectue après les opérations d'étirage à la suite du calottage, d'o- pérer avec la plus grande exactitude du point de vue aussi bien des dimen - sions du bloc que de l'épaisseur du disque.
Après la compression du bloc, les fibres du métal sont orientées suivant des cercles concentriques à l'axe du disque, le maximum de déplace- ment étant au centre, de sorte que le disque tend à prendre une forme en tonneauo
Dans le cas où l'un des plans de compression est fixe et l'au- tre mobile et par suite de la différence de frottement qui en résulte, on ob- tient un disque en forme de tronc de cône dont le grand diamètre est celui de la surface voisine du plan mobile.
Cela n'a pas d'importance et n'est nullement nuisible; on peut cependant l'éviter en employant des presses à double action dans lequelles les deux plans sont mobiles. Dans ce cas, les efforts sont également légère- ment réduits.
Les deux graphiques que montrent les figsa 8 et 9 représentent les courbes de compression relatives à des blocs de divers aciers et le tra- vail à froid mesure en termes de dureté. Les essais ont été effectués au mo- yen d'une presse AMSLER de 10 tonnes sur des cylindres "carrés" de faibles dimensions lubrifiés au moyen d'une graisse à base de lanoline et après un traitement thermique destiné à améliorer les propriétés de plasticité du mé- talo En abscisses est porté le rapport de déformation e =ho entre la hau- teur primitive et la hauteur variable du bloc lorsque la déformation augmen- te, tandis qu'en ordonnées est portée, en kg/mm2,
la pression de refoulement présente sur le plan de compression et les duretés en degrés Wickerso
L'énergie nécessaire pour comprimer le bloc est non seulement celle qu'il faut pour vaincre la résistance # à la déformation plastique du métal, mais également celle qu'il faut pour vaincre le frottement qui se produit au niveau des deux surfaces de compression par suite de l'écoulement radial du métal, de sorte que la pression spécifique est supérieure à la résistance intrinsèque du métal et qu'en théorie, r désignant le rayon du bloc, h sa hauteur et f son coefficient de frottement à un stade quelconque de la déformation, on a entre B et # la relation (1) suivante:
EMI6.1
cr P = 1 - --L-r 2h
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On remarquera que la valeur de .2 tend vers l'infini pour r/2h f = 19 et que la résistance à la déformation plastique augmente avec 2h l'écrouissage du métal par rapport au rapport de déformation et au travail correspondant.
En traçant ces deux diagrammes pour deux blocs du même métal mais ayant des dimensions différentes, il est possible d'obtenir, d'après la relation (1), les valeurs de # et de 1 afin de connaître exactement de quelle façon le métal se comporte quant à sa déformation plastique et à la possibilité de le travailler à froid.
Ces essais peuvent également donner des renseignements quant au comportement du librifiant, auquel cas il y a intérêt, avant toute décision relative à l'ordre des opérations, à établir ces graphiques pour chaque cas, grâce à quoi on obtient la valeur du frottement et la variation de la résis- tance du métal en fonction de l'écrouissage.
Le rapport de déformation susceptible d'être atteint est consi- dérable9 mais il est prudent de demeurer en deçà du maximum afin d'écarter à la fois le risque d'une exfoliation du métal résultant d'un très fort écrouissage et l'emploi de pressions excessiveso
La compression du bloc présente une autre particularité en ce qu'elle met en évidence les pailles et impuretés du métal de la barre, ce qui permet bien souvent, simplement à l'oeil nu, d'éliminer les disques provenant de barres défectueuses.
Le calibrage du disque dépend de celui qui s'effectue au cours de la troisième opération (figo 3),et si l'on pose V comme le volume du bloc (figo 1) engendrant un disque exactement cylindrique, on doit avoir V = # D22/4 . H2, auquel cas il faut que D2 soit légèrement inférieur à D3 de façon qu'on puisse convenablement introduire le disque dans la matrice pour l'opération suivante (figo 3).
Il est à noter que, dans cette opération, on atteint des pressions modérées même dans le cas de métaux très résistants et que, pour l'acier "CRC" et un rapport de déformation H1/H2 = D22/D21 = 3,les pressions sont d'environ 143 kg/mmê ,de sorte que pratiquement le champ d'application de cette opération n'est pas limité et qu'en conséquence on appliquera celle-ci même à des aciers spéciaux à forte teneur en carboneo
Dans le cas de métaux malléables, dont la résistance aux déformations plastiques n'est pas grande, on peut aussi effectuer la compression du bloc comme le montre la fig. 60
Dans ce cas, la compression s'effectuant toujours entre deux plans de compression parallèles, l'augmentation de diamètre du disque est limitée à l'intérieur d'une matrice mobile susceptible de glisser librement sur l'une des surfaces de compression.
On place le bloc approximativement dans l'axe d'action de la presse et, pendant la compression et tandis que le diamètre du disque augmente du fait de cette compression, lorsque la paroi de la matrice est en contact avec la partie extérieure du disque, la matrice commence à glisser sur l'appui plan jusqu'à ce que le diamètre du disque soit égal à celui de la matrice et que les pressions sur les flancs de celle-ci s'équilibrent.
En général, lorsqu'on procède à l'écrasement du bloc et par suite de l'anisotropie de la structure fibreuse du métal de la barre, résultant soit d'un centrage inexact du bloc par rapport à l'axe d'action de la presse soit du fait que les surfaces d'appui planes ne sont pas rigoureuse-
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ment parallèles à cause de différences dans le frottement des surfaces en contact avec les plaques de compression, on constate que le disque est tou- jours légèrement ovale, à cause de quoi il est nécessaire dans l'opération d'emboutissage subséquente (fige 3), de réaliser le calibrage du disque, ou d'effectuer l'opération, comme il a été dit, par compression dans une ma- trice de retenue de manière qu'une partie de la paroi du disque soit circu- laire et exactement du.
diamètre voulu, et s'engage exactement d'aplomb dans la matrice affectée à l'opération suivante (Figo 7).
Lorsqu'on comprime le bloc dans une matrice de retenue, celle- ci présente des parois coniques de manière à permettre au. métal de s'écouler librement, de sorte que cette opération (fig. 6) consiste en une combinai- son de compression et de refoulement calibrateur (fig. 3), à ceci près qu'on laisse au métal l'espace nécessaire pour fuir radialement dans le premier cas et axialement dans le second.
De plus, dans le premier cas, vers la fin de la compression, la partie du disque qui est soumise au calibrage est limitée à l'intérieur de la matrice et n'est pas libre de s'écouler, ce qui retient cette partie et, par conséquent, augmente la pression aux faces en contact avec les plaques qui interviennent dans la compression.
En conséquence, afin de limiter les pressions et d'éviter les déformations accompagnées d'efforts de cisaillement susceptibles de détério- rer le métal, il est nécessaire que la différence de diamètre entre la par- tie calibrée du disque et celle qui ne l'est pas soit simplement légère et que la hauteur de la partie calibrée soit limitée au minimum indispensable. louant au choix entre l'une et l'autre façons de procéder indi- quées ci-dessus, il dépend du rapport - du disque ainsi que de la possiH2 bilité de travailler le métal à froid;
en général, la conversion par com- pression d'un bloc "carré" dans une matrice de retenue libre convient dans les cas où le métal possède une bonne plasticité (aciers doux très malléa- bles, aluminium, laiton et leurs alliages) et où l'épaisseur du disque est faible par rapport à son diamètre.
Calibrage et refoulement combinés(Fig. 13)
Dans cette opération on effectue un emboutissage relativement peu profond et un refoulement rétrograde dans une presse mécanique ou hy- draulique (avec butée) et l'on obtient ainsi avec précision la dimension H3 en même temps que les rapports de déformation désirés H2 pour le fond et B3/A3 pour la paroi latérale; dans cette dernière expression B3 = #/4 D32 et A3 = #/4 (D32 - d32) désignent respectivement la section de la matrice in- tervenant dans la compression et la section de libre écoulement.
Théorique- ment, on peut exprimer ainsi la force nécessaire: F = B3 log B3/A formule dans laquelle on ne tient pas compte des frottements et la valeur de # est supposée constante et indépendante de l'écrouissage du métal.
De la relation ci-dessus on peut tirer la pression agissant sur le poinçon, dont la section est B3 - A3 g P = F @ où P est la pression sur le poinçon. B3-A3
Pratiquement, à cause de l'effet du frottement, de l'écrouissage du métal et de l'accroissement qui en résulte dans la résistance à la défor- mation plastique, et du fait que le métal ne s'écoule pas de façon régulière et que cet écoulement ne correspond pas au déplacement de volume, l'expres-
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sion ci-dessus n'est pas vraie dans la pratique, surtout lorsqu'on envisage des déformations très limitées.
Les essais entrepris à l'effet de déterminer les conditions optima pour que cette opération impose aux outils des pressions spécifiques minima ont démontré qu'il convient de comprimer des surfaces de grande étendue et d'exercer le refoulement sur un disque ayant un fort rapport D2/H2
Corroborant ce qui précède, les essais comparatifs effectués sur un acier ainsi composés C = 0,22 %, Mn = 0,57 %, Si = 0,18 %, Cr = 0,06 %, S = 0,17 %, P = 0,0046 % sont très significatifs.
Le disque à refouler a été recuit dans les deux cas dans les mêmes conditions, et l'on a mesuré les efforts.
Cas 1 Bloc "carré" (fige 1) Hl = 50 mm; Dl = 48,5 mm v = 92,5 cm3.
Disque (Figo 2) H2 = 17,6 mm; D2 = 81,5 mm; Ebauche façonnée en calotte (Fig. 3) H3 = 9,10 mm; D3 = 91,8 mm; d3 = 60 mm.
Rapport de refoulement :
EMI9.1
B D4 ±L± ¯ '3 2 f 27 e3 1,92
EMI9.2
3 - z = 4,66 B3 ¯ 'A3 - z 8 182 Kemlê - Pression sur le poinçon : Cas 2 : Bloc "carré" (fig. 1) Hl = 50 mm; D1 = 48,5 mm; v = 92,5 cm3.
Disque (fig. 2) H2 = 31 mm; D2 = 61,4 mmo Ebauche façonnée en calotte (fige 3) H3 = 13,1 mm; D3 = 61,5 mm; d3 = 35,2 mm.
