Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
Подписываем
40
Національний технічний університет України
“Київський політехнічний інститут”
ШЕЙКІН СЕРГІЙ ЄВГЕНОВИЧ
УДК 621.919
Наукові основи технологічного УПРАВЛІННЯ мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні
Спеціальність 05.02.08 - Технологія машинобудування
АВТОРЕФЕРАТ
дисертації на здобуття наукового ступеня
доктора технічних наук
Науковий консультант:
заслужений діяч науки й техніки України, доктор технічних наук,
професор Розенберг О. О.
Київ - 2008 р.
Дисертацією є рукопис.
Робота виконана в Інституті надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля Національної академії наук України.
|
Науковий консультант: |
Розенберг Олег Олександрович, заслужений діяч науки і техніки України, доктор технічних наук, професор. Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України, завідувач відділом.
|
|
Офіційні опоненти: |
Киричок Петро Олексійович, доктор технічних наук, професор. Національний технічний університет України “Київський політехнічний інститут”. Директор Видавничо-поліграфічного інституту, завідувач кафедрою “Технологія поліграфічного виробництва” Посвятенко Едуард Карпович доктор технічних наук, професор. Національний транспортний університет, професор кафедри “Виробництво, ремонт та матеріалознавство”. Сивак Іван Онуфрійович, доктор технічних наук, професор. Вінницький національний технічний університет. Завідувач кафедрою “Технологія й автоматизація машинобудування”. |
Захист відбудеться 18.03.2008 р. о 15 на засіданні спеціалізованої вченої ради Д26.002.11 у Національному технічному університеті України “Київський політехнічний інститут”за адресою: 03056, м. Київ, проспект Перемоги, 37, Корпус 1, ауд. № 214.
З дисертацією можна ознайомитись в бібліотеці Національного технічного університету України “Київський політехнічний інститут”за адресою: 03056, м. Київ, проспект Перемоги, 37.
Автореферат розісланий 11.02. 2008 року.
|
Вчений секретар |
Майборода В.С. |
ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ
Актуальність теми. У наш час надійність і довговічність деталей машин мають винятково важливе значення. У більшості випадків їхнє руйнування починається з поверхні (зношування, втома, контактне руйнування й ін.). Це багато в чому пояснюється низькими службовими властивостями поверхневого шару.
Застосування методів холодного пластичного деформування (ХПД) є ефективним способом підвищення довговічності деталей машин. Наприклад, поверхневе пластичне деформування (ППД) забезпечує одержання шару деформаційного зміцнення, низькі значення висоти мікронерівностей і великі значення відносної опорної довжини профілю обробленої поверхні, що сприяє підвищенню міцності при циклічному навантаженні й опору зношуванню.
Раніше проведеними різними авторами дослідженнями встановлені основні закономірності формування мікрорельєфу в процесах ХПД. Однак отримані результати не дають можливості визначати параметри шорсткості оброблюваної поверхні при деформуючому протягуванні на стадії проектування технологічної операції. Причиною тому є складність і різноманітність явищ у зоні контакту інструменту й оброблюваної деталі, а також велика кількість впливаючих факторів.
Результати, отримані проф. Розенбергом О. М., Розенбергом О. О., Проскуряковим Ю. Г., Кузнєцовим В. А., Монченко В. П. при експериментальному дослідженні деформаційного зміцнення поверхневого шару дозволяють прогнозувати параметри зміцнення лише якісно.
З експериментально-теоретичних робіт у цьому напрямку необхідно виділити дослідження, виконані з застосуванням методу візіопластичності під керівництвом проф. Деля Г. Д., а також роботи проф. Цеханова Ю. А. Однак метод, застосований проф. Делем Г. Д., внаслідок малих деформацій ділильних сіток не забезпечує високу точність результатів.
Математичні моделі, що описують деформований стан поверхневого шару, отримані проф. Цехановим Ю. А., побудовані в припущенні, що розподіл мікротвердості в деформованому поверхневому шарі носить лінійний характер, що не підтверджується експериментальними дослідженнями.
Таким чином, отримані раніше результати не дають можливості визначати з необхідною точністю параметри стану поверхневого шару оброблюваної деталі на стадії проектування технологічної операції. Внаслідок цього дослідження, спрямовані на створення наукових основ технологічного управління мікрорельєфом оброблюваної поверхні та зміцненням поверхневого шару деталей при деформуючому протягуванні, є актуальними.
Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дисертаційна робота безпосередньо пов'язана з фундаментальними і науково-дослідних роботами, які виконувались в ІНМ НАН України: тема “Комп'ютерне прогнозування ресурсу пластичності при холодному пластичному деформуванні за схемою немонотонного навантаження крутозігнутих трубчастих виробів”№ держ. реєстрації 0198U004582, тема “Обґрунтування вибору оптимальної теоретичної моделі розрахункової оцінки впливу параметрів холодного деформуючого протягування на стан поверхні трубчастих металовиробів”, № держ. реєстрації 0198U007083, а також договір 3888 з Інститутом проблем матеріалознавства ім. І. М. Францевіча “Розробка технологічної схеми обробки й виготовлення трубних заготовок інтенсивним холодним пластичним деформуванням з метою отримання дрібнодисперсних градієнтних структур”№ держ. реєстрації 0103U006867.
Мета роботи і завдання дослідження: забезпечення експлуатаційних характеристик оброблюваної деталі на основі розробки наукових основ технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні.
Для досягнення зазначеної мети необхідно було вирішити наступні задачі:
Об'єктом дослідження є оброблена поверхня й поверхневий шар оброблюваної деталі при деформуючому протягуванні деталей з нескінченною й кінцевою товщиною стінок.
Предмет дослідження: мікрорельєф оброблюваної поверхні, характеристики шару деформаційного зміцнення.
Методологія й методи досліджень
Методологічною основою роботи є системний підхід до вивчення процесу особливостей і закономірностей формування мікрорельєфу й шару деформаційного зміцнення при деформуючому протягуванні.
Теоретичні дослідження базуються на основних положеннях теорії пластичності.
В експериментальних дослідженнях використані методи кореляційного аналізу й математичної статистики.
Робота виконувалася із застосуванням сучасних методів обчислювальної техніки.
Наукова новизна отриманих результатів
– управляти висотою мікронерівностей обробленої поверхні, при деформуючому протягуванні;
– управляти параметрами деформаційного зміцнення поверхневого шару (мікротвердість, глибина) виходячи з того, що розподіл інтенсивності напруг по глибині поверхневого шару має нелінійний характер;
– управляти величиною використаного ресурсу пластичності в поверхневому шарі при обробці деталей різної товстостінності;
4. Вперше встановлено, що при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки форма зони локального пластичного деформування відповідає схемі, що має місце при обробці заготовки з нескінченною товщиною стінки. У цих умовах закономірності механіки формування зміцненого поверхневого шару деталей з кінцевою товщиною стінки відповідають встановленим закономірностям при обробці деталей з нескінченною товщиною стінки.
Практичне значення отриманих результатів
Результати, отримані в роботі, дозволили розробити інженерні методики визначення технологічних режимів операції деформуючого протягування на стадії проектування технологічного процесу з урахуванням вимог до висоти мікронерівностей обробленої поверхні, а також стану деформованого поверхневого шару такі, як глибина, значення й розподіл твердості по глибині, використаний ресурс пластичності.
Отримані результати дисертаційної роботи доцільно використовувати на машинобудівних підприємствах при проектуванні технологічних процесів, які містять операції холодного пластичного деформування.
Матеріали дисертації можуть бути також рекомендовано до використання в учбових курсах технології обробки металів, конструювання технологічного обладнання, що пропонуються студентам політехнічних університетів.
Особистий внесок здобувача. Автор безпосередньо брав участь у проведенні всіх експериментів й обробці експериментальних даних. Постановка задач й обговорення результатів експериментальних і теоретичних досліджень проводилася з науковим консультантом даної роботи. Особисто автором розроблено математичні моделі, які описують вплив технологічних факторів на формування мікронерівностей при деформуючому протягуванні [1, 2, 4, 10, 13, 18, 22, 23, 30]; поставлено задачі, розроблено конструкцію пристроїв, сплановано й проведено експерименти при відпрацьовуванні методик визначення коефіцієнту тертя й контактного тиску при проведенні досліджень [32–]. При вивченні особливостей формування зони локального пластичного деформування при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки особисто автором проведено експерименти, виконано їх аналіз, визначені граничні умови отриманих залежностей, виконано їх експериментальну перевірку [3, 5, 6, 11, 12, 20, 24, 26, 27, 31]; автор формулював і вирішував задачі, а також виконував розрахунки при дослідженні напружено-деформованого стану при обробці деталей з нескінченною товщиною стінки [1, 14, 16]; формулював задачі досліджень й проводив розрахунок технологічних режимів обробки, виходячи з необхідних значень накопиченої деформації [8, 9, 19, 21, 25, 28, 29, 30]; автор формулював і вирішував задачі досліджень, а також визначав граничні умови при розрахунку деформуючого інструменту виходячи з отриманих результатів вивчення розподілу нормальних наруг на контактній поверхні [7].
