Прогрессивные методы обработки глубоких отверстий

Я. Н. Отений, Н. Я. Смольников, Н. В. Ольштынский

ПРОГРЕССИВНЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ 4

8

7

1

3

2

5

6

9

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ВОЛГОГРАДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ КАМЫШИНСКИЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ (ФИЛИАЛ) ВОЛГОГРАДСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА

Я. Н. Отений, Н. Я. Смольников, Н. В. Ольштынский

ПРОГРЕССИВНЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ Монография

РПК «Политехник» Волгоград 2003

УДК 621.952.002.54 О-82 Рецензенты: заведующий кафедрой «Технология машиностроения и стандартизация» Волжского института строительства и технологий д. т. н., профессор В. А. Носенко, заведующий кафедрой «Технология машиностроения» Волгоградского государственного технического университета д. т. н., профессор Ю. Н. Полянчиков, заместитель технического директора ТК ОАО ВГТЗ В. П. Усов. Отений Я. Н., Смольников Н. Я., Ольштынский Н. В. Прогрессивные методы обработки глубоких отверстий: Монография / ВолгГТУ.– Волгоград, 2003. − 136 с. ISBN 5-230-04102-2 Рассматриваются вопросы обеспечения высокопроизводительной и качественной обработки глубоких отверстий наиболее прогрессивными методами, такими как вихревое резание и центробежное раскатывание. Приводятся теоретические и экспериментальные исследования с математическим моделированием, разработкой алгоритмов, программ и расчетов на ЭВМ с целью разработки современных прогрессивных схем обработки и инструментов. Предлагается алгоритм и блок-схема автоматизированного расчета рациональных параметров центробежного раскатника. Монография рассчитана на специалистов, конструкторов и технологов машиностроительных предприятий, проектирующих и эксплуатирующих инструменты для обработки глубоких отверстий, а также аспирантов и студентов машиностроительных специальностей. Илл. 70. Табл. 2. Библиогр.: 101 назв. Печатается по решению редакционно-издательского совета Волгоградского государственного технического университета ISBN 5-230-04102-2

© Я. Н. Отений, 2003 © Н. Я. Смольников 2003 © Н. В. Ольштынский 2003 © Волгоградский государственный технический университет, 2003

Научное издание

Ярослав Николаевич Отений, Николай Яковлевич Смольников, Николай Васильевич Ольштынский ПРОГРЕССИВНЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ Монография Редактирование, корректура и компьютерная верстка: Попова Л. В., Просондеев М. И. Темплан 2003 г. Поз. № 130 . Лицензия ИД № 04790 от 18 мая 2001 г. Подписано в печать 20. 07. 2004 г. Формат 60×84 1/16. Бумага потребительская. Гарнитура «Times» Уч.-изд. л. 8,5. Усл. авт. л. 8,31. Тираж 100 экз. Заказ Волгоградский государственный технический университет. 400131, Волгоград, пр. им. В. И. Ленина, 28. РПК «Политехник» Волгоградского государственного технического университета 400131, Волгоград, ул. Советская, 35. Отпечатано в муниципальном унитарном предприятии «Камышинская типография» Лицензия ИД № 05440 от 20 июля 2001 г. 493882, Волгоградская обл., г. Камышин, ул. Красная, 14.

ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ……………………………………………………………. ГЛАВА 1. ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ…………………………………………. 1.1. Методы обработки глубоких отверстий......................................... 1.2. Общие представления о производительности и качестве при обработке ППД……………………………………................................ 1.3. Обзор работ по усилию деформирования…….............................. 1.4. Шероховатость поверхности, обработанной ППД роликами и глубина упрочнения………………........................................................ ГЛАВА 2. ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМИРОВАНИЕМ РОЛИКАМИ…………………………………………………. 2.1. Бессепараторные инструменты для обработки ППД………….... 2.1.1. Ротационные инструменты сепараторного типа……………. 2.2. Центробежные раскатники…………………………….................. ГЛАВА 3. ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА И ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ……………………………………………………………….. 3.1. Особенности процесса резания………………………................... 3.2. Пути повышения производительности процесса резания............ 3.3. Особенности обработки, расчет параметров инструмента при вихревом растачивании………….......................................................... 3.4. Резцовые головки для обработки глубоких отверстий………..... ГЛАВА 4. ГЕОМЕТРИЯ КОНТАКТА ПРИ ПОВЕРХНОСТНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ДЕФОРМИРОВАНИИ………………. 4.1. Постановка задачи и общее решение нахождения геометрических параметров контактной зоны………………………….... ГЛАВА 5. ЦЕНТРОБЕЖНОЕ РАСКАТЫВАНИЕ………………. 5.1. Выбор и обоснование рациональной схемы компоновки центробежного раскатника……………....................................................... 5.2. Определение конструктивных параметров центробежного раскатника……………………………………….......................................... ГЛАВА 6. НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ В КОНТАКТНОЙ ЗОНЕ…………………………………………………………………… ГЛАВА 7. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОСВЯЗИ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДЕФОРМИРУЮЩИХ РОЛИКОВ, ГЕОМЕТРИИ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ, КОНТАКТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И КАЧЕСТВА ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ……………………………………………………………………

3 5 5 9 12 17 20 20 23 30 34 34 36 41 47 50 50 59 59 66 70

76

7.1. Влияющие факторы и диапазон их изменения.............................. 7.2. Влияние конструктивных параметров деформирующих роликов и глубины их внедрения на геометрию контактной зоны…….... 7.3. Зависимость глубины упрочнения от параметров деформирующего ролика и диаметра обрабатываемого отверстия………….. 7.4. Тепловые потоки и температура в зоне контакта при ППД……. ГЛАВА 8. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ РАСКАТНИКОВ.............................................. 8.1. Описание экспериментальной установки для исследования геометрии контактной зоны и усилия деформирования…………..... 8.2. Экспериментальное определение площади контактной зоны…. 8.3. Условия испытаний центробежного раскатника..................................... 8.4. Результаты экспериментальных исследований…................................... 8.4.1. Задачи и особенности проводимых исследований…………..... 8.4.2. Зависимости глубины внедрения ролика и максимального напряжения в контакте от усилия деформирования…………............ 8.4.3. Зависимость шероховатости поверхности от величины оборотов центробежного раскатника…..................................................... 8.4.4. Зависимость глубины упрочнения от частоты вращения центробежного раскатника…………………............................................... 8.4.5. Зависимости площади контакта от усилия деформирования и глубины внедрения ролика……............................................................ ГЛАВА 9. ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМИРОВАНИЕМ……........ 9.1. Особенности работы инструментов для обработки ППД роликами……………………………………………....................................... 9.2. Инструменты, обеспечивающие стабильность обработки отверстий…………………………………………...................................... 9.2.1. Обоснование оптимальной формы опорного конуса в многороликовых ротационных инструментах для обработки деталей ППД……………………........................................................................... 9.3. Констуктивные особенности инструмента для центробежного раскатывания……………………………................................................ 9.4. Разработка блок-схемы автоматизированного расчета оптимальных параметров центробежного раскатника………………….... СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ……………………………………….......

