Verfahren zur Herstellung von Formkörpern mit erhöhter Festigkeit, wie Schrauben, Nieten usw., durch Kaltumformung und nach diesem Verfahren hergestellter Formkörper. Vorliegende Erfindung betrifft ein Ver fahren zur Herstellung von Formkörpern mit erhöhter Festigkeit, wie Schrauben, Bolzen, Nieten usw., und einen nach diesem Verfahren hergestellten Formkörper.
Das Verfahren besteht darin, dass ein Teil des Werkstückes nacheinander gestaucht und verlängert wird, um eine mehrmalige Festig keitserhöhung ohne nachfolgende thermische Vergütung zu erzielen.
Für die höchste Beanspruchbarkeit, z. B. einer Sehraube, eines Bolzens oder einer Niete, sind ausschlaggebend: 1. Die Streckgrenze ks des Werkstoffes, die möglichst loch sein soll, damit eine hohe Normalbelastung aufgenommen werden kann.
2. Das Arbeitsvermögen des Formkör pers, das heisst das Produkt aus Höchstlast an der Streckgrenze und Gesamtdehnung; dieses soll zur Aufnahme stossartiger Über lastungen möglichst hoch sein.
3. Die Dauerfestigkeit in bezug auf Schwellbeanspruchung; sie ist in hohem Masse abhängig von der Kerbempfindlichkeit der Formkörper. Die Kerbzähigkeit des Werk stoffes soll daher hoch sein, und alle Quer- sehnittsübei#gänge sollen aueli gefügemässig günstig gestaltet sein.
Alle bisher bekannt;ewordenen Verfahren der Schraubenherstellung werden diesen For derungen nur teilweise gerecht: Bei den älteren Verfahren wird als Roh ling ein Draht- oder Stangenabschnitt vom
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Sehaftdurehmesser <SEP> der <SEP> Schraube <SEP> verwendet;
<tb> der <SEP> Kopf <SEP> wird <SEP> in <SEP> einer <SEP> oder <SEP> mehreren <SEP> Stufen
<tb> angestaueht. <SEP> Die <SEP> Nachteile <SEP> dieses <SEP> Verfahrens
<tb> sind <SEP> bekannt
<tb> Der <SEP> Kopf <SEP> wird <SEP> oft. <SEP> übermässig <SEP> gestaucht.
<tb> Dies <SEP> führt. <SEP> zu <SEP> ;
gefährlichen <SEP> Stauehspannungen
<tb> und <SEP> häufig <SEP> zu <SEP> Werkstofftrennungen <SEP> und
<tb> damit <SEP> zum <SEP> Abplatzen <SEP> des <SEP> Kopfes <SEP> bei <SEP> Bean spruehung. <SEP> Der <SEP> unverformte <SEP> Schaft <SEP> hat <SEP> nur
<tb> die <SEP> relativ <SEP> niedrige <SEP> Festigkeit <SEP> des <SEP> Ausgangs werkstoffes.
<SEP> Die <SEP> Schraube <SEP> ist <SEP> daher <SEP> nicht
<tb> hoch <SEP> belastbar.
<tb> Später <SEP> wurden <SEP> diese <SEP> Verfahren <SEP> wesentlich
<tb> verbessert
<tb> Man <SEP> wählte <SEP> einen <SEP> Rohling, <SEP> dessen <SEP> Durch messer <SEP> um <SEP> so <SEP> viel <SEP> grösser <SEP> als <SEP> der <SEP> Schaft durchmesser <SEP> der <SEP> Sehraube <SEP> ist, <SEP> dass <SEP> er <SEP> sieh <SEP> in
<tb> einem <SEP> einseitig <SEP> offenen <SEP> Gesenk <SEP> gerade <SEP> noeli
<tb> auf <SEP> den <SEP> Sehaftdurehmesser <SEP> reduzieren <SEP> lässt.
<tb> Die <SEP> Grenze <SEP> hierfür <SEP> liegt <SEP> bei <SEP> etwa <SEP> <B>25</B> <SEP> /o
<tb> Quersehnittsverminderun- <SEP> (logar.
<SEP> L <SEP> mform grad <SEP> <B>0,3.5).</B> <SEP> Der <SEP> Gewindeteil <SEP> wird <SEP> nochmals
<tb> reduziert <SEP> auf <SEP> Flankendurchmesser <SEP> und <SEP> der
<tb> Kopf <SEP> angestauclit.
<tb> Da <SEP> bei <SEP> diesem <SEP> Verfahren <SEP> der <SEP> Rohling;
<tb> einen <SEP> grösseren <SEP> Durchmesser <SEP> als <SEP> der <SEP> Schaft
<tb> hat, <SEP> wird <SEP> der <SEP> Staucligrad <SEP> im <SEP> Kopf <SEP> herab gesetzt <SEP> und <SEP> auch <SEP> der <SEP> Schraubenschaft. <SEP> durch
<tb> Kaltuinforniun <SEP> g <SEP> verfestigt. <SEP> Der <SEP> L <SEP> mforiuungs grad <SEP> beim <SEP> Sehaftreduzieren <SEP> ist <SEP> aber <SEP> auf
<tb> einen <SEP> relativ <SEP> kleinen <SEP> Wert <SEP> begrenzt, <SEP> da <SEP> sonst
<tb> der <SEP> zit <SEP> reduzierende <SEP> Rohling <SEP> vor <SEP> der <SEP> Redu zierstelle <SEP> aufstaucht <SEP> und <SEP> auskniekt.