При рішенні задач технологічної механіки деформуючого протягування проводились наукові консультації з професором Воронезького архітектурно-будівельного університету Цехановим Ю. А.
Безпосередньо автором сформульовано основні наукові положення розкриті в роботі, а також висновки.
Апробація роботи. Основні положення дисертації доповідались на: Міжнародній науково-технічній конференції, Воронезький державний технічний університет, 1996; Міжвузівській науково-технічної конференції, Воронеж, Воронезький державний технічний університет, 1998; Міжнародній конференції асоціації технологів-машинобудівників України, Київ, 1998; Міжнародній конференції “Ресурсосберегающие технологии, оборудование и автоматизация штамповочного производства”, Тульський державний університет, 1999; Міжнародній конференції “Нетрадиционные методы обработки”, Воронеж, 2002; Міжнародній конференції “Інтерпартнер-2003. Високі технології: тенденції розвитку”, Харків, НТУ “ХПІ”–Алушта, 2003, II международной научно-технической конференции “Механика пластического формоизменения. Технология и оборудование обработки металлов давлением”, Тульский государственный университет, Тула, 2004; 6 й 7-й міжнародних науково-технічних конференціях “Инженерия поверхности и реновации изделий”, 2006, 2007 рр., Ялта–Київ: АТМ України.
Публікації за темою дисертації. Основні результати досліджень опубліковані в 44 основних друкованих працях. А саме у 1-й монографії, 3 авторських свідоцтвах СРСР, 40 статтях у різних наукових виданнях. З них 30 –в провідних фахових виданнях, з яких 5 робіт написані автором без співавторів, 25 робіт написані у співавторстві із співробітниками, які приймали участь у дослідженнях та технічних розробках.
Структура і обсяг роботи. Дисертаційна робота викладена на 250 сторінках машинописного тексту і складається з вступу, шести глав, висновків, 5 додатків, и списку використаних літературних джерел (219 найменувань. Робота ілюстрована 24 таблицями, 164 рисунками.
ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ
У вступу обґрунтовується актуальність теми дисертаційної роботи, наведені мета й задачі досліджень, викладаються наукові положення, які виносяться на захист, наукова й практична новизна отриманих результатів, наведена загальна характеристика дисертаційної роботи.
У першому розділі розглядається стан проблеми на момент постановки досліджень, формулюються задачі й методи досліджень, що відповідає першій поставленій задачі.
На основі аналізу літературних джерел зроблено висновок, що стан поверхневого шару деталей машин значною мірою визначає їхні експлуатаційні характеристики. При цьому важливу роль у підвищенні експлуатаційних характеристик деталей грає шорсткість і параметри деформаційного зміцнення поверхневого шару.
Проведено аналіз різних моделей формування мікрорельєфу оброблюваної поверхні в процесах ХПД. Указується, що у випадку, коли мікронерівності деформуються інструментом з тангенціальним переміщенням, їхня висота істотно нижче, ніж при деформуванні без переміщення. Проведено аналіз раніше виконаних досліджень формування мікронерівностей у процесі деформуючого протягування, виконаних різними дослідниками. Аналіз дозволив зробити висновок, що ці дослідження носять, в основному, експериментальний характер, моделі, що дозволяють проводити теоретичний розрахунок параметрів шорсткості оброблюваної поверхні при деформуючому протягуванні на стадії проектування технологічної операції, не створені. Причиною тому є велика кількість впливаючих факторів і складність і різноманіття явищ у зоні контакту інструмента з оброблюваною деталлю.
Результати раніше проведених експериментальних досліджень шорсткості поверхні, обробленої деформуючим протягуванням, можуть бути застосовані тільки для якісного прогнозування зміни її параметрів.
ППД є ефективним способом підвищення довговічності деталей машин. Дослідниками виявлені основні закономірності впливу параметрів деформаційного зміцнення на структуру металу й експлуатаційні характеристики деталей машин. Наприклад встановлено, що залежність втомної міцності від ступеня деформаційного зміцнення носить екстремальний характер. Величина попередньої деформації впливає на структуру металу, його твердість і глибину цементованого шару після наступної термічної обробки.
Таким чином, для забезпечення необхідних експлуатаційних характеристик деталей, оброблених деформуючим протягуванням, необхідно одержати задані параметри стану їхнього поверхневого шару в процесі виготовлення, а також вміти їх розраховувати на стадії проектування технологічного процесу.
Розрахувати такі параметри механічного стану поверхневого шару, як накопичена деформація й пластичність можливо знаючи характер НДС контактної зони.
Дослідженням НДС при деформуючому протягуванні займалися Ю. Г. Проскуряков, Г. Д. Дель, Д. Е Зайцев, В. А. Кузнєцов, О. А. Розенберг, Ю. А. Цеханов.
Але виконані дослідження містять ряд допущень, внаслідок чого точність отриманих результатів не завжди достатня. Таким чином, НДС заготовок при деформуючому протягуванні вивчено недостатньо, моделі, що дозволяють кількісно прогнозувати параметри зміцненого поверхневого шару на етапі проектування технологічного процесу, у даний час не створені.
Залишкова пластичність обробленої поверхні при деформуючому протягуванні досліджувалася Ю. А. Цехановим. Однак внаслідок зроблених припущень, про які вказувалося вище, отримані залежності мають недостатню точність.
У літературі також відсутні моделі, що дозволяють розраховувати параметри деформаційного зміцнення поверхневого шару деталей з кінцевою товщиною стінки.
У другому розділі наведений перелік оброблюваних й інструментальних матеріалів й їхні механічні властивості. У відповідності із першою і другою поставленими задачами викладена суть розроблених і відомих раніше методик.
Для дослідження закономірностей формування мікрорельєфу при кількості циклів обробки менше 2-х використані крешери конічної, пірамідальної й призматичної форми зі сталі ст. 3, сталі 10 (НВ 110), сталі 20Х (НВ 160), сталі 40Х (НВ 190), В8 (НВ 200), ХВГ (НВ 255), Х18Н10Т (НВ 150), 40ХНМА (НВ 270), міді М1 (НВ 83), ВТ6 (НВ 350).
Деформування крешерів здійснювалося на гідравлічному пресі ИПС-200. Деформування втулок проводили на спеціальному гідравлічному пресі, що дозволяє розвивати зусилля до 100 кн.
У дослідженнях застосовувалися інструменти із твердого сплаву ВК 15 (НRA 86), а також зі сталі Х12Ф1 (НRС 62) з покриттями TiN й CrN, осадженими способом конденсації високошвидкісних плазмових потоків в умовах іонного бомбардування (КІБ) на установці “Булат –Т”.
При обробці конструкційних й інструментальних сталей як технологічне змащення використовувався сульфофрезол, при обробці нержавіючої сталі Х18Н10Т –експериментальні зразки змащень, а також технологічне змащення “Формол”ТУ 38.301-4830-93.
При визначенні довжини контакту інструменту із заготовкою використовувався алмазний порошок АСМ 20/14 ГОСТ 9206-80.
Довжину контакту при деформуючому протягуванні заготовок визначали за допомогою алмазного покриття, яке наносилось на внутрішню поверхню втулок у вигляді плям. Довжина контакту визначалась по довжині подряпин, що залишилися на робочій поверхні інструменту після прошивання.
Шорсткість обробленої поверхні вимірювали на профілометрі-профілографі Telesurf -5M-120.
Коефіцієнт тертя по Кулону визначали по різних методиках, розроблених в ІНМ НАН України. Чотири з використаних методик захищені авторськими свідоцтвами. Використання різних методик диктувалося з однієї сторони конструктивними особливостями застосованих інструментів, з іншого боку –тим, що ці дослідження виконувалися протягом ряду років, під час яких розроблялися нові методики й удосконалювалися відомі.
При використанні деформуючих інструментів із твердого сплаву коефіцієнт тертя визначався в такий спосіб. Перша половина довжини втулки оброблялася інструментом, який обертався, друга –без обертання. Коефіцієнт тертя розраховували виходячи з умов рівноваги сил, прикладених до інструменту по залежності f = F/N = (Q –Q)tg б/(Q –Qcos г)f, де Q –осьова сила протягування на ділянці з обертанням інструменту, Q –осьова сила протягування на ділянці без обертання, г –кут нахилу траєкторії руху інструменту.