76 77 85 90 97 97 100 101 105 105 106 108 109 111 113 113 116 116 119 122 126

ДЛЯ ЗАМЕТОК

ДЛЯ ЗАМЕТОК

ДЛЯ ЗАМЕТОК ВВЕДЕНИЕ Многие наиболее распространенные детали, применяемые в машинах и механизмах различного назначения, содержат отверстия. Несмотря на достаточно хорошо разработанную технологию обработки отверстий, вопросы, касающиеся обеспечения качества обработки при высокой производительности, еще до конца не решены. В значительной степени это относится к обработке глубоких отверстий. По мере всестороннего развития и интенсификации машиностроительного производства номенклатура деталей с глубокими отверстиями увеличивается. Они применяются буквально во всех отраслях промышленности: сельскохозяйственном машиностроении, горнодобывающей и газовой отраслях производства, цветной и черной металлургии, судостроении и др. Это производство многих деталей экскаваторов, цилиндры прессов, трубы буровых установок, ряд деталей оборудования атомных электростанций, цилиндры гидравлических и пневматических устройств. Трудности обработки возрастают с увеличением длины отверстия. Поэтому для достижения требуемой точности и получения заданного качества поверхностного слоя обработку производят за несколько проходов, что снижает производительность. На сложность процесса обработки указывает тот факт, что более, чем 10 развитых стран (США, Германия и др.) создали специальную ассоциацию «Boring and Trepanning Associating» (ВТА), владеющую монополией в области разработки, изготовления и освоения производств специального оборудования, оснастки и технологии для обработки глубоких отверстий. Деятельность ВТА подтверждает целесообразность ее создания и указывает на широкий рынок сбыта продукции. Публикации по вопросам обработки глубоких отверстий, как в отечественной, так и в зарубежной литературе, сравнительно малочисленны и, в основном, представлены в периодических изданиях и монографиях. По-

верхности глубоких отверстий, особенно имеющих большие диаметры (свыше 120 мм), как правило, не подвергаются закалке, а их качество обеспечивается в процессе механической обработки. Формирование качества поверхностного слоя в основном осуществляется на финишных операциях. Одним из таких высокоэкономичных методов обработки является поверхностное пластическое деформирование (ППД) роликами. По данному виду обработки получено большое количество как теоретических, так и экспериментальных результатов исследований. Это позволяет во многих случаях обоснованно назначать режимы обработки и производить выбор конструктивных параметров деформирующего инструмента. Тем не менее, в виду особенности процесса ППД и большого количества факторов, влияющих на качество поверхности, существуют сложности выбора их оптимального сочетания, а в ряде случаев имеются противоречивые сведения. В данной работе для решения вопросов обеспечения производительности обработки и качества поверхности отверстий произведен анализ взаимосвязи технологических факторов, геометрических параметров деформирующих роликов и качества поверхностного слоя при ППД. Выявлены факторы, влияющие на результаты обработки и определяющие их, что позволило предложить обоснованные рекомендации по выбору рациональных конструктивных параметров обрабатывающего инструмента и режимов обработки. Процессу ППД роликами неизбежно предшествует предварительная, в том числе и чистовая обработка резанием. Поэтому в работе рассмотрены также вопросы повышения производительности и совершенствования инструмента при обработке отверстий резанием. Основными направлениями совершенствования металлорежущего инструмента являются: его рациональный выбор, определение конструктивных геометрических параметров режущей части, количество режущих элементов одновременно участвующих в резании, соблюдение условий заточки и доводки поверхностей, выбор наиболее выгодного режима ре-

зания с учетом физико-механических свойств обрабатываемого материала. Производительность обработки резанием при обработке глубоких отверстий на черновых операциях можно достичь увеличением подачи, скорости и глубины резания. Однако назначение повышенных скоростей резания вызывает интенсивный износ режущего лезвия, а увеличение глубины резания и подачи приводит к преждевременной поломке инструмента в силу их недостаточной прочности. Так как в ближайшее время создание новых инструментальных материалов, имеющих повышенную износостойкость и прочность маловероятно, то необходимо применять другие методы повышения производительности. К ним относится выбор новых или применение известных схем резания для технологических операций, где они ранее не применялись. Одним из таких методов является вихревое нарезание резьбы или некоторые методы внутреннего и наружного протягивания, а также ротационное точение вращающимися резцами. Эти методы с успехом могут быть применены для высокопроизводительной механической обработки глубоких отверстий.

В монографии приводятся результаты работ по технологическому обеспечению качества поверхностного слоя и повышению производительности при обработке глубоких отверстий резанием и поверхностным пластическим деформированием. Для повышения производительности, качества обработки, надежности и долговечности инструмента рассмотрен и обоснован перспективный метод обработки отверстий центробежным раскатыванием, а также метод вихревого точения наружных и внутренних цилиндрических поверхностей. Предложены конструктивные усовершенствования применяемых в производстве инструментов. Авторы с благодарностью примут критические замечания и пожелания, которые будут учтены при

дальнейшей работе по совершенствованию технологии и оснастки для обработки глубоких отверстий. ГЛАВА 1 ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ 1.1. МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ

Глубокими считаются отверстия, для которых отношение диаметра к его длине больше десяти. Отсюда вытекают особенности их обработки − недостаточная жесткость применяемого инструмента и высокая склонность к упругим деформациям под воздействием усилия обработки. С увеличением длины отверстия трудности обеспечения высокой производительности, требуемого и стабильного качества резко возрастают. Как следствие из всех цилиндрических поверхностей деталей различного назначения, применяемых в машиностроении, наиболее трудоемкими и сложными в обработке являются глубокие отверстия. Выбор того или иного метода обработки отверстия зависит от его размеров и точности, свойств материала заготовки, требований к качеству поверхностного слоя и производительности. При черновых операциях преимущественно используют токарную обработку сверлами, зенкерами, развертками, резцовыми головками, а при чистовых операциях − тонкое растачивание, абразивную обработку − внутреннее шлифование и хонингование. Для повышения качества поверхностного слоя широко применяются методы ППД: выглаживание, обкатывание роликами, дорнование. Для обеспечения требований по качеству, точности и достижению заданной шероховатости поверхности необходимо наличие в технологии как черновой, так и чистовой обработки. На черновых операциях применяются токарно-винторезные, обдирочно-бесцентрово-шлифовальные станки, при этом используется инструмент и оснастка, учитывающие особенности обработки отверстий. При черновой обработке возникают нежелательные явления, такие как вибрации, появляющиеся в связи с тем, что инструмент в процессе обработки подвергается большим крутящим и изгибающим моментам, увеличивается податливость технологической системы, возникают трудности подвода смазывающе-охлаждающей жидкости (СОЖ), затруднено удаление стружки из зоны резания, невозможность непосредственного визуального контроля над процессом обработки и др.

Применение люнетов, поддерживающих борштангу и обрабатываемый инструмент, значительно снижает производительность из-за большого вспомогательного времени, связанного с необходимостью их установки, переустановки и подготовкой установочных поверхностей. Повышение производительности и приведение равнодействующей сил резания, действующих на нежесткую заготовку, к нулю можно достичь применением многорезцовых головок, которые оснащены несколькими режущими элементами, расположенными равномерно по окружности вокруг обрабатываемой поверхно-

сти. Резцы могут быть настроенными на заданный размер, или с возможностью перемещения в радиальном направлении, причем либо жестко друг относительно друга, либо автономно. На рис. 1.1 представлена конструкция плавающей двухрезцовой головки, имеющей возможность радиального смещения вследствие радиального биения заготовки.

Рис. 1.1. Плавающая двухрезцовая расточная головка: 1 – оправка, 2 – направляющая шпонка, 3 – плавающий резец, 4 – штифт, 5 – пружина, 6 – шарик

Настройка на размер в такой головке обеспечивается перемещением режущих элементов относительно друг друга в радиальном направлении, в том случае, когда он является сборным или заточкой, когда резец является цельным. Поскольку плавающий блок резцов обладает большой жесткостью, то обеспечиваемая точность размеров может находиться в пределах 7...9 квалитета. Однако подобные резцовые головки относятся к инструментам без определенности базирования. Это означает, что под действием различных факторов, таких как неточность настройки каждого из резцов, различной степени их износа, неоднородности материала детали и припуска на обработку, на заготовку действует равнодействующая сил резания отличная от нуля и имеющая неопреде-

ленное направление, что приводит к дополнительным погрешностям и вибрациям. В этом отношении обработка отверстий с подвижными шпонками, установленными на борштанге соответствующим образом более предпочтительна, т. к. результирующее усилие резания имеет направление между опорными направляющими шпонками, установленными на корпусе инструмента. В качестве чистовой обработки для обеспечения низкой шероховатости (Ra = 0,12...0,63 мкм) может применяться различная абразивная обработка или поверхностное пластическое деформирование. Обработка длинных отверстий шлифованием возможна только уравновешенным инструментом. Суммарная составляющая радиальных сил, действующих на инструмент, в этом случае должна быть равна нулю. К такому виду обработки относится хонингование. Несмотря на то, что хонингование является одним из точных методов обработки, позволяет достичь низкой шероховатости, тем не менее по производительности уступает другим методам, в том числе и тонкому растачиванию, а обработка малоуглеродистых незакаленных сталей при хонинговании приводит к быстрому засаливанию абразивных шлифовальных кругов, что требует частой правки и вызывает повышенный расход абразивного материала. Шероховатость поверхности, получаемая при шлифовании, достигает значений Rа = 0,32…0,63мкм. С повышением требований к получаемой шероховатости снижается производительность в связи с уменьшением продольной подачи, а применение мелкозернистых абразивных инструментов ведет к их более интенсивному засаливанию. Когда необходимо получить более низкую шероховатость, применяют дополнительную абразивную обработку мелкозернистыми абразивными кругами, лепестковыми кругами или полированием войлочными кругами с нанесением на них полировальных паст. Недостаток процесса – низкая стойкость кругов и, связанные с этим, частые остановки обо-

рудования для их замены, нестабильное качество поверхности, плохие санитарные условия труда, шаржирование абразива в поверхность детали. Общим недостатком абразивной обработки является эффект шаржирования инородных абразивных частиц в обрабатываемую поверхность, особенно при обработке мягких материалов (низкоуглеродистые стали, медь, алюминий и его сплавы), а также неблагоприятные санитарные условия труда станочников. В качестве чистовой обработки, взамен абразивной наиболее перспективным является применение метода ППД. В процессе обработки происходит интенсивное выглаживание поверхностных неровностей заготовки и сопровождающееся значительным упрочнением поверхностных слоев (повышением микротвердости, созданием благоприятных сжимающих напряжений), исключается шаржирование инородных абразивных и других частиц в поверхность детали, отсутствуют прижоги, становится возможным образование частично или полностью регулярных микрорельефов [2, 6, 36, 48, 52, 69, 90]. При обработке отверстий с нежесткими стенками для уменьшения усилия, воспринимаемого заготовкой, рекомендуют применять деформирующие элементы, дающие первоначальный точечный контакт (алмазные выглаживатели и шариковые обкатники) [8, 25, 35, 54 ], а для увеличения производительности многороликовые обкатники со стержневыми цилиндрическими и коническими роликами или роликами сильно вытянутой бочкообразной формы [2, 6, 36, 41, 88, 90, 101]. Однако ППД относится не к размерной, а к отделочноупрочняющей обработке без снятия припуска металла. Поэтому для достижения заданного качества поверхностного слоя и, если необходимо, точных размеров детали ему должен предшествовать один из видов размерной обработки резанием.