<SEP> Deshalb ist auch die Festigkeitssteigerung im Schaft nur mässig und bei den üblichen Kopfab messungen der meist verwendeten Schrauben weit niedriger als im hochverformten Kopf. Es entsteht daher zwangläufig eine Schraube, deren Kopf eine erheblich höhere Festigkeit aufweist als ihr Schaft. Dies aber wider spricht den Bedingungen für eine hohe Be lastbarkeit der Schraube.
In den letzten Jahren ist auch das Kalt fliesspressen zur Schraubenherstellung ange wendet worden Aus einem Rohling von ungefährem Durchmesser des Kopfes wird der Schaftteil durch Kaltfliesspressen erzeugt.
Bei diesem Verfahren wird der Schrau benschaft hoch verformt und damit auch er lieblich kaltverfestigt.
Dagegen ist die Umformung im Kopf nur gering. Dieser bleibt daher ziemlich weich, was für die Gebrauchsfähigkeit der Schraube und ihre hohe Belastbarkeit von Nachteil ist.
Auch führt die nur in einer Richtung wirkende Verformung beim Kaltfliesspressen des Schaftes zu einer sehr langgestreckten Faserstruktur der Kristalle und damit zu sehr niedrigen Dehnungswerten und zu nied riger Kerbzähigkeit.
Bei der Herstellung von hochfesten Schrauben für höhere Beanspruchung werden daher diese Mängel der nach allen bisher bekanntgewordenen Verfahren hergestellten Schrauben dadurch ausgeglichen, dass vergüt- bare Werkstoffe gewählt werden, und die fer tigen Formkörper durch Wärmebehandlung vergütet werden.
Das Vergüten ist aber nicht nur ein teurer Arbeitsgang, der kostspielige Anlagen erfor dert, sondern er hat auch verschiedene Nach teile Durch die hohe Härtetemperatur kann die Oberflächenbeschaffenheit, besonders des Ge windeteils, erheblich verschlechtert werden. Der grosse Quersehnittsunterschied zwischen Kopf und Schaft bewirkt Härtespannungen, die sich festigkeitsmindernd auswirken kön nen.
Die gleiche spezifische Festigkeit der Teil- abschnitte verschiedenen Querschnittes, die sich durch das Vergüten zwangläufig ergibt, kann sieh bei Formteilen mit grossen Quer- sehnittsuntersehieden bei stossartiger Überbe anspruchung und für die Dauerfestigkeit nachteilig auswirken, da hierdurch der Teil abschnitt mit kleinstem Querschnitt, also bei Schrauben der Gewindeteil, der ohnehin wegen der Kerbwirkung der Gewindegänge besonders gefährdet ist, zuerst überbean sprucht wird. Weiter können beim Vergüten in der Massenfertigung durch Störungen im Ablauf des Prozesses, wie Überhitzen usw., sehr schwerwiegende Fehler auftreten.
Voraussetzung für die Vermeidung der Nachteile der bekannten Verfahren ist die Kenntnis des Zusammenhanges zwischen dem Kaltumformungsgrad und der von ihm ab hängigen Steigerung der Streckgrenze ks des Werkstoffes.
Ist In der Umformungsgrad, gegeben durch den
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natürlichen Logarithmus des Quer- schnittsv erhältnisses zwischen dem Ausgangs querschnitt F" und dem durch n gleichsinnig wirkende Umformungen erhaltenen Endquer- schnitt. F", E die Elastizitätsgrenze des Werkstoffes in geglühtem Ausgangszustand, so kann, wenn keine Zwisehenglühung vorge nommen wird, für alle in der Schraubenferti- gUng gebräuchlichen Metalle der Zusammen hang zwischen der Streckgrenze 1,,
im unge formten Zustand und dem Umformungsgrad durch folgende Gleichung mit grosser, für die Praxis völlig ausreichender Genauigkeit be schrieben werden:
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Wenn entgegengesetzt wirkende Umfor mungen, wie z. B. Stauchen (Durchmesser vergrössern) und Fliesspressen (Durchmesser verkleinern) ein und desselben Querschnittes aufeinanderfolgen, so ist der oben definierte LTmformun,s-rad in Teilumformungsgrade zu zerlegen, und es addieren sieh die einzelnen Teilumformungsnrade solcher entgegengesetzt wirkender Umformungsarten hinsichtlich ihres Einflusses auf die Erhöhung der Streckgrenze ohne Berücksichtigung der Vorzeichen.
Dabei ist K eine für jede Werkstoffart charakteristische Konstante, die durch Aus- werteng von Zerreissversuchen usw. ermittelt werden kann. In Fig. 1 ist diese Abhängig keit der Streckgrenze vom Umformungsgrad für folgende Schraubenwerkstoffe dargestellt: Kurve A Messing Ms 63, weichgeglüht, Kurve B Siemens-Martin-Flussstahl mit C=0,13 %, weichgeglüht, Kurve C Siemens-Martin-Flussstahl mit C=0,24 %, weichgeglüht, Kurve D Siemens-Martin-Flussstahl mit C=0,35 %, weichgeglüht. Mit Hilfe der obigen Gleichung können die einzelnen Umformungsstufen so bemessen und kombiniert werden, dass in allen Teilen des Formkörpers, z. B. einer Schraube, die für hohe Beanspruchung günstigsten Festig keitseigenschaften erzielt werden.