Крім того, для визначення коефіцієнта тертя використовувалась методика, яка базується на моделюванні умов контактної взаємодії інструмента з оброблюваним виробом. На циліндричній заготовці, закріпленій в патроні токарного верстата, токарною обробкою був виконаний трапецевидний виступ по гвинтовій лінії з кутом ц. Інструмент виготовляли у вигляді стрижня, торець якого відповідав профілю робочого деформуючого елемента. Інструмент закріплювали в державці, яку встановлювали на динамометр УДМ 100.
Заготовку приводили в обертання, а інструмент притискали до виступу силою Py і переміщували уздовж осі заготовки з подачею, рівною кроку гвинтової лінії. При цьому вимірювали сили Py й Pz. Коефіцієнт тертя визначали по формулі:
Для розрахунку коефіцієнта тертя й дослідження розподілу контактного тиску по контактній поверхні використовували також збірний деформуючий інструмент, що складається з декількох кілець, посаджених на оправку.
Оброблювану деталь встановлювали на динамометр, а інструмент приводили в обертання. Далі проводили деформуюче прошивання заготовки.
Коефіцієнт тертя розраховували по залежності:
де УQi –сумарне осьове зусилля при обробці без обертання інструмента; УQiв – сумарне осьове зусилля при обробці з обертанням інструмента; ц –кут повороту вектора сили тертя.
При використанні сталевого інструмента зі зносостійкими покриттями коефіцієнт тертя по Кулону розраховували з умови рівноваги сил, прикладених до інструменту:
,
де F –сила тертя; Р –радіальна сила; N –нормальна сила; б –кут нахилу твірної робочого конуса інструменту; Q –осьова сила протягування.
Всі методики опубліковані в наукових працях автора.
Контактний тиск розраховували по залежності:
,
де з = arctg f.
Деформований стан досліджувався методом візіопластичности з використанням ділильних сіток. У товстостінну втулку із внутрішньої поверхні запресовували плоску прямокутну вставку товщиною 1мм, на бічній поверхні якої дряпанням була нанесена прямокутна ділильна сітка із кроком 0,2 мм. У сталій стадії процес деформування припиняли, пластину випресовували й деформовану ділильну сітку фотографували.
Напружений стан досліджували експериментально методом виміру твердості. Для цього використовувались втулки зі сталі 45 (НВ 190) з відношенням зовнішнього діаметра до внутрішнього D/d = 3 і довжиною 150 мм. На сталій стадії (при постійному зусиллі протягування) процес зупиняли. У зразків робили вирізки в меридіональному напрямку. Меридіональну площину шліфували й полірували. Потім на приладі ПМТ-3 вимірювали мікротвердість деформованої області.
Дослідження форми зони локального деформування робили на профілометрі-профілографі ВЭИ “Калибр”мод. 201 з використанням пристрою для виміру хвилястості.
Третій розділ присвячений рішенню третьої з поставлених задач, а саме дослідженню закономірностей деформування мікронерівностей і розробці математичних моделей, що описують формування мікрорельєфу по параметру Rz при різних технологічних режимах деформуючого протягування при різній кількості циклів обробки.
Виконані раніше в ІНМ НАН України експерименти показали, що при деформуючому протягуванні сила тертя може значною мірою визначати механізм формування мікрорельєфу обробленої поверхні.
При кількості циклів обробки до двох (включно) основне деформування мікронерівностей відбувається шляхом їхнього зминання вдавленням і впливом сил тертя можна зневажити.
Для одержання якісної поверхні необхідно перед деформуючим протягуванням очистити внутрішню поверхню заготовок від окалини й іржі, що залишаються після гарячої прокатки труб. Для цієї мети звичайно застосовують розточування.
У цьому випадку мікрорельєф оброблюваної поверхні представляє чергування западин і виступів (рис. 1). Як показують експериментальні дослідження, при Rz ≤ 40 мкм розподіл висот мікровиступів з точністю, прийнятною для інженерних розрахунків, може бути описаний нормальним законом . Високоефективні технологічні змащення істотно зменшують сили тертя. За таких умов при кількості циклів деформування 1–основне деформування вихідних мікронерівностей відбувається шляхом їхнього зминання здавлюванням. При цьому доти, поки пластична область досягне основи мікронерівності, процес деформування повинен залишатися геометрично подібним і середній контактний тиск у міру зминання повинен залишатися постійним.
Рис. 1. Теоретична модель зминання мікронерівностей
Для перевірки даного припущення пластичне стискання мікронерівностей досліджувалося на моделях у вигляді крешерів. При цьому встановлено, що середній контактний тиск n до значних ступенів зминання залишається постійним для кожного матеріалу. Його величина (МПа) становить для: сталі 10 –, В8 –, Х18Н10Т –, сталі 45 –, міді –.
Аналіз експериментальних даних дозволяє зробити висновок, що при малій кількості числі циклів деформування (1–)Rz обробленої поверхні залежить лише від одного інтегрального параметра –номінального контактного тиску q, що, у свою чергу, визначається всім комплексом технологічних параметрів процесу.
Експериментальне вивчення мікрорельєфу, отриманого в результаті токарної обробки показує, що при значеннях Rz < 20 мкм розподіл висот мікронерівностей з прийнятною для інженерних розрахунків точністю може бути описаний нормальним законом.
Враховуючи це, а також використовуючи дані експериментів, отримані залежності для розрахунку контактного тиску й висоти мікронерівностей:
, ,
де –висота зім'ятих мікронерівностей, а один інтегральний коефіцієнт враховує всі фактичні дані геометрії мікрорельєфу. Його встановлюють обробкою відповідних експериментальних даних по профілограмам поверхонь. Наприклад, для конічних і пірамідальних виступів (моделювання обробки поверхні шліфуванням) з, , , , , одержуємо; для призматичних виступів (стругання й гостріння) з, , , ,; одержуємо. У середньому можна прийняти. Отримана безрозмірна крива (рис. 2), що зв'язує q з безрозмірною шорсткістю й рівняння, що неї апроксимує:
Рис. 2. Залежність відносної шорсткості від відносного контактного тиску при кількості циклів обробки до двох
.
Порівняння отриманих експериментально значень уnзі значеннями твердості оброблюваного матеріалу показало, що замість уn з достатньою для інженерної практики точністю можна використовувати значення твердості по Бринеллю.
Експериментальна перевірка запропонованої залежності проводилася при одноцикловому деформуючому протягуванні втулок з отвором, поверхня якого попередньо шліфувалася, а також при обробці деталей з різних марок сталей, різної вихідної шорсткості, при використанні різних технологічних змащень й інструментальних матеріалів багатоелементними протяжками.
На основі аналізу експериментальних даних виявлені граничні умови застосування розробленої методики: при числі циклів обробки до двох, розрахункові дані задовільно відповідають дослідним, при більшому числі циклів деформування методика дає похибку.
При кількості циклів обробки більше 2-х характер деформування мікронерівностей змінюється. Спостерігається завалювання вершин мікронерівностей під дією сил тертя, активізуються явища масопереносу, на контактних поверхнях стохастично утворюються й руйнуються містки схоплювання, руйнуються й знову утворяться окісні плівки. Таким чином, тертя на контактних поверхнях є складним фізико-хімічним процесом з великою кількістю впливаючих факторів.
У цьому випадку побудувати чисто теоретичну модель, що описує процес формування мікрорельєфу поверхні, який оброблюється деформуючим протягуванням, не представляється можливим. Опис даного процесу на основі експериментальних даних також не представляється можливим, тому що потребує проведення великої кількості трудомістких багатофакторних дослідів. Практика показує, що в цих випадках ефективним є застосування методів теорії подібності й розмірностей.
Аналіз контактної взаємодії інструмента із заготовкою дозволив виділити основні параметри, що визначають характер контактних явищ при деформуючому протягуванні. Ними є вихідна висота мікронерівностей Rzo, максимальний контактний тиск qmax, робота тертя Aтр, механічні характеристики оброблюваного матеріалу. Далі, побудувавши вирази й виконавши перетворення відповідно до принципів теорії подібності, одержуємо вирази, що якісно відображає залежність відносної шорсткості від основних факторів процесу деформуючого протягування
,
де –коефіцієнт тертя, контактний тиск і довжина контакту при -м циклі відповідно (визначаються по відомих методиках).
Для перевірки отриманої залежності були проведені експерименти по деформуючому протягуванню втулок зі сталей 45, 10, У8 інструментами із ВК15 і сталевими з покриттям CrN й TiN. Результати експериментів представлені на рис. 3 у вигляді залежності безрозмірної шорсткості від безрозмірного критерію подібності, що містить найбільш важливі параметри процесу деформуючого протягування. Ця залежність апроксимується формулою:
, що може бути рекомендована для інженерних технологічних розрахунків.