На рис. 1.2 показана сравнительная стоимость различных методов обработки деталей и достигаемая при этом шероховатость [6]. Притирка Хонингование Полирование

100

Сравнительная стоимость обработки

90

Тонкое шлифование Обкатывание

80 70 60

Шлифование

50

Обтачивание

Тонкое обтачивание

40 30 20 10 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10 11 12 13 14 15 16

Высота микронеровностей, мкм

Рис. 1.2. Сравнительная стоимость различных методов чистовой обработки и достигаемой при этом шероховатости поверхности (по данным фирмы «Hegenscheide»)

Как следует из представленной диаграммы с увеличением точности и достижения более низкой шероховатости стоимость обработки резко увеличивается. Наименьшая стоимость соответствует обработке раскатыванием и растачиванием. Одновременно с этим достигается и высокая производительность, а шероховатость при раскатывании соизмерима с шероховатостью достигаемой при суперфинишировании. «…Идеальной, с точки зрения достижения требуемой точности обрабатываемых деталей, была бы такая система станок–приспособление–инструмент–деталь (СПИД), пройдя которую заготовка сразу за один проход получила бы требуемую точность, т. е. превратилась бы в готовую деталь» [36].

Этого можно достичь совмещением резания и холодного пластического деформирования с использованием особенностей и достоинств той и другой схемы обработки. «Совмещение различных способов – одно из основных направлений совершенствования металлообработки как в отношении сокращения цикла обработки и повышения производительности труда, так и повышения качества обрабатываемых деталей» [36]. Убедительно подтверждают эти положения и работы, проведенные в НПО «НИИтракторсельхозмаш» [4]. Таким образом, совмещенная обработка резанием и ППД роликами позволяет решить вопрос обеспечения высокой производительности при заданном качестве и низкой себестоимости обработки, однако при этом существуют проблемы выбора соотношений геометрических параметров раскатников, режущих и деформирующих элементов, а также согласования параметров обработки двух принципиально отличающихся друг от друга методов. При совмещении обработки резанием и ППД общая стоимость обработки на 40 % меньше, чем при применении чистовых методов абразивной обработки: хонинговании, притирке и доводке. 1.2. ОБЩИЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ О ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ И КАЧЕСТВЕ ПРИ ОБРАБОТКЕ ППД

В настоящее время поверхностное пластическое деформирование (ППД) нашло широкое применение в машиностроении при изготовлении деталей выполненных из стали, чугуна, а также цветных металлов. Основным назначением ППД является повышение качества поверхностного слоя.

К настоящему времени в области исследования ППД роликами накоплен значительный теоретический и экспериментальный материал, в котором рассматривается влияние конструктивно-технологических параметров и факторов на производительность и качество обработанной поверхности. В результате этого установлено, что качество поверхностей деталей зависит от большого количества технологических факто-

ров обработки, конструктивных параметров деформирующих элементов и размеров деталей. Основными факторами и параметрами обработки являются: подача, число проходов, геометрия и размеры деформирующих роликов, углы установки роликов относительно обрабатываемой детали (угол внедрения и угол самозатягивания), усилие деформирования, исходная шероховатость, твердость материала и некоторые другие величины. Характерно, что скорость деформирования в достаточно широких пределах практически не оказывает влияния на качество поверхностного слоя. Это следует рассматривать как возможность повышения производительности обработки. Роль смазки тоже незначительна, а ее применение необходимо для предотвращения перегрева инструмента. Точность обработки в основном зависит от точности предшествующей обработки резанием и исходной шероховатости. Изменение размера детали равно примерно удвоенной разности высоты исходной шероховатости и шероховатости, достигнутой в процессе пластического деформирования. Следовательно, ее можно учесть заранее расчетным методом при разработке технологического процесса.

Наличие большого количества величин, влияющих на качество поверхностного слоя, затрудняет выбор рационального сочетания их значений. Для систематизации и наглядного представления взаимосвязи конструктивно-технологических параметров обработки и показателей качества при ППД составлена схема (рис. 1.3). Влияние одних параметров на другие определяется на ней только по направлению стрелок, соединяющих соответствующие величины. Стрелки, поставленные на отрезках в противоположных направлениях, указывают на взаимнооднозначное соответствие между величинами, а точки на пересечениях отрезков означают, что в этих местах можно переходить с одного отрезка на другой. Буквой М обозначена малоизученная взаимосвязь или сведения отсутствуют. Из представленной схемы следует также, что значительное число как технологических, так и конструктив-

ных параметров взаимосвязаны между собой, причем они, а также исходные характеристики поверхности, определяют и физико-механические явления, протекающие в зоне контакта. В конечном итоге это определяет эксплуатационные показатели деталей машин. В свою очередь, физикомеханические процессы (распределение напряжений и деформаций в зоне обработки, проскальзывание, распределение температур) при ППД, а также их взаимосвязь с показателями качества, слабо изучены, а по некоторым из них сведения отсутствуют. При выборе и назначении конструктивно-технологических параметров обработки существуют значительные затруднения, связанные с тем, что на окончательные результаты формирования качества поверхностного слоя влияет большое количество различных независимых и взаимосвязанных между собой аргументов. Как правило, любой показатель качества поверхности есть функция многих независимых переменных: уi = f(Pу,Sо,rпр,Dо,dр,rр(lк), hm, α,ω, HB, Rисх)

где Pу – усилие деформирования; Sо – подача; rпр – профильный радиус ролика; Dо – диаметр детали; dр – начальный диаметр ролика; ,rр(lк) – изменение радиуса ролика по длине контакта; hm – максимальная глубина внедрения ролика в поверхность детали; α, ω – углы внедрения и самозатягивания; HB – твердость обрабатываемого материала; Rисх – исходная шероховатость поверхности от предшествующей обработки.

Технологические параметры

Конструктивные параметры ролика и размеры детали

ro Rg rp

S hм Pyp V

Исходное состояние поверхности

σy, σв Rисх

α γ

Геометрия контакта Sk Lk Snk Vk hk

zk

Физико-механические явления Vnp

ε

σ

M

θ

М Показатели качества поверхности tyn σост HB микроструктура Ra

износостойкость

Д

Рис. 1.3. Схема взаимосвязи между конструктивно-технологическими параметрами и факторами обработки, физико-механическими явлениями в зоне контакта и показателями качества при обработке ППД роликами

Теоретические исследования процесса поверхностного пластического деформирования, как правило, осуществляются на основе разработки и анализа математических моделей, описывающих геометрические параметры, напряженнодеформированное состояние в контактной зоне и выявления их влияния на показатели качества поверхностного слоя, а также на технические показатели оборудования и обрабатывающего инструмента. Эти исследования связаны с определенными трудностями, так как качество поверхностного слоя при обработке деталей формируется в результате сложных взаимосвязанных процессов, происходящих в очаге деформирования и приле-