Rapport de refoulement :
EMI9.3
-5a = 3 =?1l.a1 i,48 - l'40 - 20
EMI9.4
= 937 ; D2 1 e98. 3 2,37 ; H2 1,980 Pression sur le poinçon :
EMI9.5
p = B : = 216000 =223 Kgjmm2 3 A3 9,7
Le résultat ainsi obtenu, notamment du point de vue des valeurs de la pression imposée aux outils, c'est-à-dire 182 Kg/mm2 au lieu de 223
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Kg/mm , démontre l'avantage qu'il y a à ce que les surfaces de déformation soient de grande étendue et, par conséquent, la nécessaite d'obtenir un taux de déformation H1/H2maximum à l'emboutissage du bloc et par suite un disque dans lequel le rapport D2/H2 entre le diamètre et la hauteur est remar- quablement élevé, surtout lorsque le métal est un acier à haute résistance.
On remarquera que la pression de 223 kg/mm2 est très élevée et telle qu'elle ne permet pas une production de longue haleine car les outils s'usent rapidement; ils se fissurent et finissent par casser sous la forte pression d'utilisation; de plus, en service, les outils subissent des déformations élastiques et permanentes qui ne permettent pas d'obtenir des pièces bien centrées et calibrées,
Il faut que l'opération de calibrage et de refoulement (fige) soit calculée de manière qu'on ne dépasse pas des pressions de 200 Kg/mm2 et il faut aussi que les déformations susceptibles d'être obtenues soient en rapport avec les caractéristiques de malléabilité du métal à emboutir.
Il résulte de ce qui précède que cette opération (fig. 3) vise à calibrer et emboutir le disque (fig. 2) obtenu par la compression du bloc (figo 1), effaçant du disque les diverses irrégularités de profil, ainsi qu'à obtenir une ébauche exactement centrée dont les dimensions sont correctes.
Dans la plupart des cas on peut se dispenser de recuire le disque, et l'opportunité de cette opération dépend du degré de déformation dans les diverses autres.
Au lieu du calibrage-refoulement suivant la fig. 3 on peut aussi effectuer l'opération suivant la fig. 6, mais il n'est en aucun cas possible d'effectuer le calottage du disque suivant la fig. 2, obtenu par compression du bloc sans matrice de retenue, car en ce cas, à cause des irrégularités du disque et de l'impossibilité d'obtenir une portée et un centrage corrects du disque dans la matrice de calotage., le produit a des arêtes irrégulières et présente un faux-rond. Certes, on peut remédier à l'irrégularité des bords (déchirés ou inégaux) au prix d'une quantité accrue de métal perdu, (et de passes d'ébarbage plus nombreuses et profondes), lorsque le disque présente un faux-rond, mais cela constitue un grave inconvénient qu'il est impossible d'éliminer et qui nuit considérablement à la qualité du produit obtenu.
Parfois, afin d'améliorer le centrage, on munit le poingon d'un sommet aigu, destiné à prévenir tout déplacement de l'axe du poingon en formant un guide dès le début de l'opération d'emboutissage.
EMI10.1
Refoulement-calottage-étirage (figs. 4 et 7).
Cette opération s'effectue sur le disque pré-calotte ou calibré par une opération de calottage et d'étirage. La calotte ou corps creux ainsi formé,ayant un diamètre D4 à la sortie de la matrice de calottage ou d'é- tirage, est forgée et refoulée plus complètement dans une matrice de fond de manière que l'épaisseur du fond soit réduite de H3 à h4 et que le métal qui reflue du fond augmente de h3 à h4 la hauteur du corps creux.
Le corps creux ainsi obtenu peut ensuite être travaillé par les procédés d'emboutissage connus de manière à l'amener à la forme et aux dimensions désirées.
En général, cette opération exige la recuisson de la pièce, qu'il s'agisse d'un disque ou d'une calotte calibréeo On peut effectuer le refoulement et l'étirage en un seul temps ; opérations peuvent également être effectuées en deux temps, savoir: l'étirage et ensuite le refoulement, sans perdre de vue que, pour obtenir un meilleur centrage de la pièce et une plus grande précision,il est avantageux d'opérer en un seul temps.
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La formule théorique exprimant la force nécessaire pour cette opération est la même, aussi bien pour l'étirage que pour le refoulement, et en général les mêmes considérations qu'on a spécifiées au paragraphe 3 sont toujours valables.
Considérant les figs. 3 et 4, les valeurs des sections sont les suivantes
EMI11.1
j '- D3 " s A, 4 (D 4 - d); B 4 :: 4 de la force nécessaire pour l'étirage est: T = A3 # log A3/A4 et la force nécessaire pour le refoulement ests
EMI11.2
E = B4 G io 4
Comme, en général, les dimensions sont telles que le métal s'écoule uniformément en fonction des déplacements volumétriques, la valeur théorique obtenue correspond aux chiffres obtenus en pratique dans la mesure où l'on augmente la valeur de # de manière à tenir compte du frottement et de l'écrouissage du métal; on obtient expérimentalement cette valeur en déterminant les forces, pour un métal donné, en fonction de divers taux de déformation A3 ,B4, H3.
EMI11.3
A4 A4 H4
Pour cette opération, il faut que le diamètre d4 du poinçon soit inférieur de quelques centièmes de millimètre au diamètre d,, afin de permettre au poinçon de pénétrer dans la calotte calibrée; de plus, il faut que le poinçon ait son arête légèrement adoucie afin que le refoulement du fond ne s'accompagne pas de résistances excessives dans le passage de libre écoulement A4.
Pour cette même raison, il faut que la matrice de refoulement soit conique dans sa partie supérieure et que son diamètre minimum soit égal au diamètre D4 de la matrice de calottage ou d'étirage.
Cette façon d'opérer, c'est-à-dire en produisant d'abord, par l'opération d'étirage, la section d'écoulement A4. pour le refoulement,permet d'effectuer le refoulement du fond avec un poinçon et une matrice qui sont automatiquement centrés par rapport aux parois intérieure et extérieu- re du corps creux.
On remarquera que, pendant l'opération d'étirage, le métal con- stituant les parois latérales est seul à s'écrouir tandis que celui qui constitue le fond, qui n'a eu à subir aucune déformation, demeure dans son état recuit et subit un écrouissage au cours du refoulement du fond qui s'effectue ensuite.
Alors que, dans l'opération d'étirage, les pressions de service des outils sont modérées et non telles qu'elles occasionnent des déforma- tions des outils et nuisent à leur résistance, dans le refoulement du fond des pressions, bien que plus élevées, demeurent toujours dans des limites admissibleso Partant de la relation considérée à propos de l'effort de re- foulement, la pression sur le poinçon est-.
E # B4 B4
EMI11.4
p = ###T = "###r" log. z et enfin By - .44
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p = #/1 - k log 1/k pour K = A4/B4, auquel cas p augmente lorsque K dimi- nue, c'est-à-dire avec le rapport B4/A4 et avec # fonction de la résis- tance à la déformation plastique. La fonction C augmente avec le frotte- ment;, avec l'écrouissage et suivant la régularité d'écoulement du métal.
Le métal s'écoule régulièrement lorsque les points situés sur une surface cylindrique concentrique à l'axe du poinçon sont soumis, à n'im- porte quel stade de la déformation, au même déplacement, c'est-à-dire, lorsque la vitesse d'écoulement est la même en tous les points de la surface cylindrique.
Pratiquement, au refoulement, le métal constituant l'épaisseur du fond (H3) doit s'écouler de la même manière que pour la compression du bloc, ce qui indique, d'après l'expression mathématique si l'on considère dans le métal une partie formant un disque dont la hauteur est H3et le, rayon r3 dans l'épaisseur de l'ébauche (fig. 3),il faut nécessairement qu'après refoulement à l'épaisseur H4 ce disque ait conservé sa forme et que la surface latérale cylindrique se trouve à une distance r4 du poinçon telle que # r32 H3 =#r42 H4.
Dans le cas du rétro-refoulement d'un disque dans lequel le rapport du diamètre à la hauteur est faible, comme par exemple dans le refoulement soit d'un bloc "carré" soit d'un disque dont le diamètre est D et la hauteur telle que le volume soit le même que celui de la pièce représentée à la figo 4, le glissement du métal n'est pas uniforme, et il est moindre sur les surfaces de contact du fond de la matrice que sur la surface de contact du poinçon.
L'influence de ce phénomène est d'autant plus marquée que l'épaisseur à refouler est plus grande par rapport au diamètre de refoulement, auquel cas, toutes choses égales d'ailleurs, la fonction # tend à croître lorsque le raport p/H décroit.
En conséquence, dans l'expression sus-indiquée, # atteint des valeurs élevées suivant l'écrouissage (rapport H3/H4, la possibilité d'un
H4 écoulement uniforme du métal (rapport D4) et le frottement superficiel. possibilité H3 plastique par l'opération combi-
La possibilité de déformation plastique par l'opération combinée de refoulement et d'étirage est bien plus grande qu'une simple opération de refoulement rétrograde à partir du disque, et c'est la raison pour laquelle, dans l'obtention de l'ébauche calibrée (figo 3), il y a intérêt à éviter d'occasionner de fortes déformations, et le traitement est limité essentiellement au calibrage de la calotte, à la précision des dimensions et à l'exactitude du centrage.
La façon d'opérer suivant la présente invention est complètement représentée aux figs. 1 à 4 et 5 à 7, et l'application totale ou partielle de ce procédé est subordonnée aux dimensions du corps creux qu'il s'agit d'obtenir.
On va donner ci-après quelques exemples de l'application pratique du procédé décrit ci-dessus; le corps creux ainsi obtenu peut être soumis ensuite à des opérations déjà connues de déformation plastique ou à des opérations d'enlèvement de métal jusqu'à ce que l'ébauche ait été amenée aux cotes désirées de l'article fini.
En conséquence, le corps creux obtenu dans les divers exemples
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décrits doit être considéré comme le dernier stade du procédé de fabrica- tion suivant la présente invention, et le premier stade d'un procédé de fa- brication connu, y communément employé et propre à aboutir à un produit ayant la forme et les dimensions désirées.