Dabei geht man beispielsweise von einem Rohling kleineren Durchmessers als der Kopf durchmesser, aber grösseren Durchmessers als der Schaftdurchmesser der fertigen Schraube aus, und der ganze Rohling wird im ersten Arbeitsgang mit mehr als 10 % Querschnitts vergrösserung auf einen noch grösseren Durch messer aufgestaucht, von dem aus dann der für den Schaft bestimmte Teil des vorge- stauchten Rohlings, z. B. durch Kaltfliess pressen mit mehr als 30 % Querschnittsver minderung auf das Schaftmass gepresst wird. Der Kopf wird durch weitere Stauchung des beim Kaltfliesspressen unverformt gebliebenen Teils auf seine Endform oder auf die für ein nachfolgendes Abgraten erforderliche Vor form gestaucht.
Dadurch können sowohl für den Kopf als auch den Schaft sehr hohe Umformungsgrade und damit auch eine sehr grosse Festigkeits steigerung aller Teilabschnitte erzielt werden. Dabei wird der Kopf trotz seines hohen Stauchgrades so günstig umgeformt, dass alle sonst mit hohen Stauchgraden des Kopfes verbundenen Nachteile vermieden werden.
Dadurch, dass beim ersten Stauchen der gesamte Rohling und nicht nur der Kopfteil gestaucht wird, wird der sonst bei hohen Stauchgraden auftretende ungünstige Faser verlauf des Werkstoffes am Übergang vom Kopf zum Schaft mit seiner Gefahr der Fal tenbildung oder der Werkstofftrennung völlig vermieden. Auch die Festigkeitseigenschaften des Schaftes werden durch das Vorschalten einer Stauchoperation sehr günstig beeinflusst: Beim Stauchen des Rohlings wird das Korn des Werkstoffes, in Richtung der Längs achse des Formteils gesehen, gestaucht und dann beim nachfolgenden Kaltfliesspressen sehr stark gestreckt.
Stauchen und anschlie ssendes Strecken addieren sich zwar hinsicht lich ihrer festigkeitssteigernden Wirkung, heben sich aber hinsichtlich der Auswirkung auf die Form des Kornes des Werkstoffes teilweise auf, so dass trotz der sehr hohen Gesamtumformung des Schaftes keine über mässige Längsverzerrung des Kornes auftritt. Dies ist für die nach der Umformung noch vorhandene Dehnungsfähigkeit von erheb lichem Vorteil.
In den Fig. 2 bis 5 der Zeichnung ist der Arbeitsgang illustriert, angewendet zur Her stellung einer Sechskantschraube 1110 aus unlegiertem, weichem Siemens-Martin-Stahl mit etwa C =<B>0,15</B> 0/0, Streckgrenze im Aus gangszustand etwa 15 kg/mm2. Die Bemes sung der einzelnen Umformungsstufen soll bei diesem Beispiel so vorgenommen werden, dass eine Schraube mit einer Streckgrenze von k, N 60 kg/mm2 im Kopf und im Schaft erzielt wird,
also ähnlich wie bei einer auf 70 bis 80 kg/mm2 Festigkeit vergüteten Schraube.
Damit der Kopf durch Kaltumformung auf eine Streckgrenze von k, @: 60 kgmm2 gebracht. wird, ist nach Kurve B der Fig.1 ein Gesamtumformungsgrad von 0,96 erforderlich.
Aus dem Endquerschnitt des Kopfes er rechnet sich damit der Ausgangsquerschnitt und damit der Rohlingsdurchmesser zu <B>11,0</B> mm. Fig. 2 zeigt den Rohling dieses Durchmessers, der aus rundem Walzdraht oder Stangenmaterial abgeschert ist und dessen Länge so vorbestimmt ist, dass die Schraube gegebener Abmessung erzielt wer den kann.
Fig. 3 zeigt den im ersten Stauchvorgang vorgeformten Rohling, bei dem der ganze Rohling unter Verkürzung seiner Länge auf einen Durchmesser von 13,35 mm vorge staucht ist.
Für diesen Stauchvorgang ergibt sieh ein Querschnittsverhältnis
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und ein Teilumformungsgrad In
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Fig. 4 zeigt den weiter umgeformten Rohling nach der anschliessenden Operation, in der der für den Schaftteil der Schraube erforderliche Rohlingsteilabsehnitt 20 durch Kaltfliesspressen aus einem geschlossenen Ge senk auf den Durchmesser 10,0 mm des Schaftes der fertigen Sehraube verringert wird.
Dabei ist das Querschnittsv erhältnis
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und der Teilumformungsgrad ln
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Der für den Kopf erforderliche Teilab schnitt des Rohlings behält dabei den Durch messer des vorgestauchten Rohlings Fig. 2; er geht in den Schaftteil durch den kurzen Kegel 21a über.
Fig. 5 zeigt die nächste Umformun gs- stufe, bei der der in der ersten Operation auf 13,35 mm Durchmesser vorgestauchte und in der zweiten Operation annähernd unver ändert gebliebene Rohlingsabselnitt 21 zum Seehskantkopf 22 gepresst wird. Dabei kann gleichzeitig der Gewindeteil 23 des Schaftes in bekannter Weise auf den Flankendurch messer des Gewindes reduziert werden, damit anschliessend hierauf das Gewinde gerollt werden kann. Der verbleibende Schaftteil behält dabei annähernd seinen nach Fig. 4 erzeugten Durchmesser des Teilabschnittes 20.
Beim Kopfpressen ist das Quersehnittsverhältnis
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und der Teilumformungsgrad ln
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Damit ist die für die Werkstoffverfesti gung massgebende Gesamtumformung im Schaft und im Kopf genau gleich gross, näm lich Für den Schaft:
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Streekgrenze demnaeh etwa 60 kg mm2. Für den Kopf
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Streekgrenze demnach etwa 60 kg/mm2.