Рис. 3. Залежність безрозмірної шорсткості від при кількості циклів деформування більше 2-х
Для розрахунку обробленої поверхні, відповідно до шостої поставленої задачі, розроблені алгоритми визначення технологічних режимів деформуючого протягування. Їх можна використати для розробки САПР процесу з метою керування параметрами стану поверхневого шару.
Четвертий розділ присвячений рішенню четвертої поставленої задачі, а саме, дослідженню НДС зони пластичної деформації при обробці деталей з нескінченною товщиною стінки й впливу на нього технологічних параметрів процесу, розробці математичних моделей, що дозволяють робити розрахунок технологічних режимів деформуючого протягування виходячи з вимог до деформаційного зміцнення й пластичності поверхневого шару на стадії проектування технологічної операції.
Деформований стан контактної зони досліджували експериментально методом ділильних сіток при робочих кутах інструмента б= 5 і 10 при використанні втулок зі сталей 45, 20, ШХ15. Дослідження показали, що характер деформування сіток не залежить від матеріалу заготовки. Отримані сітки мають слабодеформований характер (рис. 4). Для розшифровки експериментальних даних удосконалена методика, розроблена Ю. А. Цехановим. Відповідно до даної методики швидкості сталого плину розраховували інтегруванням функцій, що апроксимують вузлові координати. Однак у роботі Ю. А. Цеханова розглядалися тільки лінії сітки одного сімейства, що збігаються з лініями току, і не враховувалася експериментальна інформація, яку дають скривлені лінії іншого ортогонального сімейства. По ділильних сітках будувалися ізолінії кутів S-ліній у напрямку осі заготовки й кутів г L-ліній у радіальному напрямку (рис. 5).
Для обчислювання швидкості плину матеріалу для L-ліній отримане додаткове інтегральне співвідношення:
а) б)
Рис. 4. Ділильні сітки: а) робочий кут інструменту б =5˚;б) б =10˚
Рис. 5. Схема для розрахунку швидкостей сталого плину: геометричні параметри ділильної сітки
Підінтегральну функцію одержували обробкою експериментальних даних для кутів й г. Розрахунок швидкостей проводився за допомогою співвідношень для швидкостей уздовж S й L-ліній сітки. Представивши співвідношення у вигляді кінцевих різностей і виконавши мінімізацію похибок методом найменших квадратів, отримуємо систему рівнянь, вирішуючи яку обчислюємо співвідношення у вузлах сітки. Обчислення проводилося поетапно для окремих областей, у якості яких приймалися L-лінії.
Накопичену деформацію () розраховували інтегруванням інтенсивності швидкостей деформації уздовж ліній току. Як розрахункові області приймалися окремі фрагменти ділильної сітки.
Ізолінії відносних швидкостей плину матеріалу заготовки зі сталі 45 представлені на рис. 6. Як видно, перед контактною зоною має місце помітне гальмування плину матеріалу, до виходу з неї швидкість зростає.
Інтенсивність швидкостей деформацій о розраховувалася по залежності:
,
де, оr, оц, оz, оrz –компоненти тензора швидкостей.
Рис. 6. Ізолінії відносних швидкостей плину матеріалу V/V при деформуючому протягуванні інструментом з робочим кутом:
а) = 5; б) = 10.
На рис. 7, а, б наведені графіки зміни інтенсивності деформацій уздовж ліній току при обробці інструментом з робочим кутом 5 й 10 відповідно. Видно, що найбільш інтенсивно деформування відбувається біля поверхні на початку й наприкінці контакту. Зі збільшенням глибини інтенсивність швидкостей деформації зменшується. Інтегруванням інтенсивності деформацій уздовж ліній току розраховувалася накопичена деформація , розподіл якої уздовж ліній струму показаний на рис. 8, а, б.
Рис. 7. Розподіл інтенсивності швидкості деформацій при протягуванні інструментом з робочим кутом: а) 5°, б) 10°
Рис. 8. Розподіл накопиченої деформації при протягуванні інструментом з робочим кутом: а) 5°, б) 10°
У розподілі уздовж ліній току спостерігається певна закономірність. Накопичена деформація в поверхневому шарі для 1, 2, 3 ліній при робочому куті інструмента 5° практично однакова. Те ж можна сказати й для 1, 2, 3, 4, 5 ліній при робочому куті інструмента 10. За результатами розрахунку побудовані безрозмірні криві (рис. 9), що показують зміну накопиченої деформації .залежно від відносної глибини шару заготовки h/д де, h –глибина шару, д –натяг.
Спадаючі ділянки отриманих залежностей практично паралельні. Це дозволяє при використанні інструменту з іншими робочими кутами застосовувати для розрахунків інтерполяцію або екстраполяцію. Залежність 3 (рис. 9) отримана таким методом.
Математичною обробкою результатів отримані рівняння для розрахунку накопиченої деформації залежно від робочого кута інструмента й відносного натягу:
де . –глибина шару; . –натяг; б – кут робочого конуса інструмента в градусах.
При обробці багатоелементними протяжками для розрахунку сумарної використовується принцип суперпозиції.
Рис. 9. Безрозмірні криві залежностей . від глибини шару заготовки , віднесеної до натягу для деталей оброблених інструментом с б: 1) 5, 2) 10, 3) 8; 4) ◦ –методом вимірювання твердости
Виявлені закономірності дають можливість також розраховувати мікротвердість по глибині поверхневого шару. Для виконання відповідних розрахунків необхідно мати отриманий механічними випробуваннями тарувальний графік для оброблюваного металу.
Необхідно відзначити, що отриманими результатами можливо користуватися для розрахунку параметрів зміцнення поверхневого шару, що лежить безпосередньо під шаром, утвореним в результаті деформування мікронерівностей, тобто механіка деформування якого описується вищевикладеними моделями НДС. Для розрахунку зміцнення шару, утвореного в результаті деформування мікронерівностей, запропонованою методикою користуватися не можна внаслідок складності й нерегулярності мікрорельєфу, структури і явищ деформування.
Напружений стан зони локального пластичного деформування при деформуючому протягуванні деталей з нескінченною товщиною стінки вивчали експериментально методом виміру твердості. Для розрахунку інтенсивності напруг використовували тарувальний графік, що зв’язує мікротвердість й інтенсивність напруг.
Як відомо, деформований стан у контактній зоні заготовок із нескінченною товщиною стінки можна вважати плоским.
Якщо в пластичній області деформованої заготовки відомий розподіл інтенсивності напруг по глибині y: у = у(y), то задача стає статично визначеною. Аналіз експериментальних даних показує, що вже після третього циклу деформуючого протягування пластична постійна k = у/ міняється лише по глибині поверхневого шару, практично не змінюючись уздовж осі заготівлі X. Аналіз експериментальних даних показав, що кубічна апроксимація дозволяє досить точно описувати таке зміцнення:
Внаслідок малості застосовуваних на практиці робочих кутів деформуючого елемента й застосування високоефективних технологічних змащень, що значно зменшують тертя, прийнята розрахункова схема (рис. 10), що відповідає вдавленню інструменту в нескінченний пластично неоднорідний напівпростір з відомим розподілом інтенсивності й постійної пластичності по глибині: ., ..
На ділянці DO має місце нормальний тиск інструменту, дотичні напруження відсутні.
Задача вирішувалося методом ліній ковзання з урахуванням зміни . Пластична область складається із трьох зон: I зона –ОВА, II –зона ОВС, III зона –ОС. Для кожної зони отримані співвідношення для . (у –гідростатичний тиск, з –коефіцієнт жорсткості напруженого стану).
Для контактної поверхні ці вирази мають вигляд:
Відзначимо, що відповідно до теоретичного аналізу задачі й експериментальних даних пластична область при деформуючому протягуванні не симетрична, а відповідає випадку “бічного видавлювання”матеріалу заготовки перед інструментом (штрихова лінія на рис. 10).
Рис. 10. Розрахункова схема для визначення напруженого стану в контактній зоні методом ліній ковзання
Ізолінії у/kmax й уx/kmax, розраховані за запропонованою методикою для заготовки зі сталі 45 після 5-го циклу деформування наведені на рис. 11, а. Тут же наведені епюри розподілу напруг й уздовж поверхні контакту, розраховані за запропонованою методикою (суцільна лінія) і з використанням точного рішення, наведеного в роботі Б. А. Друянова (штрихова лінія) (рис. 11, б). Як видно, розходження не перевищує 6 %. Отже, отримане інженерне рішення цілком прийнятно.