Dans les exemples suivants on indique simplement le corps creux, qui est le dernier stade du processus de fabrication, et pour chaque opéra- tion on mentionne les caractéristiques principales, les efforts et les pres- sions de service maxima des outils, qui dans ce cas particulier se rappor- tent aux poinçons.
Exemple 1 (figo 1 à 13).
Matériau laiton (Ou 64-66% Pb # 0,07 %, Fe 0,05 %, autres éléments # 0,020%, Zn pour le reste).
Cycle de travail-.
1 - Tronçonnage du bloc au tour (fig. 10)
2 - Recuit à 550 C pendant 2 heures 1/2 ; Hv après recuit 70-85
3 - Décapage et lavage
4 - Graissage à la lanoline
5 - Compression (fig. Il)
6 - Graissage à la lanoline
7 - Calibrage-refoulement combinés (fig. 12) 8 - Recuit à 550 C pendant 2 heures 1. ; Hv après recuit 70-85 9 - Décapage et lavage 2
10 - Calottage; lubrifiants eau et huile émulsifiable (Fig. 13) 11 - Recuit à 550 C pendant 2 heures 1 ; Hv après recuit 70-85 12 - Décapage et lavage. 2 Exemple 2 (figs. 14 à 16).
Matériau: laiton (Cu 68-72%; Sn # 0,03%; P # 0,02%, Fe 0,05 %; Ni 1 0,10%; As # 0,02 %; Sb 0,01%; Bi # 0,004%, autres éléments 0,005%; Zn pour le reste).
Cycle de travail-.
1 - Tronçonnage du bloc au tour (figo 14).
2 - Recuit à 620 C pendant 5 heures; Hv après recuit 65-75.
3 - Décapage et lavage.
4 - Graissage à la lanoline.
5 - Compression et calibrage (fig. 15).
6 - Recuit à 620 C pendant 5 heures; Hv après recuit 65-75.
7 - Décapage et lavage.
8 - Calottage, lubrifiant.- eau de savon (figo 16) o 9 - Recuit à 620 C pendant 5 heures; Hv après recuit 65-75.
10 - Décapage et lavageo Exemple 3 (figs. 17 à 19) Matériau-. Acier "B3" (C 0,24-0,30 %;Mn 0,4 - 0,6 %; Si ±:. 0,35%; P # 0,035%; S # 0,035%; S+P # 0,06%.
Cycle de travails 1 - Tronçonnage du bloc au tour (figo 17) 2 - Recuit à 690 C pendant 5 heures; Hv après recuit 145-150.
3 - Décapage, lavage et parkérisation 4 - Graissage à la lanoline 5 - Compression et calibrage (figo 18) 6 - Recuit à 690 C pendant 5 heures; Hv après recuit 145-150.
7 - Décapage, lavage et parkérisation 8 - Calottage; lubrifiants eau de savon (fige 19) 9 - Recuit à 690 C pendant 5 heures; EV après recuit 145-150
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10 - Décapage, lavage et parkérisationo Exemple 4 (fies. 20 à 23): Matériaux Laiton (Ou 68,5 - 71,5%; Pb 0,07 %; Fe 0,05 %; autres éléments 0,15 %; Zn pour le reste).
Cycle de travail: 1 - Tronçonnage du bloc au tour (fig. 20) 2 - Recuit à 640 C pendant 3 heures 1/2; Hv après recuit 80-90.
3 - Décapage et lavage.
4 - Graissage à la lanoline, 5 - Compression (fige 21).
6 - Recuit à 640 C pendant 3 heures 1/2; Hv après recuit 80-90.
7 - Décapage et lavage 8 - Graissage à la lanoline.
9 - Calibrage-refoulement combinés (fige 22).
10 - Recuit à 640 C pendant 3 heures 1/2; Hv après recuit 80-90.
11 - Décapage et lavage 12 - Calottage; lubrifiant: eau de savon (fige 23) 13 - Recuit à 640 C pendant 3 heures 1/2; Hv après recuit 80-90.
14 - Décapage et lavage Exemple 5 (figs. 24 à 27) Matériaus Acier "B3"(C 0,24 - 0,30 %; Mn 0,4 - 0,6%;
Si 0,35 %; Fe # 0,035 %; S 0,035%; S+P 0,06 %).
1 - Tronçonnage du bloc au tour (fig. 24).
2 - Recuit à 690 C pendant 5 heures ; après recuit 145-160.
3 - Décapage, lavage et parkérisation.
4 - Graissage à la lanoline 5 - Compression (fig. 25) 6 - Recuit à 690 C pendant 5 heures; Ev après recuit 145-150.
7 - Décapage, lavage et parkérisation.
8 - Graissage à la lanoline.
9 - Calibrage-refoulement combinés (figo 26) 10 - Recuit à 690 C pendant 5 heures; Ev après recuit 145-150.
11 - Décapage, lavage et parkérisation 12 - Calottage; lubrifiant: eau de savon (fige 27) 13 - Recuit à 690 C pendant 5 heures ; Hv après recuit 145-150.
14 - Décapage, lavage et parkérisation.
Exemple 6 (figs. 28 à 35): Matériaux Acier "YB" (C # 0,22 %; Mn 0,57%; Si 0,18 %; Cr # 0,06 %; S .- 0,017 %; P # 0,005 %; valeurs trouvées) Cycle de travails 1 - Tronçonnage du bloc au tour (fige 28) 2 - Recuit à 690 C pendant 6 heures ; après recuit 128-140.
3 - Décapage, lavage et parkérisation 4 - Graissage à la lanoline 5 - Compression (fig. 29) 6 - Recuit pendant 6 heures à 690 C; Hv après recuit 128-140 7 - Décapage, lavage et parkérisation.
8 - Graissage à la lanoline 9 - Refoulement (fige 30) 10 - Recuit à 690 C pendant 6 heures; Hv après recuit 128-140 11 - Décapage, lavage et parkérisationo 12 - Premier étirage, lubrifiant: eau de savon; (figo 31) 13 - Recuit à 690 G pendant 6 heures ; Hvaprès recuit 128-140
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14 - Décapage, lavage et parkérisation
15 - Second étirage, lubrifiant! eau de savon (figo 32)
16 - Recuit à 690 C pendant 6 heures; Hv après recuit 128-140
17 - Décapage, lavage et parkérisation
18 - Graissage à la lanoline
19 - Deuxième refoulement (figo 33)
20 - Recuit à 690 C pendant 6 heures;
Hv après recuit 128-140
21 - Décapage ; lavage et parkérisation
22 - Troisième étirage ; lubrifiant: eau de savon (fige 34)
23 - Recuit à 690 C pendant 6 heures; Hv après recuit 128-140
24 - Décapage, lavage et parkérisation
25 - Graissage à la lanoline
26 - Troisième refoulement (figo 35)
27 - Recuit à 690 G; Hv après recuit 128-140
28 - Décapage, lavage et parkérisationo
Le cycle opératoire décrit à l'exemple 6 produit un corps creux ayant une forme particulière et des parois minces tant latérales que de fond grâce à des opérations successives et distinctes d'étirage et de refoulement, du fait de la forme du corps creux.
Ce résultat montre les charges possibi- lités de cette opération particulière et du procédé de fabrication suivant la présente invention; il montre aussi queg malgré l'emploi d'une pression ppératoire peu élevée (157 et 138 kg/mm2), il est possible d'obtenir un corps creux dont le fond a une épaisseur de 3,75 mm en partant d'un bloc dont la hauteur est de 64,5 mm.
Cette forme d'éxécution est particulièrement expédient et conduit à des résultats qu'on ne saurait obtenir par d'autres procédés de travail à froid présentement connus et appliquéso
On va considérer maintenant les possibilités et les avantages économiques et techniques qui découlent du procédé suivant la présente invention.
En considération de ce qui a été dit ci-dessus à propos du cycle opératoire et des formes d'exécution auxquelles il aboutit, il est possible d'esquisser un tableau relativement large des avantages économiques et des possibilités techniques offertes par l'invention.
A) - Pertes de matièreo
Tout procédé partant de la barre permet de réduire considérablement la perte de matière et, par conséquent, de réaliser une grande économie de métal par comparaison avec les procédés suivant lesquels on décou- pe un flan dans un ruban ; nonseulement le procédé suivant la présente in- vention bénéficie de cette particularité.mais, à cause de la façon spéciale dont il est mis en oeuvre, c'est également celui qui, par comparaison avec n'importe quel autre procédé de fabrication à partir de la barre, assure le minimum de pertes de métal.
De ce point de vue, il est à noter qu'en général le diamètre du corps creux qu'il s'agit d'obtenir est nécessairement beaucoup plus grand que le diamètre de la barre et par conséquent celui du tronçon "carré".
Il est évident que si, par le procédé couramment appliqué en partant du métal en barre, on veut obtenir un corps creux ayant les dimensions que montre la fig. 1, il est possible de définir le diamètre de la barre de deux manières, qui correspondent aux deux cas suivants: Premier cas Se rapporte à un métal qui n'offre pas une grande résistance à la déformation, ou du moins ayant une résistance telle qu'elle permette d'obtenir la calotte (figo 4) par refoulement direct à partir d'un disque ayant le même volume que le bloc (figo 1), par conséquent un diamètre D4 (égal au diamètre de la barre) et une hauteur C tels que.-
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# D42 # D12
4 @ C = V = 4 @ H1 Second cas :
Se rapporte à un métal ayant une remarquable résistance à la déformation plastique et qui, en tout état de cause, doit être traité par les divers procédés d'emboutissage connus avec les mêmes pressions de travail sur les outils que celles que permet le procédé de fabrication suivant la présente invention.
Dans ce cas, il faut que le refoulement soit effectué comme suivant la fige 3 et sur un disque (fige 2) dont le diamètre D2 = D3 (égal à celui de la barre) et ayant la même hauteur H2 telle que:
EMI16.1
#D22/4 . #2 = v = #D12/4 . #1
Il ne faut pas perdre de vue que le volume V du métal perdu au tronçonnage de la barre pour obtenir le bloc ou le disque à refouler est fonction de la largeur de coupe, qui est de 0,1 fois le diamètre D:
EMI16.2
V = 0,lDe 1z; D 2 0;1 TC'o e D 3
4 4 de sorte que la perte de métal est une fonction cubique du diamètre de la barre.