Aus einem gewöhnlichen, weichen Siemens- Martin-Flussstahl mit einer Ausgangsstreck grenze von nur 75 kg/mm2 ist durch pas send abgestimmte Umformungsvorgänge ein Schraubenkörper erzeugt worden, der im Kopf und im Schaft ohne Vergütung die gleiche, erheblich erhöhte Streckgrenze von etwa 60 hg/mm2 aufweist.
Natürlich kann die W erkstoffestigkeit im Kopf, wenn dies zweekmässig erscheint, auch von derjenigen im Schaft verschieden, z. B. niedriger, erzielt werden, um beispielsweise einen Körper annähernd einheitlicher Gesamt festigkeit zu erzielen, wie dies für besonders stossbeanspruelte Schrauben zur Erhöhung ,der Gesamtdelnung und zur Milderung der Kerbwirkung am Querschnittsübergang Kopf- Sehaft erwünscht sein kann. In diesem Falle werden der Rohlingsdurehmesser und der Durchmesser der ersten Staucboperation so bemessen, dass die Gesamtumformung im Kopf entsprechend niedriger wird als die Ge- samtu-mformun- im Schaft.
Ebenso können allgemein höher, Festigkeitswerte erzielt wer den, indem höhere 1=mforniunrisgrade als im Beispiel. angegeben gewählt werden oder indem Werkstoffe höherer @usga@gsfert@g- keit, wie z. B. Stähle finit höherem Kohlen- stoffgelialt oder legierte Stähle, verwendet werden. Auch thermisch vergütete Ausgangswerk stoffe können zur Herstellung der Formkör per verwendet werden.
Weiterhin kann auch das erste Stauchen des ganzen Rohlings mit dem Kaltfliesspressen aus dem geschlossenen Gesenk der zweiten Arbeitsstufe so kombi niert werden, dass die erste Arbeitsstufe weg fällt und im zweiten Werkzeug und Arbeits gang zuerst der Rohling voll aufgestancht wird und anschliessend das Kaltfliesspressen eingesetzt. Dies wird erreicht, wenn der Win kel der schrägen Austrittsfläehe des Kaltfliess- pressgesenkes zur Achse dieses Gesenkes zwi schen 415 und 630 liegt; er kann aber auch 60 bis 70 betragen.
Fig. 6 bis 8 zeigen Werkzeuge für die Durchführung des oben beschriebenen Ver fahrens. Der Rohling 18 mit seiner vorbe stimmten Länge wird von einem passenden Rundstab oder -draht geschnitten und darauf durch eine geeignete Einrichtung vom das Stauchwerkzeug nach Fig. 6 geführt.
Der Rohling 18 (Fig. 2) wird durch den Stempel 25 in die Bohrung 26 des Stauch- gesenkes 27 eingestossen. Man wählt im all gemeinen die Bohrung 26 so lang, dass der Stempel 25 in ihr bereits geführt ist, ehe das Stauehen des Rohlings einsetzt. Der Rohling wird also in seiner ganzen Länge im geschlos senen Gesenk auf den Durchmesser der Boh rung 26 zur Form 19 (Fig. 3) aufgestaucht.
Ein während des Stauchvorganges festste hender Auswerfer 28 stösst den fertigge stauchten Rohling 19 (Fig. 3) nach Rücklauf des Stempels aus dem Gesenk aus. Das Stauch werkzeug wird in Fig. 6 in seiner vordersten Endstellung gezeigt. Die Matrize ist im all gemeinen feststehend, während der Stempel lein und her bewegt wird.
Als nächstes wird der vorgestauchte Roh ling 19 (Fig. 3) automatisch oder auf eine andere Art vor das Kaltfliesspressgesenk (Fig. 7) geführt. Durch den Stempel 29 wird er in die Einlaufbohrung 30 des Gesenkes 31 eingestossen. Diese Bohrung 30 hat einen Durchmesser, der gleieh oder etwas grösser ist als der Durchmesser des vorgestauchten Roh lings 19 (Fig. 3). Die Kaltfliesspressmatrize ist so gebaut, dass der Stempel 29 bereits ein Stück in der Bohrung 30 der Matrize geführt ist, ehe das eine Ende des Rohlings auf die schräge Flä che 32 der Kaltfliesspressmatrize auftrifft. Bei der weiteren Vorwärtsbewegung des Stempels 29 in der Bohrung 30 wird der Werkstoff über die schräge Fläche 32 in die Bohrung 33 ausgepresst und in dieser auf den Schaft durchmesser 20 der Fig. 4 gebracht.
Der Stem pel 29 wird so eingestellt, dass am hintern Tot punkt, also am Ende des Kaltfliesspressvor- ganges in der Bohrung 30 der Kaltfliesspress- matrize diejenige Werkstoffmenge verbleibt, die zur anschliessenden Kopfbildung erforder lich ist, das heisst der Teilabschnitt. 21 (Fig. 4) wird nicht mehr in die Bohrung 33 gepresst.
Fig. 7 zeigt dieses Ende des Kaltfliesspress- prozesses. Ein beim Kaltfliesspressen zurück liegender Auswerfer 3.1 stösst beim Rückgang des Stempels das Pressteil aus der Kaltfliess- pressmatrize aus. Bei der Herstellung von Cchrauben oder Bolzen mit längerem Schaft ist die Anordnung einer zweiten Führungs bohrung 35 in der Kaltfliesspressmatrize zweck mässig, die verhindert, dass der gepresste Schaft krumm wird.
An Stelle der zweiten Führungsbohrung kann auch eine Reduzier stelle angeordnet sein, die den Gewindeteil des Schaftes auf den Flankendurchmesser gleichzeitig mit dem Kaltfliesspressprozess re duziert.