гающих к нему зонах упругих и пластических деформаций, изменения прочностных и пластических свойств деформируемого металла, трения и тепловых процессов, протекающих в зоне контакта, изменения макро- и микроструктуры поверхностного слоя, микрогеометрии самой поверхности и других явлений. 1.3. ОБЗОР РАБОТ ПО УСИЛИЮ ДЕФОРМИРОВАНИЯ

Установлено, что сила, действующая на обрабатываемую поверхность со стороны деформирующего элемента, в наибольшей степени влияет на показатели качества детали. Поэтому определение функциональной связи между силой, приложенной к деформирующему элементу и показателями качества поверхности, является одной из основных задач исследований в области обработки ППД. Для определения усилия деформирования различными авторами предлагается ряд аналитических зависимостей. В связи с тем, что при обработке ППД роликами в области контакта возникают сложные физикомеханические процессы, для которых трудно найти точные оценки, то в большинстве случаев прибегают к экспериментальным исследованиям. В результате этого в настоящее время накоплен обширный фактический материал, позволяющий в каждом отдельном случае обоснованно выбирать и назначать рациональные режимы обработки, обеспечивающие требуемое качество и производительность. Однако единство подходов в решении задач отсутствует. Характерным при этом является то, что каждый из авторов при исследовании предлагает и использует свои собственные разработки применительно к частным рассматриваемым вопросам. В частности, Д. Д. Папшев предложил формулу для расчета среднего напряжения, радиального усилия и площади контакта при обкатывании шаром [65]: (1.1) p = PН / Fk ;

8 Rd ⋅ R p ⋅ R Fk = ⋅ 3 Rd ± R p

1 ⎡ ⎤ ⋅ ⎢ (h + W ) ⋅ W + W + ⋅ W ⋅ h ⎥, 4 ⎣ ⎦

где Рн – радиальное усилие деформирования; Fк – площадь контакта; R – радиус профиля ролика; Rd – радиус детали; Rp – радиус шарика; W – упругая местная деформация; h – величина обжатия l. Пластические деформации в контакте возникают по достижении определенного значения угла внедрения φ = φу. При φ < φу связь между радиусом контактной площадки r и силой внедрения сферического деформирующего элемента РH в плоскую поверхность тела описывается уравнением Герца: 2

⎛3 ⎞3 r = ⎜ ⋅ PÍ ⋅ R ⋅ θ ⎟ , ⎝4 ⎠

где θ

=

1 − v12 1 − v 22 − E1 E2

(1.2)

– упругая постоянная; Е1, Е2, ν1, ν2 –

соответственно модули упругости и коэффициенты Пуассона деформирующего элемента и обрабатываемого металла. Имея в виду, что величина среднего давления q = P , а π ⋅r2

степень деформации sin φ = r / R, где R – остаточный отпечаток после снятия нагрузки. Можно установить связь между этими параметрами для внедрения стальными шарами в сталь: P . (1.3) q= 2 π ⋅r

Следовательно, среднее давление при упругом внедрении изменяется прямо пропорционально sin φ [3]. Зависимость между диаметром отпечатка d и нагрузкой РН на шар при его внедрении в упругой и пластической областях описывается также уравнением Мейера:

P = a⋅dn,

(1.4)

где а и n – константы пластичности. Вышеприведенные формулы справедливы для условий деформирования без учета трения, когда контактирующие тела изотропны и подчиняются закону Гука, площадь контакта мала и нагрузки приложены перпендикулярно к обрабатываемой поверхности. Рассматриваемые процессы реально протекают в более сложных условиях, поэтому приведенные формулы имеют ограниченное применение. Несмотря на это, они показывают основные силовые зависимости при ППД. Существенным недостатком при обработке шариками является низкая производительность. На возможность использования формул, связывающих силу и деформацию при статическом вдавливании деформирующего элемента, для случая движения последнего по поверхности детали указывает В. М. Браславский. В работе [10] говорится, что ширина и кривизна сечения, образованные при движении инструмента, практически совпадают с шириной и кривизной восстановленного отпечатка. При обкатывании деталей роликом формула для определения усилия деформирования имеет вид P = 1,475 HB

1,1

2 ⎞⎟⎤ b ⎡ 1 1 b ⎛⎜ 2 ⋅ ⎢ + + + ⎥ a ⎢ r Rd a ⎜⎝ D p Dд ⎟⎠⎥ ⎣ ⎦

0 ,3

⋅ μ 2,3 ⋅ sin 2,3 ϕ a

,

(1.5)

где Dр, r – диаметр и радиус профиля ролика; Dд , Rd – диаметр и радиус кривизны обрабатываемой детали; φа – угол внедрения ролика в плоскости подачи; b и а – полуоси эллипса контактной зоны. Значение угла внедрения φа предполагается устанавливать для сталей с твердостью по шкале Бринелля НВ 140 равным 2° 30', а для более твердых сталей указывает на необходимость постепенного увеличения угла внедрения до φа = 3° при НВ до 400 единиц.

Глубокие исследования в рассматриваемом направлении выполнены В. М. Торбило и А. С. Донсковым [83]. За основу решения берутся положения теории упругости, где упругие характеристики материала принимаются изменяющимися в зависимости от степени деформации. При этом используется сложная система уравнений, решаемая методом последовательных приближений. При определении усилия деформирования необходимо иметь экспериментальные зависимости σi = Φ (ε), где σi и ε – обобщенные напряжения и деформации, которые не всегда известны для определенных сталей. Поэтому в работах [5, 55] предлагаются методы расчета напряжений на основании учета твердости металла HV. При этом связь усилия деформирования с параметрами качества обработанной ППД поверхности осуществляется двумя путями. В первом случае предусматривается подстановка в расчетное значение формулы глубины внедрения h, относительная величина которой ε = h / R ( R – радиус отпечатка) определяет степень упрочнения и снижение шероховатости. Второй путь предполагает непосредственную связь между шероховатостью обработанной ППД поверхностности и усилием деформирования. В некоторых работах предлагается назначать режимы пластического деформирования на основе безразмерного давления q=

P , Fk ⋅ HV

( 1.6)

где Fk – площадь пятна контакта; НV – твердость по Викерсу. Кроме того, предлагается назначать режимы ППД, пользуясь параметром В: B = q ⋅ N m,

где

N=

aK – ⋅i S

( 1.7)

число циклов нагружения поверхности; ак –

ширина пятна контакта; S – оборотная подача; i – число проходов. Однако, рассмотренная методика расчета обладает громоздкостью [49'].