Il s'ensuit que, le procédé de fabrication suivant la présente invention permettant dans les deux cas d'employer un bloc, donc une barre, de diamètre minimum, c'est celui qui entraîne le moins de pertes de métal .
Les chiffres ci-après sont les résultats d'essais réels, et les valeurs présentées à titre comparatif se rapportent à des calottes obtenues dans les deux cas précédemment cités à propos des modes opératoires décrits aux exemples 5 et 6.
EMI16.3
<tb>
<tb>
Poids <SEP> de <SEP> Poids <SEP> du <SEP> Perte <SEP> de <SEP> métal
<tb> métal <SEP> corps <SEP> par <SEP> rapport <SEP> au
<tb> perdu <SEP> creux <SEP> poids <SEP> du <SEP> corps
<tb> creux
<tb> gr <SEP> gr <SEP> %
<tb> Proc. <SEP> suivo <SEP> Ex. <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 865 <SEP> 9,0
<tb> Cas <SEP> 1 <SEP> - <SEP> pièce <SEP> fig. <SEP> 27 <SEP> 265 <SEP> 865 <SEP> 36,0
<tb> Cas <SEP> 2 <SEP> - <SEP> " <SEP> fig. <SEP> 26 <SEP> 345 <SEP> 865 <SEP> 41,0
<tb> Proc. <SEP> suivo <SEP> Ex. <SEP> 6 <SEP> 70,5 <SEP> 935 <SEP> 7, <SEP> 5 <SEP>
<tb> Cas <SEP> 1 <SEP> - <SEP> pièce <SEP> fig.
<SEP> 31 <SEP> 236 <SEP> 935 <SEP> 25,2
<tb> Cas <SEP> 2 <SEP> - <SEP> " <SEP> " <SEP> 30 <SEP> 340 <SEP> 935 <SEP> 36,4
<tb>
On peut voir d'après les résultats ci-dessus que, d'une façon générale., avec les procédés de fabrication suivant la présente invention, la perte de métal varie de 9 à 7,5 % tandis qu'elle est beaucoup plus élevée dans le cas d'autres procédés de travail à froid à partir de la barre, pour ne rien dire des pourcentages de perte encore plus considérables lorsqu'on opère à partir de tôles ou de rubans laminés.
En outre, grâce à ce que l'on travaille sous des pressions moins élevées et à ce qu'il est possible d'obtenir une parfaite concentricité pendant les diverses opérations qui font l'objet de la- présente invention, on réalise dans la plupart des cas une diminution supplémentaire des pertes de métal du fait qu'on en a moins à enlever au cours des opérations subséquenteso
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Cet avantage est beaucoup plus apparent dans le cas où le flan est découpé dans la tôle, car en général la tranche du flan est déchirée et fendillée, et comme cette partie vient occuper la partie supérieure du corps creux obtenu par refoulement ou par étirage,
elle y occasionne des plis et des irrégularités qu'il est nécessaire d'effacer par une opération d'affran- chissement qui affecte une portion appréciable de la longueur totale
B) - Main d'oeuvre.
Gomme la mise en oeuvre de la technique suivant la présente in- vention exige, pour l'obtention du corps creux final, un plus grand nombre d'opérations que d'autres techniques, par exemple celle suivant laquelle on découpe le flan dans le ruban laminé, ou bien où l'on sectionne la barre en disques d'un diamètre plus grand, elle demande une main-d'oeuvre plus consi- dérable, qui cependant, dans les divers cas qui peuvent se présenter, est négligeable et largement compensée par la réduction des pertes de métal.
A ce propos, il est à noter que, lorsqu'on compare le procédé suivant la présente invention avec le procédé connu partant de la barre, l'ac- croissement de main-d'oeuvre qu'impliquent les opérations d'emboutissage est automatiquement compensé par la main-d'oeuvre nécessaire pour le découpage du blo,c qui, par les procédés autres que celui dont il est question ici, est tiré de barres ayant un diamètre très supérieur.
C) - Prix de revient.
Les dépenses se rapportent principalement à l'usure des outils, la quantité de matière à l'état d'ébauche ou fini qu'il faut rebuter et l'énergie nécessaire pour actionner les machines de fabrication et assurer les divers traitements thermiques.
Du fait que le procédé suivant la présente invention permet d'abaisser les pressions maxima agissant en service sur les outils, la durée utile de ceux-ci est prolongée , ce qui diminue les dépenses de fabrication des outils,
La quantité de pièces terminées qu'il est nécessaire de mettre au rebut faute d'une précision suffisante est réduite grâce aux caractéristiques de pression particulières du procédé suivant l'invention et du fait notamment que le traitement par compression met parfois en évidence certaines défectuosités de la barre, ce qui permet de rebuter le disque brut avant qu'il ait subi la totalité du processus de fabrication, ce qui supprime toutes les dépenses ultérieures et de nouvelles pertes en produit fini.
Par suite des rapports de déformation considérables qu'on peut se permettre par le procédé suivant l'invention, il est possible de réduire le nombre de recuits nécessaires pour rendre au métal sa plasticité ou malléa- bilitéo Ces recuits peuvent être considérablement abrégés dans le cas d'a ciers à haute teneur en carbone exigeant le traitement de sphéroïdisation pour limiter les pressions dans les diverses opérations d'emboutissage.
D'après la considération indiquée ci-dessus, l'économie réalisable dans l'application du procédé suivant l'invention est remarquable dans tous les cas, et une comparaison avec les autres procédés de fabrication à partir du métal enbarre et du métal laminé est favorable à la présentée
L'étendue du domaine d'application du procédé de fabrication suivant la présente invention découle de la possibilité de limiter la pression opératoire dans les diverses phases qui le composent.
Ce résultat est manifeste lorsqu'on examine les cycles opératoires relatifs à la production de corps creux en acier de haute résistance (exemple 6, figso 28 à 35; exemple 5, fige. 24 à 27; exemple 3 fige. 17 à 19), dans lesquels la pression agissant sur les parties travaillantes du poin- çon n'atteignent jamais des valeurs exagérées et sont limitées à moins de 175 kg/mm2.
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.Le cycle opératoire décrit à l'exemple 6 et destiné à la production d'un corps creux d'acier destiné à être transformé, par des opérations ultérieures d'affinement des formes, en une ogive pour projectile de 75 mm est caractéristique et montre les possibilités particulières de la technique suivant la présente invention ; d'un bloc (figo 28) on tire un corps creux ayant une épaisseur de fond minimum (figo 35) bien que les opérations à effectuer le soient sous une pression très réduite eu égard à la qualité du métal travaillé.
A ce propos, il est à remarquer que l'ogive coupe-vent d'un projectile de 75 mm est normalement faite en deux pièces soudées à l'argent, dont le poids est d'environ 820 g et dont le prix de revient, grâce au procédé suivant la présente invention, est réduit pratiquement d'environ 40 % grâce à l'économie de matière et à la réduction des frais de fabrication.
L'application du procédé de fabrication suivant la présente invention permet de résoudre un grand nombre de problèmes techniques, notamment dans la production en masse de corps creux pour laquelle on peut s'attendre à des économies remarquables.
Suivant les procédés actuels, on fabrique les douilles d'obus d'acier ou de laiton en découpant dans le ruban laminé un flan qui, après calottage, est amené à la forme et aux cotes de la douille définitive par des opérations subséquentes d'emboutissage et de finition avec enlèvement de métal, comne on peut produire la calotte par tronçonnage d'une barre dont le diamètre, dans les conditions les plus favorables, est à peu près égal au diamètre de la calotte obtenue par le procédé opérant à partir de la bande laminéeo
Dans le cas des formes d'exécution représentées ici et relatives à des douilles de cartouche de laiton ou d'acier du calibre de 7,92 mm, 20 mm et 40 mm, la matière première est un bloc dont le diamètre est beaucoup plus faible que celui de la calotte et, en général,
inférieur à celui de la tête de la douille finieo
En conséquence, on réalise une réduction des pertes de matière dans tous les cas par comparaison avec lesprocédés de fabrication à partir de la barre ainsi qu'avec les procédés de fabrication à partir du métal laminé, avec cette différence que, dans ce dernier cas, l'économie est beaucoup plus considérableo
Les considérations exposées ci-dessus et les exemples représentés montrent l'ampleur du champ d'application de la présente invention et quels avantages techniques et économiques on peut en attendre dans le domaine de la technique de fabrication industrielle.
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PROCESS FOR MANUFACTURING BY STAMPING PIECES IN THE SHAPE OF A CAP FROM A CYLINDRICAL BAR AND PRODUCTS OBTAINED BY THIS PROCESS.,
The present invention relates to a method of stamping metals for the manufacture of parts in the shape of a cap from a cylindrical bar; it also relates to the products obtained by this process.
The manufacturing process according to the invention has been studied with the aim of obtaining, by cold plastic deformation of bar sections, hollow bodies having a thin bottom wall while their diameter can be much greater than that of the bar. bar, these hollow bodies constituting the blank of the finished article with the desired shape and dimension by virtue of an additional work phase by plastic deformation known per se in principle.
Thanks to its peculiarities, the process according to the present invention makes it possible to obtain remarkable cold deformations of metals even if they are high strength steels which it is impossible to work by the processes known for this. day; not only does the process according to the invention ensure maximum precision in the dimensions of the blank and of the finished product but, compared to all the other processes used to obtain hollow bodies from bar metal, it is the one which gives rise to minimum scrap. This result will be more clearly demonstrated below, at the end of the present description.
A first object of the present invention is to create, for the manufacture of articles in the form of a cap from a cylindrical metal bar, a method according to which is reduced by slicing into cylindrical blocks, this method being characterized in that the height ratio
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and the diameter of each block is greater than or equal to 1.
Another object of the present invention is to carry out a method of the above-mentioned kind according to which said block is subjected to axial compression and brought into the shape of a disc whose height is less than or equal to one third of that of the primitive block.
According to another feature of the present invention, the axial compression operation is carried out at the same time as an adjustment in an annular die capable of moving in a plane parallel to the surfaces which perform this compression and normal to the axis of direction of compression. Preferably, in this axial compression operation accompanied by adjustment, said movable annular die has a conical shaped mouth whose small diameter is less than the diameter of the punch of the press while its large diameter is greater than the diameter of the press. .