Im allgemeinen ist es aber zweckmässig, das Reduzieren auf Flankendurchmesser erst. beim nächsten Arbeitsgang vorzunehmen.
Obwohl zuerst ein Herstellungsverfahren beschrieben wurde, bei dem das erste Stauchen des ganzen Rohlings in einem Gesenk nach Fig. 6 und das Kaltfliesspressen aus dem ge- sehlossenen Gesenk nach Fig. 7 in zwei ver- sehiedenen Arbeitsstufen und zwei verschie denen Werkzeugen vorgenommen wird, ist es im allgemeinen vorteilhaft, diese beiden Ar beitsstufen in einem Werkzeug zu vereinigen.
In diesem Falle wird der Rohling 18, (Fig. 2) unmittelbar dem Kaltfliesspressgesenk (Fig. 7) zugeführt und durch den Stempel 29 in der Bohrung 30 der Kaltfliesspress- matrize zuerst auf deren Durchmesser aufge staucht, ehe das Kaltfliesspressen durch Aus tritt des Werkstoffes durch die Austrittsboh rung 33 einsetzt und in der vorbeschriebenen Weise durchgeführt wird.
Das so vorgepresste Teil nach Fig. 4 wird nun automatisch oder auf eine andere Weise dem Kopfpress- und Reduzierwerkzeug nach Fig. 8 zugeführt. In diesem wird der Teil abschnitt 21 und 21a der Fig. 4 zu einem Sechskantkopf oder zu einem runden Kopf, geeignet zum nachfolgenden Sechskantabgra- ten, fertiggestaucht, während gleichzeitig ein etwa erforderliches Gewindeteil 23 in der Bohrung 36 der Reduziermatrize 37b auf den Gewindeflankendurehmesser, geeignet zum nachfolgenden Gewindewalzen, reduziert wird. In Fig. 8 ist dieses Werkzeug in der End- pressstellung für das Beispiel der Erzeugung eines Sechskantkopfes dargestellt.
Ein Aus werferstift 38, der zweckmässig so eingestellt wird, dass er die Schaftlänge der Schraube in der Endpressstellung mit festem Anschlag be grenzt, stösst die fertiggepresste Schraube beim Rückgang des Pressstempels 39 aus der Pressmatrize 37u aus. Damit der Sechskant kopf nicht im Pressstempel 39 hängenbleibt, ist ein federnder Auswerfer un Pressstempel 39 vorgesehen. Es ist zweckmässig, bei diesem Arbeitsgang den Durchmesser der Bohrung 40 gleich bzw. nur ein geringes grösser als den Durchmesser 20 des Vorpressteils nach Fig. 4 zu wählen.
In ähnlicher Weise können Schrauben oder Bolzen mit Vierkantköpfen, Zylinderköpfen, Köpfen mit Innensechskant und exzentrisch zur Schaftachse liegenden Köpfen usw. herge stellt werden.
Bei der Herstellung von Nieten muss natürlich berücksichtigt werden, dass diese erst durch das Pressen oder Schlagen des Schliesskopfes in ihre endgültige Form ge bracht werden. Damit das fertiggesehlagene Niet einen Körper hoher gleichmässiger Festig keit ergibt, muss das für den Schliesskopf er forderliche freie Sehaftende des Nietes bei seiner Herstellung durch Kaltfliesspressen des Schaftes erheblich weniger umgeformt wer- den als der unverändert bleibende Teil des Nietschaftes. Dies kann z. B. wie in Fig. 9 bis 13 gezeigt folgendermassen erreicht wer den: Der zylindrische Rohling, vorzugsweise ein Drahtabsclnitt nach Fig. 9, wird im ersten Arbeitsgang in einem entsprechend ge formten Gesenk so gestaucht, dass ein Ende unverformt bzw. nur wenig verformt bleibt.
Fig. 10a oder 10b zeigen diesen vorgepressten Rohling, bestellend aus einem aufgestauchten zylindrischen Teilabsehnitt 41 und dem für das zunächst freie Schaftende, aus dem später der Schliesskopf gebildet wird, bestimmten kegeligen Teilabsehnitt 42 oder den kegeligen Teil 42a mit dem zylindrischen Ansatz 42b. Aus dieser Zwischenstufe wird dann der Schaft 43 durch Anwendung des beschrie benen Ealtfliesspressens aus dem geschlos senen Gesenk gebildet und der Kopf 44 (Fig. 1) auf bekannte Weise fertiggeformt.
Das so erzeugte Niet (Fug. 12) hat also einen Schaft, dessen freies Ende 45 nur wenig umgeformt ist.
Wird im Gebrauch der Schliesskopf 46 aus diesem freien Ende 45 gebildet, so ent steht der gewünschte Körper (Fug. 13) mit hoher und gleichmässiger Festigkeit in all seinen Teilabsehnitten.
Process for the production of shaped bodies with increased strength, such as screws, rivets, etc., by cold forming and shaped bodies produced by this process. The present invention relates to a process for the production of moldings with increased strength, such as screws, bolts, rivets, etc., and a molding produced by this method.
The process consists in that part of the workpiece is compressed and lengthened one after the other in order to achieve a repeated increase in strength without subsequent thermal treatment.
For the highest demands, e.g. B. a vision hood, a bolt or a rivet, are decisive: 1. The yield strength ks of the material, which should be as perforated as possible so that a high normal load can be absorbed.
2. The working capacity of the molded body, that is, the product of the maximum load at the yield point and the total elongation; this should be as high as possible to absorb sudden overloads.
3. The fatigue strength in relation to dynamic stress; it depends to a large extent on the notch sensitivity of the moldings. The notch toughness of the material should therefore be high, and all cross-sectional transitions should be structurally favorable.