З епюри зміни уздовж оброблюваної поверхні видно, що перед інструментом = –,73, що відповідає стиску в умовах плоскої деформації.
Під контактною поверхнею матеріал перебуває в умовах сильного об'ємного стиску ( = –,16), що сприятливо з погляду забезпечення високої пластичності.
При великому градієнту зміцнення осьові напруги наприкінці контакту стають позитивними, що може привести до появи мікротріщин в охрупченом поверхневому шарі.
а) б)
Рис. 11. Напружений стан в контактній зоні й на контактній поверхні після 3-го циклу, розраховане для випадку kmax/kmin = 2;
коефіцієнти апроксимації: = –,04167, = 0,23472, = –,69305, d = 1.
Для оцінки пластичності використався критерій Колмогорова, що враховує історію деформування матеріалу:
, (2)
де гр (з) –гранична деформація, що відповідає певному значенню коефіцієнта жорсткості.
Аналіз процесу накопичення деформацій, що базується на виконаних дослідженнях НДС, показав, що основне накопичення ушкоджень у поверхневому шарі відбувається перед зоною контакту інструмента з оброблюваним виробом. Отримано формулу для розрахунку використаного ресурсу пластичності:
(3)
де N –число циклів обробки.
Для б = 5 величина щ = 2,4, а для б = 10 –щ = 3; ēгр(–,73) матеріалу заготовки визначається експериментально при стиску в умовах плоскої деформації або за довідковим даними.
Таким чином, на підставі проведених досліджень механіки деформуючого протягування деталей з нескінченною товщиною стінки розроблені інженерні методики визначення технологічних режимів, що дозволяють одержувати необхідні параметри деформаційного зміцнення й пластичності. Вони можуть бути рекомендовані для використання в інженерній технологічній практиці.
На їхній основі, відповідно до шостої поставленої задачі, розроблено алгоритми визначення технологічних режимів деформуючого протягування, що забезпечують необхідний стан поверхневого шару по цих параметрах. Ці алгоритми можна використати для розробки САПР процесу деформуючого протягування з метою керування параметрами стану поверхневого шару.
П'ятий розділ присвячений рішенню п'ятої поставленої задачі –дослідженню впливу технологічних режимів на формування локальної зони пластичної деформації в контактній зоні при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки, побудові на основі виявлених закономірностей математичних моделей, що дозволяють визначати технологічні режими виходячи з вимог до параметрів шару деформаційного зміцнення на етапі проектування технологічної операції.
Відомо, що деформування поверхневого шару деталі, а отже, утворення текстури при використанні рідких технологічних змащень, може відбуватися під дією декількох факторів: тертя інструмента й оброблюваної поверхні, мікросхоплювання інструменту з оброблюваною поверхнею, деформуванням мікронерівностей, локальним деформуванням у зоні контакту. Перші три фактори формують самі тонкі приповерхні шари текстури на глибину порядку висоти мікронерівностей. Закономірності деформування поверхневого шару й утворення в ньому текстури під дією цих факторів досить докладно описано в літературі. Локальне деформування формує текстуру на більшу глибину –порядку довжини контакту інструмента із заготовкою. Застосування твердих змащень дозволяє локалізувати зсувні деформації від сил тертя в зоні контакту інструмента з оброблюваною деталлю в шарі змащення й уникнути безпосереднього контакту робочої поверхні інструменту й оброблюваної поверхні й, тим самим, виключити вплив на формування деформованого поверхневого шару перших трьох факторів. У цьому випадку по наявності текстури в поверхневому шарі можна судити про наявність зони локальної пластичної деформації в процесі обробки деталі. У роботах О. О. Розенберга зроблено припущення, що локальна деформація поперед інструменту, утвориться лише у випадку, коли контактний тиск перевищує критичній, рівний дійсній напрузі в шийці розірваного зразка (рис. 12, а). При менших значеннях контактного тиску перед інструментом стінка деталі плавно гнеться сполучаючись із поверхнею інструменту (рис. 12, б).
Рис. 12. Схема взаємодії інструменту с оброблюваною деталлю при деформуючому протягуванні заготовок с кінцевою товщиною стінки
Для перевірки даного припущення було проведене дослідження структури поверхневого шару тонкостінних деталей, оброблених із застосуванням твердого змащення на основі дисульфіду молібдену після 20 циклів обробки. Контактний тиск при цьому був менше критичного. Результати наведені на рис. 13. Як видно, у стінках деталей на значній глибині зміцненого поверхневого шару є текстура. З огляду на викладене вище, утворення текстури в цьому випадку пояснюється наявністю в зоні деформування локальної зони деформування.
Рис. 13. Текстура поверхневого шару заготовок із армко-заліза, оброблених деформуючим протягуванням із застосуванням твердого змащення (d = 35 мм, t = 3 мм) після 20 циклів обробки (100)
Наявність текстури в поверхневому шарі деталі, обробленої деформуючим протягуванням із застосуванням твердих змащень, виявлено вперше.
Для детального вивчення впливу технологічних режимів деформуючого протягування на механіку локальної пластичної деформації в зоні контакту інструмента з оброблюваним виробом при деформуючому протягуванні були проведені експерименти по вивченню форми поверхні заготовки в контактній області.
Для експериментів використовувались втулки з армко-заліза (НВ 101) з отвором діаметром мм, товщиною стінки t = 2; 2,5; 5; 7; 12; 15; 17 мм і довжиною 100 мм. Обробка виконувалась з натягами а = 0,3 мм й 0,5 мм. На середині довжини втулки інструмент зупиняли, випресовували у зворотному напрямку й робили профілографування зони контакту на профілометрі-профілографі ВЭИ “Калібр”мод. 201.
Далі проводили обробку зображення на персональному комп’ютері. Приклад отриманих профілограм наведений на рис. 14.
Рис. 14. Профілограма зони контакту інструменту з оброблюваним виробом при деформуючому протягуванні деталей t = 2,5 мм, а = 0,5 мм
На рис. 15 показані профілі внутрішньої поверхні деталі біля зони контакту, на яких добре видно зону характерного для всіх випадків напливу. Таким чином, експериментально доведено, що характерна область локальних пластичних деформацій у вигляді напливу перед інструментом утворюється також при значеннях контактного тиску менших критичних. Дане явище виявлено вперше і є принципово важливим для більш повного розуміння механіки ППД при деформуючому протягуванні.
Як видно з рис. 15, мають місце дві схеми локальної пластичної деформації. При обробці деталей зі стінкою товщиною 17, 15, 12 мм (t/d = 0,486; 0,428; 0,343) натягами 0,5 й 0,3 мм (a/d = 0,143; 0,0086) схема відповідає розрахунковій моделі локальної області пластичної деформації нескінченного півпростору, що має місце у випадку обробки деталей з нескінченною товщиною стінки.
Поле ліній ковзання такої області показане на рис. 16. Кут е, утворений лінією ковзання DС із поверхнею контакту, визначається величиною сил контактного тертя: , де –коефіцієнт пластичного тертя по Прандтлю. Використовуючи зв'язок між коефіцієнтом тертя по Кулону й по Прандлю для б = 4є, встановленому в роботах О. О. Розенберга і Ю. А. Цеханова, а також реальні значення коефіцієнта тертя по Кулону при деформуючому протягуванні, наведені в роботах О. О. Розенберга, знаходимо діапазон зміни е: е = 38є –є.
Як видно з рис. 15, при обробці деталей зі стінкою товщиною менше 7 мм форма напливу, міняючи свої розміри й зберігаючи геометричну подібність, перебуває наприкінці ділянки вигину стінок оброблюваної деталі. При цьому контури поверхні, вільної від зовнішніх навантажень, у всіх випадках виявилися практично еквідистантні. Це свідчить про те, що закономірності локальної пластичної деформації, що мають місце при обробці товстостінних деталей, справедливі й при обробці тонкостінних виробів. Відмінністю є той факт, що в першому випадку вільна поверхня АН (рис. 16) з поверхнею інструменту DО становить кут б (кут робочого конуса інструменту), а при обробці тонкостінних виробів, внаслідок вигину стінок деталі перед інструментом, цей кут зменшується на величину в і стає рівним бґ = б –в (рис. 17).
Використовуючи рівняння, що описує форму ділянки позаконтактної деформації перед інструментом
(4)
(–відстань від початку позаконтактної деформації перед інструментом до початку контакту оброблюваної деталі з робочою поверхнею інструменту), отримане О. О. Розенбергом, Ю. А. Цехановим, Я. Б. Немировським, визначаємо, що в практично однаковий і дорівнює 1. Дані для розрахунку бралися із профілограм (рис. 15).