Another object of the invention is to provide a method of the species defined above, according to which the aforementioned compressed disc is dimensioned by retrograde delivery.
Another object of the present invention is to develop a method of the species defined above, according to which the block is subjected to axial compression and brought into the shape of a calibrated disc, the height of which is less than or equal to that of the primitive block. , this process being characterized essentially in that this calibrated disc is then subjected to alternately repeated operations of drawing and upsetting. Preferably, after each drawing pass, the cap is placed in an upsetting die, the diameter of which is equal to that of the part which has just been drawn.
According to a preferred feature of the present invention, the thickness of the bottom of this cap-shaped part resulting from the first two drawing and upsetting passes, respectively, remains the same until the part is completed.
The present invention also relates to a method of the species defined above, according to which each group of successive operations, one of drawing and the other of upsetting, is carried out in two successive dies, one of drawing. and the other for upsetting, so that the same punch passes the part through the drawing die in the upsetting die and produces this upsetting in one and the same continuous operation.
Another object of the present invention is to provide a process of the species defined above, according to which the calibrated disc in question is subjected to alternately repeated drawing and retrograde upsetting passes and, after each drawing pass, the blank in the form of a cap is passed through a retrograde delivery die, the diameter of which is equal to that of the part which has just been drawn, this process being characterized essentially in that, in the retrograde delivery operation, the section normal to the axis of the cylindrical wall of the cap-shaped part is substantially equal to the section of the bottom which is free to flow during delivery.
In its general form, the method according to the present invention comprises the following three main operations:
I. - Cutting II. - Compression and calibration
III. - Manufacture of the hollow body.
The calibration can be carried out either by an operation separate from the compression (retrograde discharge) or by placing the block in a die resting on the same surface against which the block is compressed and compressing to such an extent that the resulting disc is properly calibrated.
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According to another feature of the present invention and the effect of reducing the operating pressures, the calibrated part is subjected to repeated stretching and upsetting operations Obviously, the part can be obtained by a normal sealing operation. either from the calibrated disc or from a pre-capped or stamped disc The choice of the process depends on the dimensions of the hollow body to be obtained and on the nature of the metal used.
Accordingly, two main ways can be provided for carrying out the present invention.
First form of execution.
Phase 1. - Cutting of the block.
Phase 2. - (Compression, (Delivery and calibration.
Phase 30 - (Stretching, (Upsetting, ((Stretching, (Upsetting, (...........
(...........
Second form of execution.
Phase 1. - Cutting of the block Phase 2o - Compression and calibration.
Phase 3. - Calottage.
The invention will be better understood from the following description in which reference will be made to the accompanying drawings in which:
Figs. 1 to 4 show the various operations relating to the first embodiment.
Figs. 5 to 7 represent various operations relating to the second embodiment.
Figs. 8 and 9 are two diagrams showing the initial block compression
Figs. 10 to 13 show the various phases of a first embodiment relating to the manufacture of a cap-shaped blank from which a 7.92 mm caliber brass cartridge case will be taken.
Figs. 14 to 16 show the various operations of a second exemplary embodiment relating to the manufacture of a blank from which a 20 mm caliber brass cartridge case will be taken.
Figs. 17 to 19 show the various operations of a third exemplary embodiment relating to the manufacture of a blank from which a 20 mm caliber brass cartridge case will be taken.
Figs. 20 to 23 show the various operations of a fourth exemplary embodiment relating to the manufacture of a blank intended for the manufacture of a 40 mm caliber brass cartridge case.
Figs. 24 to 27 show the various operations of a fifth exemplary embodiment relating to the manufacture of a blank from which a 40 mm caliber steel cartridge case will be taken.
Figs. 28 to 35 show the various operations of a sixth example of execution relating to the manufacture of a steel blank
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from which we will shoot the bullet of a 75 mm caliber projectile.
In what follows, the various operations relating to the two embodiments represented respectively in Figs 1 to 4 and 5 to 7 will be described separately, with representation of a few examples.
Fig. 1 shows in 1 an axial section of the bloco The left half of fig 2 shows the bloc 1 placed between parts 2 and 4 of the press In the right half of this same figure we see parts 2 and 4 of the press at the end of their compression stroke,
block 1 having been made to form a disc 3
The left half of figo 3 shows the disc 3 placed between the punch 5 and the retrograde delivery die 60 The right half of this same figure shows the disc 3 in its pre-capped and caliber 7 form thanks to the action punch 5 against die 60
Fig. 4 schematically shows the combination of stretching with upsetting, an operation that can be repeated as we have said previously.
In the left half of Figo 4 we see at 7 the section of the cap according to Figo 3 placed between the punch 8 and the die 9 of the drawing press;
in the right half of fig. 4 we see the punch 8 at the end of its stroke, during which said punch has stretched the blank into a cap 7 which it has pushed back along the die 10, transforming the blank 7 in the cap llo
In the second embodiment shown in figs. 5 to 7, the block 1 is placed (freeze 6) between the two parts 12 and 13 of a press.
On the bottom plane 13 rests a die 14 'which can slide freely on luio As can be seen in the right half of figo 6 and as a result of the action of the two parts 12 and 13 of the press, the block 1 is transformed into a calibrated disc 14 which can be seen in section as well as the remainder of the figure.
As seen in the left half of figo 7, the disc 14 is brought to rest on the die 15 and, thanks to the action of the punch 16, it is shaped into a cap 17 visible in the right half of the gel 7 which shows the punch at the end of the course
Cutting the block. - The sectioning of the bar in order to obtain the block can be carried out by press shearing or by cutting the lathe; While the first process appears to be the most expedient, as no loss of metal occurs, there are still several difficulties which make it, in most cases, the second process which is preferable.
In the case of cold shearing, appreciable deformations as well as tears occur on the surface subjected to the shear, so that it is necessary to calibrate by constant pressure (with the hydraulic press) the block contained in an appropriate die, in order to make it perfectly cylindrical and square. In addition, despite the sizing opera- tion, there remain in the metal cracks and folds corresponding to the shear sections and distortions of the fibers due to the shear deformations, so that it is not possible to obtain blocks whose fibers are uniformly oriented and whose metal is in the primitive state of the bar.
As for hot cutting, not only is it more expensive but it only partially eliminates the drawbacks of cold shearing and it can seriously affect the structural charac- teristics of the metal, in which case the maximum quality cannot be obtained. block by shearing in the press only under special conditions and, in general, in so far as bars are of small diameter and the surfaces of the finished product are not required to be absolutely smooth.
This is why it is advantageous to produce the block by an operation comprising a removal.
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metal cutting and, among the various processes using hand saws, milling machines and circular saws, the most practical is automatic lathe kerf, the speed and feed being calculated according to the characteristics of the metal of which the bar Is made. The block obtained is then well delimited, its surfaces are smooth and its edges are chamfered o The band saw, depending on the thickness of the latter (1.5 to 2.5 mm) is the one that produces the least waste but, if In view of the high cost of the tape and its rapid wear, especially when cutting round steel, this process should only be considered in the case of relatively soft metals, for example aluminum and its alloys.
Sawing with circular saws or milling machines generates about as much metal loss as lathe bleeding and produces blocks with burrs and insufficient squareness, so that, considering cutting times and wear circular saws or milling machines, this process is less economical and to be rejected.
Sectioning on an automatic lathe can be carried out by means of a cutting tool, the width of which depends on the nature of the metal of the bar and on the diameter thereof. This width can, in general, be between 0.8 and 0.1 times the diameter, in which case, for a block whose diameter is substantially equal to the height, p designating the weight of the block, P the bar weight necessary to draw said block therefrom, and taking into account the loss of material due to the length tolerance and the preparation of the end of the billet, we have
D = 1.1 in
Designating by v the cutting speed (in mm / sec), by the feed (in mm.
per revolution), by r the radius of the part to be cut (in mm) and by t the time required to perform the cut (in seconds), we have
EMI5.1
1,1, 2 69 r t = a o v 9 aw
It follows from the foregoing that, in order to obtain the maximum economy in terms of both cutting times and the quantity of metal lost, it is advantageous in the operation of compressing the block ( figso 2 and 6), to reduce the block to its minimum possible diameter in relation to the maximum deformation ratio
In practice, in order to avoid the distortion of the fibers and irregular deformations in the compression operation, the height of the block may be a little greater than the diameter of the latter so that once the volume V of metal necessary is defined ,
the calibration of the block is established according to the formulas indicated, in which D1 = 2 R1 and H1 denote the diameter and the height of the block, respectively.
H
M - 1 / D, we get
1 V = # R12 and Hl - # D13 Mo 4
In special cases and in the case of very plastic metals, the value of M can also reach 1.2, but in general it will not exceed 1, the
If the cutting operation is carried out using tools fitted with hard metal plates (Adams or Widia), cutting times are markedly reduced and labor costs become negligible,
especially if several automatic lathes are entrusted to one and the same operatora As the diameter of the block is defined within the minimum possible limits and that in general it is much less than that of the hollow body to be obtained, the loss of metal is remarkably reduced and less than the minimum obtained by any other method of manufacturing hollow bodies from
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metals in barso Compression of the block - (Figs. 2 and 6) This operation is very simple-.
The block (figo 1) which, because of its particular proportions (height H1 substantially equal to the diameter D1), will be qualified hereafter as "square", is first of all heat-treated (annealed) at effect of making the metal more plastic and, after having been pickled, washed and greased, is placed between the parallel planes of a press and compressed until it has taken the height H2 and the diameter D2 as one see it in fig. 2
This operation can be carried out in a mechanical press, but it is preferable to use a hydraulic press fitted with a fixed stop, so that the disc (figo 2) has its faces perfectly parallel and the thickness tolerance is reduced to a few. hundredths of a millimeter.
The tolerance in the diameter of the disc depends not only on the thickness tolerance but also on the tolerance in the diameter and the height of the block, in which case it is appropriate, in order to obtain a suitable centering for the operation of upsetting and of calibration (freeze 3) and also in order to reduce the losses of metal resulting from the cutting of the block and the deburring that is carried out after the drawing operations following the capping, to operate with the most high accuracy in terms of both block dimensions and disc thickness.