All previously known methods of screw production only partially meet these requirements: In the older methods, a wire or rod section is used as the raw material
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Shaft diameter <SEP> of the <SEP> screw <SEP> used;
<tb> the <SEP> head <SEP> becomes <SEP> in <SEP> one <SEP> or <SEP> several <SEP> stages
<tb> pent up. <SEP> The <SEP> disadvantages <SEP> of this <SEP> procedure
<tb> are known to <SEP>
<tb> The <SEP> head <SEP> will <SEP> often. <SEP> excessively <SEP> compressed.
<tb> This <SEP> leads. <SEP> to <SEP>;
dangerous <SEP> withstand voltages
<tb> and <SEP> often <SEP> to <SEP> material separations <SEP> and
<tb> with <SEP> for <SEP> flaking <SEP> of the <SEP> header <SEP> in the case of a <SEP> bean spray. <SEP> The <SEP> undeformed <SEP> shaft <SEP> only has <SEP>
<tb> the <SEP> relatively <SEP> low <SEP> strength <SEP> of the <SEP> base material.
<SEP> The <SEP> screw <SEP> is <SEP> therefore <SEP> not
<tb> high <SEP> resilient.
<tb> Later <SEP> these <SEP> procedures <SEP> became essential
<tb> improved
<tb> You <SEP> selected <SEP> a <SEP> blank, <SEP> its <SEP> diameter <SEP> by <SEP> so <SEP> much <SEP> larger <SEP> than <SEP> the <SEP> shaft diameter <SEP> is the <SEP> vision hood <SEP>, <SEP> that <SEP> he <SEP> see <SEP> in
<tb> a <SEP> one-sided <SEP> open <SEP> die <SEP> straight <SEP> noeli
<tb> lets <SEP> reduce the <SEP> sight gauge <SEP> to <SEP>.
<tb> The <SEP> limit <SEP> for this <SEP> is <SEP> at <SEP> about <SEP> <B> 25 </B> <SEP> / o
<tb> Cross section reduction- <SEP> (logar.
<SEP> L <SEP> mform grad <SEP> <B> 0.3.5). </B> <SEP> The <SEP> threaded part <SEP> becomes <SEP> again
<tb> reduces <SEP> to <SEP> pitch diameter <SEP> and <SEP> der
<tb> head <SEP> jammed clit.
<tb> Since <SEP> with <SEP> this <SEP> procedure <SEP> the <SEP> blank;
<tb> a <SEP> larger <SEP> diameter <SEP> than <SEP> the <SEP> shaft
<tb> has, <SEP>, <SEP> the <SEP> jam level <SEP> in the <SEP> head <SEP> is reduced <SEP> and <SEP> also <SEP> the <SEP> screw shaft. <SEP> through
<tb> Kaltuinforniun <SEP> g <SEP> solidified. <SEP> The <SEP> L <SEP> mforiuungsgrad <SEP> when <SEP> reducing the face <SEP> is <SEP> but <SEP> on
<tb> limited <SEP> relatively <SEP> small <SEP> value <SEP>, <SEP> because <SEP> otherwise
<tb> the <SEP> zit <SEP> reducing <SEP> blank <SEP> in front of <SEP> the <SEP> reduction point <SEP> upsets <SEP> and <SEP> kneels out.
<SEP> This is why the increase in strength in the shaft is only moderate and, with the usual head dimensions of the most commonly used screws, far lower than in the highly deformed head. A screw is therefore inevitably created, the head of which is considerably more rigid than its shaft. But this contradicts the conditions for a high loading capacity of the screw.
In recent years, cold extrusion has also been used to manufacture screws. The shank part is produced by cold extrusion from a blank with the approximate diameter of the head.
In this process, the screw shaft is highly deformed and thus it is also lovely work hardened.
In contrast, the transformation in the head is only slight. This therefore remains quite soft, which is a disadvantage for the usability of the screw and its high load capacity.
The deformation, which only acts in one direction, during cold extrusion of the shaft also leads to a very elongated fiber structure of the crystals and thus to very low elongation values and to low notch toughness.
In the manufacture of high-strength screws for higher loads, these deficiencies in the screws produced by all previously known methods are compensated for in that heat-treatable materials are selected and the finished molded bodies are heat-treated.
Quenching and tempering is not only an expensive operation that requires expensive systems, but it also has various disadvantages. The high hardening temperature can significantly impair the surface quality, especially of the threaded part. The large difference in cross-section between the head and the shaft causes hardness stresses that can reduce strength.
The same specific strength of the sub-sections of different cross-section, which inevitably results from the quenching and tempering, can have a detrimental effect on molded parts with large cross-sectional differences in the event of sudden overstress and for the fatigue strength, since this results in the sub-section with the smallest cross-section, i.e. at Screws the threaded part, which is particularly at risk anyway because of the notch effect of the thread turns, is first overbean. Furthermore, during tempering in mass production, very serious errors can occur due to disruptions in the course of the process, such as overheating, etc.
A prerequisite for avoiding the disadvantages of the known processes is knowledge of the relationship between the degree of cold deformation and the increase in the yield strength ks of the material that depends on it.
Is the degree of deformation given by the
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natural logarithm of the cross-section ratio between the initial cross-section F "and the final cross-section obtained by n deformations acting in the same direction. F", E is the elastic limit of the material in the annealed initial state, so if no intermediate annealing is carried out, for all in of the metals commonly used in screw production, the relationship between the yield strength 1 ,,
in the unshaped state and the degree of deformation can be described by the following equation with great accuracy that is completely sufficient in practice:
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If opposing deformations such. B. Upsetting (increasing diameter) and extrusion (reducing diameter) of one and the same cross-section follow one another, the LTmformun, s-rad defined above must be broken down into partial deformation degrees, and see the individual partial deformation numbers of such oppositely acting deformation types add up with regard to their influence on Increase in the yield point without considering the signs.