Рис. 16. Локальна пластична область при протягуванні заготовки з нескінченною товщиною стінки
Рис. 17. Локальна пластична область при протягуванні тонкостінної заготовки
Таким чином, розходження між формами зон при обробці деталей з різною товщиною стінок незначні. Це означає, що при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки для опису механіки локальних пластичних деформацій і формування зміцненого приповерхневого шару можна користуватися розрахунковою схемою (рис. 16), застосовуючи, при необхідності, корекцію кута б.
Необхідно також враховувати, що при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки в тому випадку, коли метою обробки є формоутворення заготовок, використовують великі натяги. У цьому випадку довжина контакту може досягати значної величини й, починаючи з деякого значення а > а*, зона локального пластичного деформування охоплювати всю контактну зону вже не буде (рис. 12, а). Внаслідок цього необхідно мати граничні умови застосування розробленої моделі також по такому технологічному параметру, як натяг.
Натяг, що визначає граничні умови застосування зазначеної моделі, можна розрахувати, виходячи із закономірностей формування позаконтактної деформації перед інструментом, встановлених Ю. А. Цехановим й Я. Б. Немировським і використовуючи вираз (4). Підставивши у вираз (4) значення z = l одержимо формулу для розрахунку а*:
де, r –радіус отвору оброблюваної деталі.
Величина а* є технологічним обмеженням. При а ≤ а* область локальної пластичної деформації гарантовано існує під всією контактною поверхнею.
Виходячи з викладеного вище, важливим є питання про те, яка із двох схем реалізується в конкретному технологічному процесі.
Для визначення критерію переходу однієї схеми в іншу необхідно виявити тенденцію зміни геометричних параметрів локальної області пластичного деформування залежно від зміни товщини стінки оброблюваної деталі й від контактного тиску.
Для цього прийнято за нульовий рівень оброблювану поверхню за межами позаконтактної деформації поперед інструментом (рис. 18). Відстань від нього до точки кінця контакту інструмента з оброблюваною деталлю є фактичним натягом на сторону (), з яким виконується пластична деформація.
Рис. 18. Схема локальної зони пластичного деформування
Очевидно, що при (фп –hн)/фп 1 буде мати місце схема, що відповідає обробці тонкостінних деталей, при (фп –hн)/фп 1 –схема, що відповідає обробці товстостінних деталей. Режими деформуючого протягування, при яких (фп –hн)/фп = 1, є критичними для переходу однієї схеми деформування в іншу (рис. 15, крива 8).
На рис. 19 наведені залежності (фп –hн)/фп(рис. 19, а) і контактного тиску (рис. 19, б) від товщини стінки оброблюваної деталі. Видно, що контактний тиск, що відповідає переходу однієї схеми деформування в іншу, відповідає дійсній напрузі в шийці розірваного зразка армко-заліза. Таким чином, враховувати скривлення стінок деталі перед інструментом, тобто кут (рис. 17), необхідно при контактних тисках менших Sk.
Рис. 19. Залежність відносної висоти напливу (а) і контактного тиску (б) від товщини стінки оброблюваної деталі
Отримані результати надають право використовувати залежність рис. 9 для розрахунку накопиченої деформації поверхневого шару при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки, застосовуючи при необхідності корекцію кута б.
Однак у цьому випадку, внаслідок значної частки пружної деформації в загальній пружно-пластичній деформації деталі, замість пластичної деформації зручніше використовувати фактичну довжину контакту, значення якої наведені в літературі.
Залежності накопиченої деформації від h/lк мають характер, аналогічний залежностям, наведеним на рис. 9, і можуть бути описані залежностями:
Для перевірки отриманих результатів і визначення граничних умов застосування розробленої методики було проведене порівняння розрахункових значень глибини зміцненого шару з реальними значеннями, отриманими виміром мікротвердості поверхневого шару деталей з кінцевою товщиною стінки з різних матеріалів, оброблених по різних режимах.
На рис. 20 наведені залежності глибини зміцненого поверхневого шару від відносного сумарного натягу. Пунктиром показане розрахункове значення глибини зміцненого шару. З рисунків видно, що глибина зміцненого шару при a/d = 0,0029 й a/d = 0,0057 досягає розрахункових значень не відразу, а при певному значенні відносного сумарного натягу.
При обробці з відносним натягом а/d = 0,0029 глибина деформованого шару наближається до розрахункового при Уа/d = 0,05 (рис. 20, а). При відносному натягу Уа/d = 0,0057 –при Уа/d = 0,1 (рис. 20, б). При відносному натягу Уа/d0 = 0,014 навіть при Уа/d = 0,1 глибина деформованого шару істотно відрізняється від розрахункової (рис. 20, в). Причиною тому, очевидно, є вплив шорсткості оброблюваної поверхні. На перших циклах деформування деталей з кінцевою товщиною стінки пластична деформація в значній мірі може локалізовуватися в об’ємі мікронерівностей і базова модель у цьому випадку не працює.
Рис. 20. Залежність глибини зміцненого шару від відносного сумарного натягу: а) a/d = 0,0029 (а = 0,1 мм); б) a/d = 0,0057 (а = 0,2 мм); в) a/d = = 0,0114 (а = 0,4 мм)
+ армко-залізо; сталь 20; ■ сталь 45; ▲ У8; Л62
Для того, щоб вона працювала, необхідне істотне зниження висоти мікронерівностей відносно максимальної глибини зміцненого шару hmax і поширення зони пластичної деформації в шар оброблюваного металу, що лежить під ними.
На перших циклах деформування контакт інструмента з оброблюваною поверхнею відбувається по вершинах мікронерівностей й у цей період глибина деформованого шару істотно менше розрахункової. Далі, у міру зминання мікронерівностей, пластична область виходить за межі обсягу мікронерівностей і під контактною поверхнею формується зона локальног1о пластичного деформування. При цьому фактична глибина деформованого шару наближається до розрахункового. Для визначення граничних умов застосування розробленої розрахункової моделі необхідно провести аналіз залежності співвідношення Rа/hmax від технологічних режимів процесу при обробці заготовок із різних матеріалів. Як показано вище, при відомих умовах тертя існує однозначний зв'язок між hmax і довжиною контакту lк. Оскільки lк з достатньою точністю визначається або експериментально, або за довідниковими даними, то, аналізуючи дану залежність, замість Rа/hmax зручніше користуватися відношенням Ra/lк.
На рис. 21 представлена залежність Ra/lк від відносного сумарного натягу Уa/d.
Рис. 21. Залежність відносної шорсткості від відносного сумарного натягу
Як видно з рис. 20, 21, глибина зміцненого шару досягає розрахункової максимальної величини при відносній шорсткості Ra/lк*10=0,1. При обробці деталей з відносним натягом = 0,014 (а = 0,4 мм) за 9–циклів обробки шорсткість обробленої поверхні істотно вище цього значення. Виходячи з викладеного, можна зробити висновок, що розрахункове значення глибини деформованого шару є граничним значенням, що може бути отримано реальною обробкою.
Режими деформуючого протягування, що забезпечують одержання відносної шорсткості Ra/lк*10 = 0,1, що відповідає максимальному значенню глибини деформованого шару, можливо визначити за методикою, викладеною в розділі 3.
Як вказувалося вище, для ефективного формування шару деформаційного зміцнення перед деформуючим протягуванням з оброблюваної поверхні необхідно видалити дефектний шар. Для цієї мети можуть бути застосовані методи механічної обробки, наприклад, точіння або зенкерування.
На рис. 22 наведені залежності відносної глибини деформованого шару (h/l) від кількості циклів деформування при деформуючому протягуванні деталей з = 0,1; 0,2; 0,4 й 0,92 з відносними натягами = 0,0029; 0,0057; 0,0114. Вихідна шорсткість оброблюваної поверхні при цьому становила Rа 6,5 мкм, що може бути отримано вказаними методами обробки.
Рис. 22. Залежність відносної глибини деформованого шару від кількості циклів обробки
Як видно, чим більше t/d, тим швидше глибина деформованого шару наближається до розрахункового.
При обробці деталей з t/d= 0,1 для досягнення розрахункового значення знадобилося 24 циклів деформування, при t/d = 0,2–циклів, при t/d = 0,4–циклів, при t/d = 0,92 розрахункове значення досягається вже після першого циклу.
Останнє пояснюється тим, що товщина стінки в цьому випадку наближається до нескінченної й форма локальної зони деформування також відповідає цій схемі (рис. 16). При цьому контактний тиск відразу досягає максимально можливих значень, що веде до різкого зниження шорсткості обробленої поверхні.