В работах Н. Н. Жасимова делается попытка определения законов распределения давлений, деформаций и напряжений по определенной форме и размерам поверхности контакта. При решении используется метод переменных параметров упругости без учета изменения формы пятна контакта в результате подачи и перекрытия следов деформирующего элемента [37, 38, 39, 40]. Отличительной особенностью работы О. С. Черненко [94] является решение контактной задачи при ППД, устанавливающей связь между силой, приложенной к инструменту, средним давлением и деформацией в зоне контакта. Это решение выполнено на основании аналитического определения соотношения между силами, действующими на переднюю (упругопластическую) и заднюю (упругую) зоны контактной площади. Сила внедрения деформирующего элемента различной формы с учетом размеров заготовки имеет вид P = 0,5 ⋅ (1 − e) ⋅ F ⋅ q ,

( 1.8)

где F – площадь проекции лунки контакта на плоскость; q – среднее давление в пластической зоне контакта; е = Ру / Рн. Кудрявцевым И. В. предложено выражение для назначения усилия деформирования в зависимости от диаметра обрабатываемого вала [53]: 2

P = 50 +

DB1 , 6

( 1.9)

где DB1 – диаметр обрабатываемого вала. Проскуряков Ю. Г. в качестве расчётной формулы предлагает использовать зависимость [58]: P=

DB1 ⋅ q 2 , ⎛D ⎞ 0,12 ⋅ E ⋅ ⎜ B1 + 1⎟ ⎝ d ⎠

( 1.10)

где d – диаметр ролика; q – среднее давление, Е – модуль упругости, а величина q принималась равной q = (1,8 − 2,1) ⋅ σ T .

Следующая зависимость по определению усилия предложена Азаревичем Г. М. и Бернштейном Г. Ш.[2]: P = P0 ⋅ kα 0 ⋅ k R z ⋅ k S ⋅ kσ ⋅ kd ⋅ k D ,

(1.11)

где kα 0 – коэффициент, учитывающий влияние заднего угла деформирования; kRz – коэффициент, учитывающий исходные неровности; kS – коэффициент, учитывающий подачу; kσ – коэффициент, учитывающий твердость материала; kd – коэффициент, учитывающий диаметр ролика; kD – коэффициент, учитывающий диаметр обрабатываемой детали. В работе [10] Браславский В. М. предлагает использовать (1.12) формулу P = 4 ⋅ m ⋅ Dшn−2 ⋅ (sin ϕ )n−2 ⋅ sin ϕ a ⋅ b0 ⋅ r 2 , a0

где Dш – диаметр шарика; φ – средний угол вдавливания ролика; φa – угол вдавливания ролика; m, n – постоянные, характеризующие свойства обрабатываемого материала; r – радиус ролика. Ниже приведены зависимости полученные Алексеевым П. Г. и Шнейдером Ю. С. [5,6, 90]: P=

(

Rд ⋅ R p ⋅ Rпр 7,65 ⋅ hH ⋅ σ T ⋅ ⋅ (Δh + ε ) + 1 + μ ⋅ tgϕ m Rд ± R p

(Δh + ε ) ⋅ ε ),

(1.13)

где Rд – радиус детали; Rp – радиус ролика; Rпр – радиус профиля ролика; μ – коэффициент Пуассона; ∆h – величина обжатия; σТ – предел текучести; hH – коэффициент, учитывающий наклёп; ε – местная упругая деформация и P = FK ⋅ q , 4 S FK = 2 ⋅ ⋅ i 3 Rисх

3

2 ⎡ S 2 ⋅ (i − 1) ⎤ 2 d ш ⋅ ∑ ⎢(Rисх − R ) − i ⎥ , dш i =2 ⎣ ⎦ n/2

(1.14)

где Fк – площадь поверхности контакта; q – среднее давление; Si – шаг исходных неровностей; dш – диаметр шарика; n – постоянная, характеризующая свойства обрабатываемого материала. Rисх, R- исходная и достигнутая в результате ППД шероховатости. Одним из авторов данной работы, в которой в результате теоретических исследований геометрических соот-

ношений контактной зоны при обработке роликами произвольных размеров, конфигурации и положения относительно детали в зависимости от конструктивно-технологических параметров обработки в качестве обобщающего параметра предлагается принять объем контактной зоны [52]. Кроме того, в работе приводятся теоретические исследования пластического течения металла в очаге деформации, в результате которых получена зависимость напряженного состояния в зоне контакта через перемещения точек деформируемой поверхности: σн =

σт m

m

⋅ ε yn ⋅ (1 + 1,4 ⋅ ε y0, 6 + C y ) ,

(1.15)

где εу – относительная деформация точек поверхности детали, m – вычисляется по формуле m = ln

σT , σB

(1.16)

где σТ – предел текучести; σВ – предел прочности, Су – коэффициент упругого восстановления (Су = 0,3... 0,45). 1.4. ШЕРОХОВАТОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ ОБРАБОТАННОЙ ППД РОЛИКАМИ И ГЛУБИНА УПРОЧНЕНИЯ

Для определения высоты микронеровностей, полученной после обработки ППД, рядом авторов получены зависимости, связывающие величину подачи, радиус кривизны ролика, начальную высоту неровности, удельное давление, профильный радиус ролика, упругую деформацию. Так, например, Папшевым Д. Д. [54] предложена зависимость для определения высоты микронеровности после поверхностного деформирования: RZ =

S 02 ⎛ k − 1 ⎞ ⋅ ⎜1 − ⎟ ⋅ kξ ⋅ k p . k ⎠ 8⋅ R ⎝

(1.17)

k, kζ, kp - экспериментально определяемые коэффициенты

В формуле Меньшакова В. И. учитывается начальная высота неровностей и физико-механические свойства обрабатываемого материала:

⎛ P RZ = RZ 0 ⋅ ⎜⎜1 − K C ⋅ K M ⋅ lg λ ⋅ β ⋅ Fk ⎝

⎞, ⎟⎟ ⎠

(1.18)

где Rzо – начальная высота неровностей, КМ – коэффициент, учитывающий физико-механические свойства обрабатываемого материала; β – коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала; Fk – площадь контакта, которая рассчитывается по формуле Fk = 2,7 ⋅