Here, K is a constant characteristic of each type of material, which can be determined by evaluating tensile tests, etc. In Fig. 1, this dependence of the yield strength on the degree of deformation is shown for the following screw materials: Curve A brass Ms 63, annealed, curve B Siemens-Martin mild steel with C = 0.13%, annealed, curve C Siemens-Martin mild steel with C = 0.24%, soft-annealed, curve D Siemens-Martin mild steel with C = 0.35%, soft-annealed. With the help of the above equation, the individual deformation stages can be dimensioned and combined so that in all parts of the molding, e.g. B. a screw, the most favorable Festig speed properties are achieved for high loads.
For example, a blank with a smaller diameter than the head diameter but a larger diameter than the shaft diameter of the finished screw is assumed, and in the first step the entire blank is compressed to an even larger diameter with an increase in cross section of more than 10% then the part of the pre-compressed blank intended for the shaft, e.g. B. by cold flow pressing with more than 30% Cross-section reduction is pressed onto the shaft size. The head is compressed by further compression of the part that has remained undeformed during cold extrusion to its final shape or to the pre-shape required for subsequent trimming.
As a result, very high degrees of deformation can be achieved for both the head and the shaft, and thus also a very large increase in the strength of all subsections. In spite of its high degree of compression, the head is deformed so favorably that all disadvantages otherwise associated with high degrees of compression of the head are avoided.
Because the entire blank and not just the head part is compressed during the first compression, the unfavorable fiber course of the material at the transition from the head to the shaft with its risk of creasing or material separation is completely avoided. The strength properties of the shaft are also very positively influenced by upstreaming an upsetting operation: When upsetting the blank, the grain of the material is compressed, viewed in the direction of the longitudinal axis of the molded part, and then stretched very strongly during the subsequent cold extrusion.
Compression and subsequent stretching add up in terms of their strength-increasing effect, but partially cancel each other out with regard to the effect on the shape of the grain of the material, so that despite the very high overall deformation of the shaft, there is no excessive longitudinal distortion of the grain. This is of considerable advantage for the elasticity that is still present after the deformation.
In Figs. 2 to 5 of the drawing, the operation is illustrated, used for the manufacture of a hexagonal screw 1110 made of unalloyed, soft Siemens-Martin steel with about C = 0.15 0/0, yield strength in From the initial state about 15 kg / mm2. In this example, the dimensioning of the individual deformation stages should be carried out so that a screw with a yield point of k, N 60 kg / mm2 is achieved in the head and in the shaft,
similar to a screw tempered to a strength of 70 to 80 kg / mm2.
So that the head is brought to a yield point of k, @: 60 kgmm2 by cold forming. a total degree of deformation of 0.96 is required according to curve B in FIG.
From the final cross-section of the head, the initial cross-section and thus the blank diameter can be calculated as <B> 11.0 </B> mm. Fig. 2 shows the blank of this diameter, which is sheared from round wire rod or rod material and whose length is predetermined so that the screw of the given dimension can be achieved.
Fig. 3 shows the preformed blank in the first upsetting process, in which the whole blank is pre-upset while shortening its length to a diameter of 13.35 mm.
For this upsetting process, there is an aspect ratio
EMI0004.0002
and a degree of deformation In
EMI0004.0003
Fig. 4 shows the further reshaped blank after the subsequent operation, in which the blank portion 20 required for the shaft part of the screw is reduced by cold extrusion from a closed Ge sink to the diameter 10.0 mm of the shaft of the finished vision hood.
Here is the cross-sectional ratio
EMI0004.0005
and the degree of deformation ln
EMI0004.0006
The Teilab required for the head section of the blank retains the diameter of the pre-compressed blank Fig. 2; it merges into the shaft part through the short cone 21a.
5 shows the next forming stage, in which the blank segment 21, which was pre-compressed to a diameter of 13.35 mm in the first operation and remained almost unchanged in the second operation, is pressed to form the hexagonal head 22. At the same time, the threaded part 23 of the shaft can be reduced in a known manner to the flank diameter of the thread, so that the thread can then be rolled onto it. The remaining shaft part approximately retains its diameter of the subsection 20 generated according to FIG. 4.
When head pressing is the cross section ratio
EMI0004.0009
and the degree of deformation ln
EMI0004.0010
The total deformation in the shank and in the head, which is decisive for material hardening, is therefore exactly the same size, namely for the shank:
EMI0004.0011
Streek border is about 60 kg mm2. For the head
EMI0004.0012
Streek limit accordingly about 60 kg / mm2.
A screw body has been created from an ordinary, soft Siemens-Martin mild steel with an initial yield strength of only 75 kg / mm2 by means of appropriately coordinated forming processes, which in the head and in the shaft has the same, considerably increased yield strength of around 60 hg / mm2.
Of course, the strength of the material in the head, if this appears two-way, can also be different from that in the shaft, e.g. B. lower, can be achieved, for example, to achieve a body of approximately uniform overall strength, as this may be desirable for particularly shock-stressed screws to increase the overall dilation and to alleviate the notch effect at the cross-sectional transition head-shaft. In this case the blank diameter and the diameter of the first damming operation are dimensioned so that the total deformation in the head is correspondingly lower than the total deformation in the shaft.