After compression of the block, the fibers of the metal are oriented in circles concentric with the axis of the disc, the maximum displacement being in the center, so that the disc tends to take a tonneauo shape.
In the case where one of the compression planes is fixed and the other mobile and as a result of the resulting difference in friction, a disc in the form of a truncated cone is obtained, the large diameter of which is that of the neighboring surface of the mobile plane.
It does not matter and is in no way harmful; it can however be avoided by using double action presses in which the two planes are movable. In this case, the forces are also slightly reduced.
The two graphs shown in figs 8 and 9 represent the compression curves relating to blocks of various steels and the cold work measured in terms of hardness. The tests were carried out using a 10 ton AMSLER press on small "square" rolls lubricated with a lanolin-based grease and after a heat treatment to improve the plasticity properties of the material. metal On the abscissa is plotted the strain ratio e = ho between the pitch height and the variable height of the block when the strain increases, while on the ordinate is plotted, in kg / mm2,
the discharge pressure present on the compression plane and the hardnesses in Wickerso degrees
The energy required to compress the block is not only that which is required to overcome the resistance # to plastic deformation of the metal, but also that which is required to overcome the friction which occurs at the level of the two compression surfaces by result of the radial flow of the metal, so that the specific pressure is greater than the intrinsic resistance of the metal and that in theory, r denotes the radius of the block, h its height and f its coefficient of friction at any stage of the deformation, we have between B and # the following relation (1):
EMI6.1
cr P = 1 - --L-r 2h
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It will be noted that the value of .2 tends towards infinity for r / 2h f = 19 and that the resistance to plastic deformation increases with 2h the work hardening of the metal compared to the deformation ratio and to the corresponding work.
By drawing these two diagrams for two blocks of the same metal but having different dimensions, it is possible to obtain, from equation (1), the values of # and of 1 in order to know exactly how the metal is has as to its plastic deformation and the possibility of cold working it.
These tests can also give information as to the behavior of the release agent, in which case it is advantageous, before any decision relating to the order of operations, to establish these graphs for each case, whereby one obtains the value of the friction and the variation of the resistance of the metal as a function of strain hardening.
The deformation ratio likely to be achieved is considerable9 but it is prudent to remain below the maximum in order to avoid both the risk of exfoliation of the metal resulting from very strong work hardening and the use of excessive pressure o
The compression of the block has another particularity in that it highlights the flaws and impurities of the metal of the bar, which very often makes it possible, simply with the naked eye, to eliminate the discs originating from defective bars.
The calibration of the disc depends on the one carried out during the third operation (figo 3), and if we put V as the volume of the block (figo 1) generating an exactly cylindrical disc, we must have V = # D22 / 4. H2, in which case D2 must be slightly less than D3 so that the disc can be properly inserted into the matrix for the next operation (figo 3).
It should be noted that, in this operation, moderate pressures are reached even in the case of very resistant metals and that, for "CRC" steel and a deformation ratio H1 / H2 = D22 / D21 = 3, the pressures are about 143 kg / mmê, so that practically the field of application of this operation is not limited and that consequently it will be applied even to special steels with high carbon content.
In the case of malleable metals, the resistance to plastic deformation of which is not great, it is also possible to compress the block as shown in fig. 60
In this case, the compression always taking place between two parallel compression planes, the increase in diameter of the disc is limited inside a mobile die capable of sliding freely on one of the compression surfaces.
The block is placed approximately in the axis of action of the press and, during compression and as the diameter of the disc increases due to this compression, when the wall of the die is in contact with the outer part of the disc, the die begins to slide on the flat support until the diameter of the disc is equal to that of the die and the pressures on the sides of the latter are balanced.
In general, when the block is crushed and as a result of the anisotropy of the fibrous structure of the metal of the bar, resulting either from an inaccurate centering of the block with respect to the axis of action of the bar. press either because the flat bearing surfaces are not rigorous-
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parallel due to differences in the friction of the surfaces in contact with the compression plates, it is observed that the disc is always slightly oval, because of which it is necessary in the subsequent stamping operation (fig 3) , to carry out the calibration of the disc, or to carry out the operation, as has been said, by compression in a retaining matrix so that part of the wall of the disc is circular and exactly the same.
desired diameter, and engages exactly plumb in the matrix assigned to the following operation (Figo 7).
When the block is compressed in a retaining die, the latter has tapered walls so as to allow the. metal to flow freely, so that this operation (fig. 6) consists of a combination of compression and calibrator discharge (fig. 3), except that the metal is left with the necessary space to escape. radially in the first case and axially in the second.
In addition, in the first case, towards the end of the compression, the part of the disc which is subjected to the calibration is limited inside the die and is not free to flow, which retains this part and , consequently, increases the pressure at the faces in contact with the plates which intervene in the compression.
Consequently, in order to limit the pressures and to avoid deformations accompanied by shear forces liable to deteriorate the metal, it is necessary that the difference in diameter between the calibrated part of the disc and that which does not is not simply light and that the height of the calibrated part is limited to the essential minimum. renting as a choice between one or the other of the methods of proceeding indicated above, it depends on the ratio of the disc as well as on the possibility of cold working the metal;
in general, the compression conversion of a "square" block in a free retaining die is suitable in cases where the metal has good plasticity (very malleable mild steels, aluminum, brass and their alloys) and where the thickness of the disc is small compared to its diameter.
Combined calibration and discharge (Fig. 13)
In this operation a relatively shallow stamping and retrograde delivery is carried out in a mechanical or hydraulic press (with stop) and thus the dimension H3 is obtained with precision at the same time as the desired deformation ratios H2 for the bottom. and B3 / A3 for the side wall; in this last expression B3 = # / 4 D32 and A3 = # / 4 (D32 - d32) denote respectively the section of the matrix involved in the compression and the section of free flow.
Theoretically, the necessary force can be expressed as follows: F = B3 log B3 / A formula in which friction is not taken into account and the value of # is assumed to be constant and independent of the hardening of the metal.
From the above relation we can draw the pressure acting on the punch, whose section is B3 - A3 g P = F @ where P is the pressure on the punch. B3-A3
Practically, because of the effect of friction, the hardening of the metal and the resulting increase in resistance to plastic deformation, and the fact that the metal does not flow smoothly and that this flow does not correspond to the displacement of volume, the expression
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The above statement is not true in practice, especially when considering very limited deformations.
The tests undertaken to determine the optimum conditions for this operation to impose minimum specific pressures on the tools have demonstrated that it is necessary to compress large surfaces and to exert the discharge on a disc having a high D2 ratio. / H2
Corroborating the above, the comparative tests carried out on a steel thus composed C = 0.22%, Mn = 0.57%, Si = 0.18%, Cr = 0.06%, S = 0.17%, P = 0.0046% are very significant.
The upsetting disc was annealed in both cases under the same conditions, and the forces were measured.
Case 1 "square" block (pin 1) Hl = 50 mm; Dl = 48.5 mm v = 92.5 cm3.
Disc (Figo 2) H2 = 17.6 mm; D2 = 81.5mm; Rough shaped into a cap (Fig. 3) H3 = 9.10 mm; D3 = 91.8mm; d3 = 60 mm.
Discharge ratio:
EMI9.1
B D4 ± L ± ¯ '3 2 f 27 e3 1.92
EMI9.2
3 - z = 4.66 B3 ¯ 'A3 - z 8 182 Kemlê - Pressure on the punch: Case 2: "square" block (fig. 1) Hl = 50 mm; D1 = 48.5mm; v = 92.5 cm3.
Disc (fig. 2) H2 = 31 mm; D2 = 61.4 mmo Blank shaped into a cap (pin 3) H3 = 13.1 mm; D3 = 61.5mm; d3 = 35.2 mm.
Discharge ratio:
EMI9.3
-5a = 3 =? 1l.a1 i, 48 - the 40 - 20
EMI9.4
= 937; D2 1 e98. 3 2.37; H2 1,980 Pressure on the punch:
EMI9.5
p = B: = 216000 = 223 Kgjmm2 3 A3 9.7
The result thus obtained, in particular from the point of view of the values of the pressure imposed on the tools, that is to say 182 Kg / mm2 instead of 223
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Kg / mm, demonstrates the advantage that there is in that the deformation surfaces are of great extent and, consequently, the need to obtain a maximum deformation rate H1 / H2 at the stamping of the block and consequently a disc in which the D2 / H2 ratio between diameter and height is remarkably high, especially when the metal is a high strength steel.
It will be noted that the pressure of 223 kg / mm2 is very high and such that it does not allow long-term production because the tools wear out quickly; they crack and eventually break under the high pressure of use; moreover, in service, the tools undergo elastic and permanent deformations which do not make it possible to obtain well-centered and calibrated parts,
It is necessary that the operation of calibration and delivery (freezing) is calculated so that pressures of 200 Kg / mm2 are not exceeded and it is also necessary that the deformations likely to be obtained are in relation to the characteristics of malleability of the metal to be stamped.
It follows from the foregoing that this operation (fig. 3) aims at calibrating and stamping the disc (fig. 2) obtained by compressing the block (fig. 1), erasing the various profile irregularities from the disc, as well as at obtain an exactly centered blank with the correct dimensions.
In most cases annealing the disc can be dispensed with, and the expediency of this operation depends on the degree of deformation in the various others.
Instead of the calibration-discharge according to fig. 3 one can also perform the operation according to FIG. 6, but it is under no circumstances possible to cap the disc according to FIG. 2, obtained by compressing the block without a retaining die, because in this case, due to the irregularities of the disc and the impossibility of obtaining a correct bearing and centering of the disc in the wedge die., The product has irregular edges and has a runout. Of course, the irregularity of the edges (torn or uneven) can be remedied at the cost of an increased quantity of lost metal (and of more numerous and deep deburring passes), when the disc presents a runout, but this constitutes a serious drawback which it is impossible to eliminate and which considerably affects the quality of the product obtained.
Sometimes, in order to improve the centering, the punch is provided with a sharp top, intended to prevent any displacement of the axis of the punch by forming a guide from the start of the stamping operation.
EMI10.1
Discharge-capping-stretching (figs. 4 and 7).