Rd ⋅ Rпр ⋅ R Rd + R

(

⋅ Δh + ε +

(Δh + ε ) ⋅ ε ) ,

(1.19)

где Rd– радиус обрабатываемой детали; Rпр – профильный радиус ролика; ε – величина упругой деформации; ∆h – полная деформация в зоне контакта. В расчётной формуле, предлагаемой Браславским В. М. [10], величина Rz связана с величиной подачи и кривизной деформирующего элемента: RZ = Rпр −

4 ⋅ Rпр2 − S 02 2

,

(1.20)

где Rz – высота неровностей по 10 точкам; Rпр – радиус кривизны профиля ролика; S0 – подача. Более сложная связь установлена Барацем Я. И.: RZ = RZ 0 ⋅ (1 − K c ⋅ (104 − σ T )) ⋅ lg

P,

λ

(1.21)

где Rzо – начальная высота неровностей, Кс – коэффициент, зависящий от способа обработки, λ – коэффициент, зависящий от характера распределения напряжений в очаге деформации, σТ – предел текучести, Р – нагрузка. Одним из главных показателей качества поверхностного слоя достигаемого в процессе ППД является глубина упрочненного слоя. Решение задачи определения глубины распространения пластической деформации в тело детали было осуществлено Хейфецем С. Г. Им предложена зависимость, связывающая глубину упрочнения, усилие деформирования и предел текучести материала [85]

hy =

P , 2 ⋅σТ

(1.22)

где P – усилие деформирования; σТ – предел текучести обрабатываемого материала. Эллиптическая поверхность контакта в данном случае принимается в виде равновеликого круга. Однако, как показали дальнейшие экспериментальные исследования, фактическая глубина распространения пластической деформации оказалась меньше расчетной, причем, чем больше размеры ролика и детали, тем больше отклонения (до 50 %). В этой связи Кудрявцевым И. В. была предложена модифицированная зависимость формулы (1.22), учитывающая влияние на глубину упрочнения размеров детали и ролика [41] hy =

1

ω

⋅

P , где ω = 1 + 0,07 ⋅ R , пр 2 ⋅σТ

(1.23)

где ω – коэффициент, учитывающий влияние размеров инструмента и детали; Rпр – приведенные радиусы кривизны ролика и детали в месте контакта. Папшев Д. Д. показал, что толщина наклёпанного слоя зависит от площади контакта деформирующего элемента с обрабатываемой деталью [54]. Δ = k ⋅ Fк ,

(1.24)

где k – коэффициент, зависящий от размеров и материала детали; Fк – площадь контакта; ∆ – толщина наклёпанного слоя. В исследованиях Ярославцева В. М. приводится следующая формула [102]: hy ≥

23,6 ⋅ σ T ⋅ R p E

, R = R1 ⋅ R2 , p R1 + R2

(1.25)

где R1 , R2 – радиусы сопряжённых цилиндров; E – модуль упругости. Дрозд М. С., Фёдоров А. В., Сидякин Ю. И. для расчёта толщины наклёпанного слоя предлагают использовать зависимость [36] (1.26) h у = 2,8 ⋅ Dпр ⋅ h ,

где Dпр – приведенный диаметр. Величины Dпр и h рассчитываются по формулам: 1 ⎛ 0,338 ⎞ ⋅ ⎜ ⎟ A ⎝ α ⎠ P h= H ⋅π ⋅ D

Dпр =

3

,

(1.27)

где H – пластическая твёрдость или контактный модуль упрочения образца; P – усилие; Таким образом, на основе анализа литературных источников можно сделать вывод, что основными факторами, от которых зависит качество поверхностного слоя, являются усилие деформирования и площадь контакта. Большое разнообразие формул, предложенных различными авторами, позволяет провести глубокий анализ и осмысление физики процесса обработки ППД. Однако приведенные выше зависимости отражают частные особенности рассматриваемых процессов и включают экспериментальные коэффициенты, подлежащие определению при изменении условий деформирования. Кроме того, усилие деформирования в рассмотренных методиках определяется применительно к деформирующим элементам, имеющим форму тора и шара, в то время как не менее распространенным является конический ролик, при обработке которым образуется каплевидный контакт. Возможны и другие типы роликов, поверхность которых образуется вращением произвольной выпуклой кривой. Это не позволяет производить углубленный анализ полученных результатов и их сравнение на основе единой методики. Решение данной проблемы возможно за счет создания универсальной математической модели определения геометрических параметров контактной зоны для всех типоразмеров роликов и размеров детали с последующим определением взаимосвязи геометрии контакта с распределенным напряженным состоянием.

Шероховатость поверхности зависит от усилия деформирования профильного радиуса и подачи инструмента. Имеющийся в литературе материал достаточен для обоснованного назначения значений перечисленных факторов, влияющих на шероховатость. Таким образом, дальнейшее изучение поставленного вопроса определения взаимосвязи конструктивнотехнологических параметров с показателями качества при обработке деталей ППД деформирующими роликами произвольной формы представляется необходимым и актуальным.

ГЛАВА 2 ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМИРОВАНИЕМ РОЛИКАМИ 2.1. БЕССЕПАРАТОРНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ППД

Широкое применение в промышленности методов ППД привело к созданию многочисленных конструкций инструмента и схем обработки. Выбор рациональной схемы обработки и оптимальной конструкции инструмента определяет технико-экономические показатели процесса и зависит от различных факторов, важнейшими из которых являются: тип производства, жесткость технологической системы, размеры и конструкция обрабатываемой детали, точность её изготовления, силовые характеристики, качество поверхности, производительность и другие факторы [43]. Конструктивно инструменты для обработки ППД можно разделить на две группы: инструменты бессепараторного и сепараторного типов. Особенностью инструмента бессепараторного типа является то, что деформирующие ролики устанавливаются на подшипники качения. Для создания усилия деформирования, деформирующие ролики нагружаются в радиальном направлении к обрабатываемой поверхности. По характеру нагружения деформирующих элементов инструменты подразделяются на: механические с упругим контактом – пружинные, пневматические, гидравлические и комбинированные; с жестким контактом, настраиваемые строго на определённый размер [10, 51, 90]. Недостатком этих конструкций инструмента является расположение деформирующих роликов на подшипниках качения. Поскольку диаметры роликов должны быть больше