Likewise, generally higher strength values can be achieved by having a higher 1 = degree of mfornation than in the example. specified or by using materials of higher @ usga @ gsfert @ g- ability, such as B. Finite higher carbon alloys or alloyed steels can be used. Thermally tempered starting materials can also be used to produce the molded bodies.
Furthermore, the first upsetting of the entire blank can be combined with the cold extrusion from the closed die of the second work stage in such a way that the first work stage is omitted and in the second tool and work step the blank is first fully peened and then cold extrusion is used. This is achieved when the angle of the inclined exit surface of the cold extrusion die to the axis of this die is between 415 and 630; but it can also be 60 to 70.
Figs. 6 to 8 show tools for performing the above-described process. The blank 18 with its vorbe certain length is cut from a suitable round rod or wire and then passed through a suitable device from the upsetting tool according to FIG.
The blank 18 (FIG. 2) is pushed into the bore 26 of the upsetting die 27 by the punch 25. In general, the bore 26 is selected so long that the punch 25 is already guided in it before the blank begins to jam. The blank is so upset in its entire length in the closed die to the diameter of the Boh tion 26 to form 19 (Fig. 3).
A stationary ejector 28 during the upsetting process ejects the finished upset blank 19 (FIG. 3) after the punch has returned from the die. The upsetting tool is shown in Fig. 6 in its foremost end position. The die is generally stationary while the punch is moved leash and forth.
Next, the pre-compressed raw ling 19 (Fig. 3) automatically or in some other way in front of the cold extrusion die (Fig. 7). It is pushed into the inlet bore 30 of the die 31 by the punch 29. This bore 30 has a diameter that is equal or slightly larger than the diameter of the pre-compressed raw ling 19 (Fig. 3). The cold extrusion die is constructed in such a way that the punch 29 is already guided a bit in the bore 30 of the die before one end of the blank hits the inclined surface 32 of the cold extrusion die. During the further forward movement of the punch 29 in the bore 30, the material is pressed out via the inclined surface 32 into the bore 33 and is brought into this on the shaft diameter 20 of FIG.
The punch 29 is set in such a way that at the rear dead point, ie at the end of the cold extrusion process, that amount of material remains in the bore 30 of the cold extrusion die that is required for the subsequent head formation, that is, the subsection. 21 (FIG. 4) is no longer pressed into the bore 33.
7 shows this end of the cold extrusion process. An ejector 3.1, which lies behind during cold extrusion, ejects the pressed part from the cold extrusion die when the punch retracts. When producing screws or bolts with a longer shaft, it is useful to arrange a second guide hole 35 in the cold extrusion die, which prevents the pressed shaft from becoming crooked.
Instead of the second guide hole, a reducer can also be arranged, which reduces the threaded part of the shaft to the pitch diameter at the same time as the cold extrusion process.
In general, however, it is advisable not to reduce to the pitch diameter until the next step.
Although a manufacturing process was first described in which the first upsetting of the entire blank in a die according to FIG. 6 and the cold extrusion from the closed die according to FIG. 7 are carried out in two different work stages and two different tools It is generally advantageous to combine these two stages of work in one tool.
In this case, the blank 18 (FIG. 2) is fed directly to the cold extrusion die (FIG. 7) and first upset to its diameter by the punch 29 in the bore 30 of the cold extrusion die, before the cold extrusion occurs through the material through the Austrittsboh tion 33 begins and is carried out in the manner described above.
The pre-pressed part according to FIG. 4 is now fed automatically or in some other way to the head pressing and reducing tool according to FIG. 8. In this, the sub-section 21 and 21a of FIG. 4 is completely upset to a hexagonal head or a round head, suitable for subsequent hexagonal trimming, while at the same time a possibly required threaded part 23 in the bore 36 of the reducing die 37b on the thread flank diameter is suitable for subsequent thread rolling, is reduced. In FIG. 8, this tool is shown in the final pressing position for the example of producing a hexagonal head.
An ejector pin 38, which is expediently set so that it limits the shaft length of the screw in the final pressing position with a fixed stop, ejects the finished pressed screw when the press ram 39 retreats from the press die 37u. So that the hexagon head does not get stuck in the ram 39, a resilient ejector and ram 39 is provided. It is expedient to choose the same or only slightly larger diameter of the bore 40 than the diameter 20 of the pre-pressed part according to FIG. 4 during this operation.
In a similar way, screws or bolts with square heads, cylinder heads, heads with hexagon socket and heads eccentric to the shaft axis, etc. can be Herge.
When manufacturing rivets, it must of course be taken into account that they are only brought into their final shape by pressing or hitting the locking head. So that the finished rivet results in a body of high uniform strength, the free end of the rivet required for the closing head must be formed considerably less than the unchanged part of the rivet shank during its production by cold extrusion of the shank. This can e.g. B. as shown in Fig. 9 to 13 who achieved the following: The cylindrical blank, preferably a Drahtabsclnitt according to Fig. 9, is compressed in a correspondingly ge shaped die in the first step that one end remains undeformed or only slightly deformed .
10a or 10b show this pre-pressed blank, ordered from an upset cylindrical part section 41 and the conical part section 42 or the conical part 42a with the cylindrical extension 42b intended for the initially free shaft end from which the closing head is later formed. From this intermediate stage, the shaft 43 is then formed from the closed die by using the Ealt extrusion process described, and the head 44 (FIG. 1) is finished in a known manner.
The rivet produced in this way (joint 12) therefore has a shaft, the free end 45 of which is only slightly deformed.
If the closing head 46 is formed from this free end 45 during use, the desired body (joint 13) with high and uniform strength in all of its partial sections is created.