На практиці число робочих елементів деформуючих протяжок рідко перевищує 7–. Такої кількості циклів обробки, як правило, достатньо для одержання необхідної точності й шорсткості обробленої поверхні.
Залежність відносної глибини деформованого шару від кількості циклів у цьому діапазоні носить лінійний характер (рис. 22) і її, з достатньою для інженерних розрахунків точністю, можна апроксимувати залежністю:
(6)
де, х –кут нахилу прямої залежності h/l від n.
Статистичною обробкою експериментальних даних отримана залежність tg х від відносної товщини стінки:
(7)
Виявлені закономірності дозволяють розраховувати глибину шару деформаційного зміцнення деталей, оброблених деформуючим протягуванням, у випадку попередньої механічної обробки зенкеруванням або розточуванням і визначати технологічні параметри процесу, які забезпечують необхідні глибину й мікротвердість поверхневого шару.
Перед розрахунком зазначених параметрів необхідно зробити аналіз технологічних режимів процесу деформуючого протягування на предмет необхідності корекції значень робочого куту інструменту й можливості використання розрахункової моделі (рис. 16). У випадку, коли Ra/lк * 10<0,1 глибину шару деформаційного зміцнення визначаємо по залежностях (5). У тому випадку, коли Ra/lк * 10>0,1 для визначення глибини деформаційного зміцнення використовуємо залежності 6, 7. Глибину шару деформаційного зміцнення визначаємо виходячи з положення, що розміри зони локального деформування в міру зниження шорсткості збільшуються зберігаючи геометричну подібність. При обробці багатоелементними протяжками визначення загальної накопиченої деформації необхідно виконувати відповідно принципу суперпозиції. Далі, використовуючи тарувальний графік, що зв'язує накопичену деформацію, інтенсивність напруг і твердість, визначаємо твердість пластично деформованого поверхневого шару. При великих пластичних деформаціях для визначення інтенсивності напруг необхідно використовувати криву зміцнення оброблюваного матеріалу.
Перевірка встановлених положень проводилася порівнянням параметрів шару деформаційного зміцнення й середнього контактного тиску, отриманих розрахунком за розробленою методикою, зі значеннями, отриманими експериментально. На рис. 23 наведені залежності твердості від глибини поверхневого шару деталей зі сталі 10 з отвором d= 35 мм, товщиною стінки t = 7 мм () натягом = 0,2 мм (= 0,057) після 1, 5 й 11 циклів деформування. Перед деформуючим протягуванням отвір деталей оброблявся розточуванням до Rz 20.
Як видно, на глибині, що перевищує 0,1 мм, розрахункові й експериментальні дані задовільно відповідають один одному. Відмінності на глибині менше 0,1 мм обумовлені технологічною спадковістю, а саме, зміцненням поверхневого шару внаслідок розточування перед деформуючим протягуванням.
Середній контактний тиск визначався для випадків протягування деталей зі сталі 20 й армко-заліза з отвором діаметром d= 35 мм зі стінкою товщиною t= 7 мм із натягом а = 0,1 мм. Розрахункові значення контактного тиску одержували використовуючи вираз для уn (формула 1). Результати наведені в таблиці 1.
Видно, що значення, отримані розрахунком й експериментом, задовільно відповідають один одному.
При розрахунку пластичності поверхневого шару отвору деталей з кінцевою товщиною стінки необхідно враховувати, що характер локальної зони деформування при обробці деталей з кінцевою й нескінченною товщиною стінок ідентичний. Відмінність полягає в тому, що при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки може виникнути необхідність коректування кута б (рис. 17) і величина max повинна визначатися з урахуванням цього фактора. Як указувалося вище, при деформуючому протягуванні, виконуваному з метою одержання якісної поверхні як правило використовують малі натяги (менше 0,2 мм).
У цьому випадку окружна деформація стінок деталі за рахунок збільшення діаметру отвору буде незначна й нею можна знехтувати. Таким чином, при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки для розрахунку використаного ресурсу пластичності з точністю, прийнятною для інженерних розрахунків, можна використати вираз (3).
У шостому розділі наведені результати промислового впровадження, виконаного на основі отриманих результатів.
Розроблено технологічний процес механічної обробки деталі корпус заглибного насоса “Азовець”(деталь 8КЕ.170.567), що містить операцію деформуючого протягування, на заводі “ПІВДЕНГІДРОМАШ”, м. Бердянськ.
Внаслідок того, що деталь 8КЕ.170.567 виготовляється з нержавіючої сталі Х18Н10Т, що має підвищену схильність до схоплювання із твердими сплавами групи ВК у процесах холодного пластичного деформування, необхідно було зробити вибір технологічного змащення, яке б забезпечило протікання процесу деформуючого протягування без схоплювання. Були проведені випробування зразків технологічних змащень виробництва Куйбишевської філії Всесоюзного НДІ по переробці нафти м. Новокуйбишевськ. На основі проведених досліджень обраний склад змащення, що має високі екрануючі властивості при обробці сталі Х18Н10Т. На дане змащення розроблені ТУ 38.301-4830-93 і налагоджене серійне виробництво на заводі “АЗМОЛ”, м. Бердянськ. Змащення одержало назву “ФОРМОЛ”.
При розробці операції деформуючого протягування на основі результатів, отриманих у розділі 3, зроблений розрахунок натягів на робочі елементи деформуючого протягування, що забезпечують одержання заданої шорсткості обробленої поверхні.
Для виконання операції деформуючого протягування розроблено конструкції деформуючих протяжок.
На основі результатів, отриманих у розділі 5, зроблений розрахунок твердості деформованого поверхневого шару. Значення, отримані розрахунком, задовільно збігаються з експериментальними даними.
На основі результатів, отриманих у розділі 5, зроблений розрахунок використаного ресурсу пластичності оброблюваної деталі.
Економічний ефект від впровадження розробок на Бердянському заводі “ПІВДЕНГІДРОМАШ”склав 75 тис. грн.
Прикладом практичного застосування отриманих результатів також є вдосконалення технологічного процесу виготовлення деталі “Опора”в умовах заводу “КИЇВТРАКТОРОДЕТАЛЬ”.
Для зниження трудомісткості виготовлення було запропоновано застосувати операцію деформуючого прошивання отвору деталі замість обробки різанням.
На основі результатів, отриманих у розділі 3, зроблений розрахунок натягів на робочі елементи деформуючої прошивки, що забезпечують одержання необхідної шорсткості. Розроблено конструкцію деформуючої прошивки для використання в умовах заводу.
Економічний ефект від впровадження розробок на заводі “Київтрактородеталь”склав 34 тис. грн.
Прикладом практичного застосування отриманих результатів також є вдосконалення технологічного процесу обробки деталей “Циліндр амортизатора”-2905318, “Труба”-3405025, “Циліндр”Б-3405026 в умовах заводу “Кам'янець-Подільськавтоагрегат”, м. Кам'янець-Подільський.
На основі результатів, отриманих у розділі 3, розраховані натяги на робочі елементи деформуючих протяжок, що забезпечують необхідну шорсткість. Розроблено конструкцію деформуючих протяжок для промислового використання в умовах заводу “Кам'янець-Подільськавтоагрегат”.
На основі результатів, отриманих у розділі 5, зроблений розрахунок твердості деформованого поверхневого шару. Значення, отримані розрахунком, задовільно збігаються з експериментальними даними.
Економічний ефект від впровадження розробок на заводі “Кам'янець-Подільськавтоагрегат”склав 95 тис. грн.
ОСНОВНІ РЕЗУЛЬТАТИ Й ВИСНОВКИ
У результаті виконаних експериментально-теоретичних досліджень вперше створені наукові основи технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцнення поверхневого шару при деформуючому протягуванні. У результаті вирішено науково-технічну задачу народногосподарського значення.
У роботі отримані наступні найбільш істотні теоретичні й практичні результати:
. На основі вивчення закономірностей формування мікрорельєфу оброблюваної поверхні, особливостей формування зони локального пластичного деформування і його НДС розроблені математичні моделі, що дозволяють управляти станом обробленої поверхні й поверхневого шару деталі по параметрах висоти мікронерівностей, деформаційного зміцнення й пластичності.
. Виявлено основні закономірності механіки зминання мікронерівностей при деформуючому протяганні з кількістю циклів деформування до 2-х. Встановлено, що середня нормальна контактна напруга на поверхні, що зминається, залишається постійною доти, поки пластична область досягне основи мікровиступу. Вперше розроблена математична модель, що дозволяє управляти висотою мікронерівностей при кількості циклів обробки до 2-х.
. На основі експериментальних досліджень встановлено, що при кількості циклів обробки більше 2-х висоту мікронерівностей обробленої поверхні визначають: контактний тиск в зоні взаємодії інструмента з оброблюваним виробом, робота тертя, фізико-механічні характеристики оброблюваного матеріалу, геометричні розміри оброблюваної деталі.