This operation is carried out on the pre-cap disc or calibrated by a cap and stretching operation. The cap or hollow body thus formed, having a diameter D4 at the outlet of the cap or draft die, is forged and forced more completely into a bottom die so that the bottom thickness is reduced by H3. to h4 and that the metal which flows back from the bottom increases the height of the hollow body from h3 to h4.
The hollow body thus obtained can then be worked by the known stamping methods so as to bring it to the desired shape and dimensions.
In general, this operation requires the annealing of the part, whether it is a disc or a calibrated cap. The upsetting and stretching can be carried out in one step; operations can also be carried out in two stages, namely: drawing and then upsetting, without losing sight of the fact that, in order to obtain better centering of the part and greater precision, it is advantageous to operate in a single stage.
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The theoretical formula expressing the force necessary for this operation is the same, both for stretching and for upsetting, and in general the same considerations as specified in paragraph 3 still apply.
Considering figs. 3 and 4, the values of the sections are as follows
EMI11.1
j '- D3 "s A, 4 (D 4 - d); B 4 :: 4 the force required for stretching is: T = A3 # log A3 / A4 and the force required for delivery is s
EMI11.2
E = B4 G io 4
As, in general, the dimensions are such that the metal flows uniformly as a function of the volumetric displacements, the theoretical value obtained corresponds to the figures obtained in practice insofar as the value of # is increased in order to take account of the friction and hardening of metal; this value is obtained experimentally by determining the forces, for a given metal, as a function of various rates of deformation A3, B4, H3.
EMI11.3
A4 A4 H4
For this operation, the diameter d4 of the punch must be less than a few hundredths of a millimeter than the diameter d ,, in order to allow the punch to penetrate into the calibrated cap; in addition, the punch must have its edge slightly softened so that the backflow is not accompanied by excessive resistance in the free flow passage A4.
For this same reason, it is necessary that the discharge die is conical in its upper part and that its minimum diameter is equal to the diameter D4 of the sealing or drawing die.
This way of operating, that is to say by first producing, by the stretching operation, the flow section A4. for upset, allows the backflow to be carried out with a punch and a die which are automatically centered in relation to the interior and exterior walls of the hollow body.
It will be noted that, during the drawing operation, the metal constituting the side walls alone is hardened while that which constitutes the bottom, which has not had to undergo any deformation, remains in its annealed state and undergoes a work hardening during the upsetting of the bottom which then takes place.
While, in the drawing operation, the working pressures of the tools are moderate and not such as to cause deformation of the tools and impair their resistance, in the discharge of the bottom of the pressures, although higher , always remain within admissible limits. Starting from the relation considered with regard to the pushback force, the pressure on the punch is -.
E # B4 B4
EMI11.4
p = ### T = "### r" log. z and finally By - .44
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p = # / 1 - k log 1 / k for K = A4 / B4, in which case p increases when K decreases, i.e. with the ratio B4 / A4 and with # a function of the resistance to plastic deformation. The function C increases with friction, with strain hardening and with the regularity of flow of the metal.
The metal flows smoothly when points on a cylindrical surface concentric with the axis of the punch are subjected, at any stage of the deformation, to the same displacement, that is, when the flow velocity is the same at all points of the cylindrical surface.
Practically, on discharge, the metal constituting the thickness of the bottom (H3) must flow in the same way as for the compression of the block, which indicates, according to the mathematical expression if we consider in the metal a part forming a disc whose height is H3 and the radius r3 in the thickness of the blank (fig. 3), it is necessary that after upsetting to the thickness H4 this disc has retained its shape and that the surface cylindrical side is at a distance r4 from the punch such that # r32 H3 = # r42 H4.
In the case of the back-discharge of a disc in which the ratio of the diameter to the height is low, as for example in the discharge either of a "square" block or of a disc whose diameter is D and the height such that the volume is the same as that of the part shown in figo 4, the sliding of the metal is not uniform, and it is less on the contact surfaces of the bottom of the die than on the contact surface of the punch .
The influence of this phenomenon is all the more marked as the thickness to be forced up is greater compared to the discharge diameter, in which case, all other things being equal, the function # tends to increase when the ratio p / H decreases.
Consequently, in the above-indicated expression, # reaches high values according to hardening (ratio H3 / H4, the possibility of a
H4 uniform flow of metal (ratio D4) and surface friction. possibility of H3 plastic by the combination operation
The possibility of plastic deformation by the combined operation of upsetting and stretching is much greater than a simple operation of retrograde upsetting from the disc, and this is the reason why, in obtaining the blank calibrated (figo 3), it is advantageous to avoid causing strong deformations, and the treatment is limited mainly to the calibration of the cap, the precision of the dimensions and the accuracy of the centering.
The way of operating according to the present invention is completely represented in FIGS. 1 to 4 and 5 to 7, and the total or partial application of this process is subject to the dimensions of the hollow body to be obtained.
Some examples of the practical application of the process described above will be given below; the hollow body thus obtained can then be subjected to already known plastic deformation operations or to metal removal operations until the blank has been brought to the desired dimensions of the finished article.
Consequently, the hollow body obtained in the various examples
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described should be regarded as the last stage of the manufacturing process according to the present invention, and the first stage of a known manufacturing process, commonly employed therein and capable of resulting in a product having the desired shape and dimensions. .
In the following examples we simply indicate the hollow body, which is the last stage of the manufacturing process, and for each operation we mention the main characteristics, the forces and the maximum service pressures of the tools, which in this case in particular relate to punches.
Example 1 (figs 1 to 13).
Material brass (Or 64-66% Pb # 0.07%, Fe 0.05%, other elements # 0.020%, Zn for the rest).
Cycle of work-.
1 - Cutting the block on a lathe (fig. 10)
2 - Annealing at 550 C for 2 1/2 hours; Hv after annealing 70-85
3 - Stripping and washing
4 - Lubrication with lanolin
5 - Compression (fig. II)
6 - Lubrication with lanolin
7 - Combined calibration-delivery (fig. 12) 8 - Annealing at 550 C for 2 hours 1.; Hv after annealing 70-85 9 - Pickling and washing 2
10 - Calottage; lubricants water and emulsifiable oil (Fig. 13) 11 - Annealing at 550 C for 2 hours 1; Hv after annealing 70-85 12 - Pickling and washing. 2 Example 2 (figs. 14 to 16).
Material: brass (Cu 68-72%; Sn # 0.03%; P # 0.02%, Fe 0.05%; Ni 1 0.10%; As # 0.02%; Sb 0.01%; Bi # 0.004%, other elements 0.005%; Zn for the rest).
Cycle of work-.
1 - Cutting of the block on the lathe (figo 14).
2 - Annealing at 620 C for 5 hours; Hv after annealing 65-75.
3 - Stripping and washing.
4 - Lubrication with lanolin.
5 - Compression and calibration (fig. 15).
6 - Annealing at 620 C for 5 hours; Hv after annealing 65-75.
7 - Stripping and washing.
8 - Capping, lubricant - soap water (figo 16) o 9 - Annealing at 620 C for 5 hours; Hv after annealing 65-75.
10 - Pickling and washing Example 3 (figs. 17 to 19) Material-. Steel "B3" (C 0.24-0.30%; Mn 0.4 - 0.6%; Si ± :. 0.35%; P # 0.035%; S # 0.035%; S + P # 0, 06%.
Work cycle 1 - Cutting of the block on a lathe (figo 17) 2 - Annealing at 690 C for 5 hours; Hv after annealing 145-150.
3 - Pickling, washing and parkerization 4 - Lubrication with lanolin 5 - Compression and calibration (figo 18) 6 - Annealing at 690 C for 5 hours; Hv after annealing 145-150.
7 - Stripping, washing and parkerization 8 - Calottage; soap water lubricants (freeze 19) 9 - Annealing at 690 C for 5 hours; EV after annealing 145-150
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10 - Pickling, washing and parkerization Example 4 (fies. 20 to 23): Materials Brass (Or 68.5 - 71.5%; Pb 0.07%; Fe 0.05%; other elements 0.15%; Zn for the rest).
Work cycle: 1 - Cutting of the block on a lathe (fig. 20) 2 - Annealing at 640 C for 3 1/2 hours; Hv after annealing 80-90.
3 - Stripping and washing.
4 - Lubrication with lanolin, 5 - Compression (fig 21).
6 - Annealing at 640 C for 3 1/2 hours; Hv after annealing 80-90.
7 - Pickling and washing 8 - Lubrication with lanolin.
9 - Combined calibration-discharge (fig 22).
10 - Annealing at 640 C for 3 1/2 hours; Hv after annealing 80-90.
11 - Pickling and washing 12 - Capping; lubricant: soap water (freeze 23) 13 - Annealing at 640 C for 3 1/2 hours; Hv after annealing 80-90.
14 - Pickling and washing Example 5 (figs. 24 to 27) Materials Steel "B3" (C 0.24 - 0.30%; Mn 0.4 - 0.6%;
Si 0.35%; Fe # 0.035%; S 0.035%; S + P 0.06%).
1 - Cutting the block on a lathe (fig. 24).
2 - Annealing at 690 C for 5 hours; after annealing 145-160.
3 - Stripping, washing and parkerization.
4 - Lubrication with lanolin 5 - Compression (fig. 25) 6 - Annealing at 690 C for 5 hours; Ev after annealing 145-150.
7 - Stripping, washing and parkerization.
8 - Lubrication with lanolin.
9 - Combined sizing-upsetting (figo 26) 10 - Annealing at 690 C for 5 hours; Ev after annealing 145-150.
11 - Stripping, washing and parkerization 12 - Capping; lubricant: soap water (gel 27) 13 - Annealing at 690 C for 5 hours; Hv after annealing 145-150.
14 - Stripping, washing and parkerization.
Example 6 (figs. 28 to 35): Materials Steel "YB" (C # 0.22%; Mn 0.57%; Si 0.18%; Cr # 0.06%; S .- 0.017%; P # 0.005%; values found) Work cycle 1 - Cutting of the block by turning (freeze 28) 2 - Annealing at 690 C for 6 hours; after annealing 128-140.