Вперше розроблена математична модель, що дозволяє управляти висотою мікронерівностей обробленої поверхні при кількості циклів обробки більше 2-х.
. Експериментально-теоретичними дослідженнями, виявлені закономірності деформованого стану й накопичення пластичної деформації в поверхневому шарі деталей з нескінченною товщиною стінки.
Встановлено, що в діапазоні застосовуваних на практиці робочих кутів інструменту до деякої глибини значення накопиченої деформації практично постійні, далі значення зменшуються.
Отримано математичну модель, що дозволяє робити вибір технологічних режимів деформуючого протягування виходячи з вимог до мікротвердості й глибини шару деформаційного зміцнення.
. Розроблено математичну модель напруженого стану зони локальної пластичної деформації деталей з нескінченною товщиною стінки, що дозволила виявити його особливості залежно від технологічних режимів. Встановлено, що при нелінійному законі розподілу інтенсивності напруг по глибині перед зоною контакту характер напруженого стану відповідає стиску в умовах плоскої деформації, у зоні контакту оброблюваний матеріал перебуває в умовах об'ємного стиску, від початку до кінця зони контакту коефіцієнт жорсткості напруженого стану, контактні нормальні й осьові напруги зменшуються.
. Розроблено математичну модель, що описують закономірності зміни використаного ресурсу пластичності в поверхневому шарі деталей з нескінченною товщиною стінки за умови нелінійного розподілу інтенсивності напруг по його глибині. Встановлено, що ріст використаного ресурсу пластичності має місце перед зоною контакту при відсутності контактних напруг. У контактній зоні його ріст практично не відбувається.
. Вперше встановлено, що при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки локальна пластична деформація перед зоною контакту має місце при контактному тиску менше критичного.
Вперше розроблена математична модель, яка враховує особливості обробки деталей з кінцевою товщиною стінки й що дозволяє управляти параметрами шару деформаційного зміцнення.
. Розроблені методики й алгоритми керування станом поверхні й поверхневого шару при деформуючому протягуванні деталей з нескінченною й кінцевою товщиною стінки.
. Отримані наукові результати використані при впровадженні процесу деформуючого протягування на заводах “ПІВДЕНГІДРОМАШ”, м. Бердянськ, “КИЇВТРАКТОРОДЕТАЛЬ”, м. Київ, “КАМ’ЯНЕЦЬ-ПОДІЛЬСКАВТОАГ-РЕГАТ”, м. Кам'янець-Подільський й одержати економічний ефект 205 тис. грн. за рахунок зниження трудомісткості й економії матеріалів.
СПИСОК ДРУКОВАНИХ ПРАЦЬ АВТОРА ПО ТЕМІ ДИСЕРТАЦІЇ
АНОТАЦІЯ
шЕЙКІН С. є. Наукові основи технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні. Дисертація на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук зі спеціальності 05.02.08 –Технологія машинобудування. –Національний технічний університет України “Київський політехнічний інститут”. Київ, 2007. –Рукопис.
У дисертації вирішена науково-технічна проблема, що полягає в розробці наукових основ технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні.
На підставі результатів, отриманих при дослідженні закономірностей деформування мікронерівностей, а також на основі аналізу впливу характеру НДС на технологічну спадщину й ступінь використання ресурсу пластичності при деформуючому протягуванні розроблено математичні моделі для визначення технологічних режимів процесу виходячи з вимог до висоти мікронерівностей, глибини, твердості й ресурсу залишкової пластичності шару деформаційного зміцнення. Розроблено математичні моделі, які враховують технологічну спадковість попередніх операцій механічної обробки й дозволяють визначати технологічні режими виходячи з вимог до параметрів поверхневого шару при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки.
Ключові слова: напружено-деформований стан, використаний ресурс пластичності, локальна пластична деформація, шорсткість, мікротвердість, накопичена деформація.
SUMMARY
SHEYKIN S. YE. Scientific bases of the technological direct of surface microrelief and surface layer hardening at the deforming broaching. Thesis on deriving of the doctor of technical science degree on a specialty 05.02.08 –Machine-building technology. – National Technical University of Ukraine “the Kiev Polytechnical Institute”. Kiev, 2007. –Manuscript.
The scientific and technical problem is solved in the thesis. It deals with the development of the scientific bases of the technological direct of the surface microrelief and surface layer hardening at the deforming broaching.
The deforming mechanism of microroughness and the influence of the stress-strain state character on the technological heredity and the used plasticity resource at the deforming broaching of the pieces with the infinite wall thickness is investigated. The mathematical models for the determination of the technological regimes of the process are created. They are created proceeding from the requirements of the depth, hardness and the used plasticity resource of the surface layer.
The mathematical models for determination of the depth, hardness and the used plasticity resource of the surface layer at the deforming broaching of finite wall thickness pieces takes into consideration the heredity of the previous operations of the mechanical machining.
The key words: the stress-strain state, the used plasticity resource, the local plasticity deformation, roughness, microhardness, stored deformation.
АННОТАЦИЯ
шЕЙКиН С. Е. Научные основы технологического управления микрорельефом поверхности и упрочнением поверхностного слоя при деформирующем протягивании. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук по специальности 05.02.08 –Технология машиностроения. –Национальный технический университет Украины “Киевский политехнический институт”. Киев, 2007. –Рукопись.
В диссертации решена научно-техническая проблема, которая заключается в разработке научных основ технологического управления микрорельефом поверхности и упрочнением поверхностного слоя при деформирующем протягивании.
Исследованиями смятия микронеровностей, выполненными на моделях в виде крешеров различных форм из различных материалов, выявлены закономерности деформирования микронеровностей при количестве циклов обработки до 2-х.
Анализом контактных явлений в зоне взаимодействия инструмента и обрабатываемого изделия выявлены основные факторы, определяющие формирование микрорельефа при обработке многоэлементными деформирующими протяжками. Определен критерий подобия, значения которого корелируют с величиной относительной шероховатости обработанной поверхности. Обработкой экспериментальных данных получена зависимость относительной высоты микронеровностей от значений критерия подобия.
На основе полученных результатов разработаны математические модели, которые могут быть использованы для расчетов технологических режимов деформирующего протягивания исходя из требований к высоте микронеровностей на этапе проектирования технологической операции.
Для получения математических моделей для расчета технологических режимов деформирующего протягивания деталей с бесконечной толщиной стенки исходя из технических требований к глубине и твердости слоя деформационного упрочнения, а также ресурсу использованной пластичности методом делительных сеток выполнено исследование деформированного состояния зоны локального пластического деформирования. Скорости установившегося течения рассчитывались с учетом деформаций линий обоих ортогональных семейств линий делительной сетки. Получена зависимость накопленной деформации от относительной глубины слоя деформационного упрочнения.
Напряженное состояние зоны локального пластического деформирования при обработке деталей с бесконечной толщиной стенки исследовали методом измерения твердости. Анализом экспериментальных данных установлено, что распределение интенсивности напряжений по глубине поверхностного слоя может быть описано полиномом третьей степени. Для исследования влияния технологических режимов на характер НДС применена расчетная схема, соответствующая вдавливанию жесткого штампа в пластически неоднородное полупространство с известным распределением интенсивности напряжений по глубине.
На основе результатов исследования влияния характера НДС на технологическое наследие и степень использования ресурса пластичности разработаны математические модели для определения технологических режимов процесса исходя из требований к глубине, твердости и ресурсу использованной пластичности поверхностного слоя при деформирующем протягивании деталей с бесконечной толщиной стенки.
Исследованием зоны контактного взаимодействия инструмента с обрабатываемой деталью установлено, что закономерности формирования очага локальной пластической деформации при обработке деталей с бесконечной и конечной толщинами стенки идентичны. Вследствие этого закономерности, установленные при обработке деталей с бесконечной толщиной стенки, могут быть применены для описания механики формирования поверхностного слоя при обработке деталей с конечной толщиной стенки. Разработаны математические модели, позволяющие производить расчет технологических режимов процесса исходя из требований к глубине, твердости и ресурсу использованной пластичности поверхностного слоя при деформирующем протягивании деталей с конечной толщиной стенки. Установлены граничные условия применения разработанных моделей. Получены эмпирические зависимости для расчета глубины слоя деформационного упрочнения для условий обработки за пределами, оговоренными граничными условиями и учитывающие технологическую наследственность предыдущих операций механической обработки.
Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние, использованный ресурс пластичности, локальная пластическая деформация, шероховатость, микротвердость, накопленная деформация.