3 - Pickling, washing and parkerization 4 - Lubrication with lanolin 5 - Compression (fig. 29) 6 - Annealing for 6 hours at 690 C; Hv after annealing 128-140 7 - Pickling, washing and parkerization.
8 - Lubrication with lanolin 9 - Discharge (plug 30) 10 - Annealing at 690 C for 6 hours; Hv after annealing 128-140 11 - Pickling, washing and parkerization 12 - First drawing, lubricant: soap water; (figo 31) 13 - Annealed at 690 G for 6 hours; After annealing 128-140
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14 - Stripping, washing and parkerization
15 - Second stretching, lubricant! soap water (figo 32)
16 - Annealing at 690 C for 6 hours; Hv after annealing 128-140
17 - Stripping, washing and parkerization
18 - Lubrication with lanolin
19 - Second discharge (figo 33)
20 - Annealing at 690 C for 6 hours;
Hv after annealing 128-140
21 - Pickling; washing and parkerization
22 - Third drawing; lubricant: soap water (freeze 34)
23 - Annealing at 690 C for 6 hours; Hv after annealing 128-140
24 - Stripping, washing and parkerization
25 - Lubrication with lanolin
26 - Third discharge (figo 35)
27 - Annealed at 690 G; Hv after annealing 128-140
28 - Stripping, washing and parkerization
The operating cycle described in Example 6 produces a hollow body having a particular shape and thin walls, both side and bottom, thanks to successive and distinct stretching and upsetting operations, due to the shape of the hollow body.
This result shows the potential burdens of this particular operation and of the manufacturing process according to the present invention; it also shows that despite the use of a low operative pressure (157 and 138 kg / mm2), it is possible to obtain a hollow body whose bottom has a thickness of 3.75 mm starting from a block whose height is 64.5 mm.
This form of execution is particularly expedient and leads to results that cannot be obtained by other cold working methods presently known and applied.
We will now consider the possibilities and the economic and technical advantages resulting from the process according to the present invention.
In consideration of what has been said above about the operating cycle and the embodiments to which it results, it is possible to outline a relatively broad picture of the economic advantages and the technical possibilities offered by the invention.
A) - Loss of matter
Any process starting from the bar considerably reduces the loss of material and, consequently, realizes a great saving of metal compared to the processes by which a blank is cut from a ribbon; not only the process according to the present invention benefits from this peculiarity. but, because of the special way in which it is carried out, it is also the one which, in comparison with any other manufacturing process from the bar, ensures the minimum of metal losses.
From this point of view, it should be noted that in general the diameter of the hollow body that is to be obtained is necessarily much greater than the diameter of the bar and therefore that of the “square” section.
It is obvious that if, by the process currently applied, starting from the bar metal, it is desired to obtain a hollow body having the dimensions shown in FIG. 1, it is possible to define the diameter of the bar in two ways, which correspond to the following two cases: First case Refers to a metal which does not offer great resistance to deformation, or at least having such a resistance that '' it makes it possible to obtain the cap (figo 4) by direct delivery from a disc having the same volume as the block (figo 1), consequently a diameter D4 (equal to the diameter of the bar) and a height C such as.-
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# D42 # D12
4 @ C = V = 4 @ H1 Second case:
Refers to a metal having a remarkable resistance to plastic deformation and which, in any case, must be treated by the various known stamping processes with the same working pressures on the tools as those allowed by the manufacturing process according to the present invention.
In this case, it is necessary that the discharge is carried out as according to fig 3 and on a disc (fig 2) whose diameter D2 = D3 (equal to that of the bar) and having the same height H2 such that:
EMI16.1
# D22 / 4. # 2 = v = # D12 / 4. # 1
We must not lose sight of the fact that the volume V of the metal lost when cutting the bar to obtain the block or the disc to be driven is a function of the cutting width, which is 0.1 times the diameter D:
EMI16.2
V = 0.1De 1z; D 2 0; 1 TC'o e D 3
4 4 so that the metal loss is a cubic function of the bar diameter.
It follows that, the manufacturing process according to the present invention allowing in both cases to use a block, therefore a bar, of minimum diameter, it is the one which causes the least loss of metal.
The figures below are the results of actual tests, and the values presented by way of comparison relate to caps obtained in the two cases mentioned above with regard to the procedures described in Examples 5 and 6.
EMI16.3
<tb>
<tb>
Weight <SEP> of <SEP> Weight <SEP> of <SEP> Loss <SEP> of <SEP> metal
<tb> metal <SEP> body <SEP> by <SEP> report <SEP> to
<tb> lost <SEP> hollow <SEP> weight <SEP> of the <SEP> body
<tb> hollow
<tb> gr <SEP> gr <SEP>%
<tb> Proc. <SEP> next <SEP> Ex. <SEP> 5 <SEP> 77 <SEP> 865 <SEP> 9,0
<tb> Case <SEP> 1 <SEP> - <SEP> part <SEP> fig. <SEP> 27 <SEP> 265 <SEP> 865 <SEP> 36.0
<tb> Case <SEP> 2 <SEP> - <SEP> "<SEP> fig. <SEP> 26 <SEP> 345 <SEP> 865 <SEP> 41.0
<tb> Proc. <SEP> following <SEP> Ex. <SEP> 6 <SEP> 70.5 <SEP> 935 <SEP> 7, <SEP> 5 <SEP>
<tb> Case <SEP> 1 <SEP> - <SEP> part <SEP> fig.
<SEP> 31 <SEP> 236 <SEP> 935 <SEP> 25.2
<tb> Case <SEP> 2 <SEP> - <SEP> "<SEP>" <SEP> 30 <SEP> 340 <SEP> 935 <SEP> 36.4
<tb>
It can be seen from the above results that, in general, with the manufacturing processes according to the present invention, the metal loss varies from 9 to 7.5% while it is much higher. in the case of other cold working processes from the bar, to say nothing of the percentages of loss even more considerable when operating from sheet or rolled tapes.
In addition, thanks to the fact that one works under lower pressures and that it is possible to obtain perfect concentricity during the various operations which are the object of the present invention, in most cases it is achieved. in cases an additional reduction in metal losses due to the fact that less has to be removed during subsequent operations
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This advantage is much more apparent in the case where the blank is cut from the sheet, because in general the edge of the blank is torn and cracked, and since this part comes to occupy the upper part of the hollow body obtained by upsetting or by stretching,
it causes there folds and irregularities which it is necessary to erase by a franking operation which affects an appreciable portion of the total length
B) - Labor.
As the implementation of the technique according to the present invention requires, in order to obtain the final hollow body, a greater number of operations than other techniques, for example that according to which the blank is cut from the strip. rolled, or where the bar is cut into disks of a larger diameter, it requires more labor, which, however, in the various cases which may arise, is negligible and largely compensated for. by reducing metal losses.
In this connection, it should be noted that, when comparing the process according to the present invention with the known process starting from the bar, the increase in labor involved in the stamping operations is automatically. compensated for by the labor required for cutting the block, c which, by processes other than that in question here, is drawn from bars having a much larger diameter.
C) - Cost price.
The expenses relate mainly to the wear of the tools, the quantity of material in the rough or finished state that has to be scrapped and the energy required to operate the manufacturing machines and ensure the various heat treatments.
Due to the fact that the method according to the present invention makes it possible to lower the maximum pressures acting on the tools in service, the useful life of the latter is prolonged, which reduces the cost of manufacturing the tools,
The quantity of finished parts which it is necessary to discard for lack of sufficient precision is reduced owing to the particular pressure characteristics of the method according to the invention and in particular to the fact that the treatment by compression sometimes reveals certain defects of the material. the bar, which makes it possible to reject the raw disc before it has undergone the entire manufacturing process, which eliminates all subsequent expenses and further losses in the finished product.
As a result of the considerable strain ratios which can be afforded by the process according to the invention, it is possible to reduce the number of anneals necessary to restore the metal to its plasticity or malleability. These anneals can be considerably shortened in the case of of high carbon content requiring the spheroidization treatment to limit the pressures in the various stamping operations.
From the consideration given above, the economy achievable in the application of the process according to the invention is remarkable in all cases, and a comparison with other manufacturing processes from bar metal and rolled metal is favorable to the presented
The extent of the field of application of the manufacturing process according to the present invention results from the possibility of limiting the operating pressure in the various phases which compose it.
This result is evident when examining the operating cycles relating to the production of high strength steel hollow bodies (example 6, figso 28 to 35; example 5, fig. 24 to 27; example 3 fig. 17 to 19), in which the pressure acting on the working parts of the punch never reach exaggerated values and are limited to less than 175 kg / mm2.
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The operating cycle described in Example 6 and intended for the production of a steel hollow body intended to be transformed, by subsequent operations of refining the shapes, into a bullet for a 75 mm bullet is characteristic and shows the particular possibilities of the technique according to the present invention; from a block (figo 28) a hollow body is drawn having a minimum bottom thickness (figo 35) although the operations to be carried out are carried out under a very reduced pressure in view of the quality of the metal worked.
In this regard, it should be noted that the windproof warhead of a 75 mm projectile is normally made in two pieces welded with silver, the weight of which is about 820 g and the cost of which, thanks to the process according to the present invention, is reduced practically by about 40% thanks to the saving in material and the reduction in manufacturing costs.
The application of the manufacturing process according to the present invention makes it possible to solve a large number of technical problems, in particular in the mass production of hollow bodies for which remarkable savings can be expected.
According to current methods, steel or brass shell casings are manufactured by cutting a blank from the rolled tape which, after sealing, is brought to the shape and dimensions of the final casing by subsequent stamping operations. and finishing with removal of metal, as the cap can be produced by cutting a bar whose diameter, under the most favorable conditions, is approximately equal to the diameter of the cap obtained by the process operating from the laminated tape
In the case of the embodiments shown here relating to brass or steel cartridge cases of the caliber of 7.92 mm, 20 mm and 40 mm, the raw material is a block with a much smaller diameter. than that of the cap and, in general,
lower than that of the finieo socket head
As a result, a reduction in material losses is achieved in all cases compared with the bar manufacturing processes as well as with the rolled metal manufacturing processes, with the difference that, in the latter case, the economy is much larger
The considerations set forth above and the examples shown show the breadth of the field of application of the present invention and what technical and economic advantages can be expected in the field of industrial manufacturing technique.