наружного диаметра подшипников, на которые они установлены, то их диаметральные размеры возрастают, следовательно, увеличиваются размеры контактной зоны, что снижает технологические и деформирующие возможности. Этот инструмент, кроме того, не может применяться для обработки глухих отверстий. Для уменьшения размеров контактной зоны и необходимого усилия деформирования при обеспечении равнозначного качества поверхностного слоя применяют установку деформирующих роликов на опорные катки. К одному из таких инструментов относится роликовая раскатная головка конструкции Могилевского завода Строймашина, показанная на рис. 2.1 [98]. 1

2

3

4

5

6 12

7

11 8

9 10

Рис. 2.1. Жесткая роликовая раскатная головка для обработки отверстий диаметром от 200 до 360 мм: 1 – ролик; 2 – шарикоподшипник; 3 – ось; 4 – опорный шарик; 5 – опора; 6 – диаметральная ползушка; 7 – корпус головки; 8 – регулировочный винт; 9 – болт; 10 – хвостовик; 11 – планка; 12 – шайба удерживающая

Головка состоит из роликов 1, шарикоподшипников 2, осей 3, опорных шариков 4, установленных на опорах 5, диаметральных ползушек 6, корпуса головки 7, регулировочных винтов 8, болтов 9, хвостовика 10, планок 11 и удерживающих шайб 12. Корпус головки 7 крепится к хвостовику 10 болтами 9. В пазах корпуса размещены две диаметрально расположенные ползушки 6, в которых на осях 3 установлены шарикоподшипники 2, служащие опорой для роликов 1. Осевая нагрузка на ролик воспринимается шариком 4 и опорой 5. С противоположной стороны ролики удерживаются шайбами 12. Планки 11 исключают возможность выпадения ползушек 6 из пазов корпуса. Регулировка диаметрального размера головки осуществляется винтом 8. Характерной особенностью рассмотренного инструмента является то, что в процессе обработки, если не учитывать контактные деформации ролика и его опор, диаметр инструмента остается постоянным и не имеет возможности поднастройки на действительный размер. Настройка на фиксированный требуемый размер осуществляется один раз перед началом обработки партии деталей. Это является недостатком, т. к. при изменении размеров в партии деталей, поступивших на обработку, глубина внедрения ролика в обрабатываемую поверхность будет меняться. На изменение усилия деформирования будет также оказывать влияние и первоначальная точность настройки диаметра описываемой роликами окружности. Глубина внедрения роликов в поверхность детали оказывается соизмеримой с допуском на размер обрабатываемого отверстия. Все это не обеспечивает стабильность процесса, так как с изменением действительного размера детали изменяется существенно и усилие деформирования. На рис. 2.2 показана двухроликовая упругая головка для обработки глубоких отверстий [98], состоящая из корпуса 1, рычагов 2, роликов 3, сухарей 4, клина 5, пружины 6, гаек 7 и 8. Необходимое усилие деформирования при ППД обеспечивается винтовой пружиной 6, а его регулирование произво-

дится гайкой 7. Ролики 3 расположены в рычагах 2 на игольчатых подшипниках. Для восприятия осевых нагрузок с обоих торцов каждого деформирующего ролика установлены упорные шарикоподшипники. Усилие от пружины 6 к роликам 3 передаётся через клин 5 и сухари 4. Натяг между роликами и обрабатываемым отверстием устанавливается гайками 8. В момент входа инструмента в обрабатываемое отверстие пружина 6 сжимается, создавая на роликах требуемое усилие деформирования. Головка устанавливается на борштангу расточного станка хвостовиком 1. 6

5

4

3

2

1

7

8

Рис. 2.2. Двухроликовая упругая раскатная головка: 1 – корпус; 2 – рычаг; 3 – ролик; 4 – сухарь; 5 – клин; 6 – пружина; 7, 8 – гайки

Описанные выше конструкции относятся к раскатникам для ППД отверстий с механической системой нагружения деформирующих элементов. Применение пружины увеличивает податливость инструмента, но, тем не менее, полностью не обеспечивает стабильность процесса обработки в связи с тем, что смещение пружины пропорционально её усилию сжатия, поэтому будет меняться одновременно величина натяга роликов. Для устранения вышеназванных недостатков применяют пневматический и гидравлический приводы для нагружения деформирующих элементов. На рис. 2.3 показана одна из конструкций раскатной головки с гидравлическим нагружением деформирующих роликов [98]. Головка имеет три деформирующих ролика 1, расположенных на рычагах 2, которые шарнирно закреплены в корпусе 3. Нагружение рычагов передаётся от поршня 4,

расположенного в корпусе 3. Привод имеет насос 5. Пружина 6 является компенсатором и позволяет поддерживать в гидроприводе постоянное давление рабочей жидкости и компенсирует некоторые её утечки. 2 1

2

3

1

3 4 4

6

5

Рис. 2.3. Трехроликовая раскатная головка с гидравлическим нагружением роликов: 1 – деформирующий элемент; 2 – рычаг; 3 – корпус; 4 – поршень; 5 – насос; 6 – пружина

Рассмотренная конструкция раскатной головки с гидравлическим приводом стабилизирует усилие на деформирующих элементах, однако обладает громоздкостью, сложностью и ненадежностью в эксплуатации. Следует также иметь в виду, что для уплотнений в гидравлических и пневматических устройствах применяются манжеты, при трении которых по поверхности цилиндра теряется до 30 % от усилия развиваемого штоком. При страгивании с места или при изменении направления перемещения штока усилие резко изменяется, что также не обеспечивает стабильности процесса. Кроме того, деформирующие элементы головки установлены на подшипниках качения, что ведёт к увеличению их диаметральных размеров и большим по площади контактным зонам деформации, что также снижает технологические возможности инструмента и качество обработанной поверхности. 2.1.1. РОТАЦИОННЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ СЕПАРАТОРНОГО ТИПА

Ротационные инструменты сепараторного типа выполняются по схеме планетарного обкатывания. Планетарное обкатывание осуществляется инструментом, деформирующие элементы которого под действием вращающейся детали

или оправки совершают сложное движение: вращение вокруг собственной оси и планетарное движение вокруг оси детали. Для создания самоподачи и ориентации относительно обрабатываемой поверхности деформирующие ролики располагаются в гнёздах сепаратора таким образом, что их оси составляют с осью инструмента угол 0,5°…2° в зависимости от назначаемой подачи. Это позволяет устранить осевое усилие при раскатывании [98]. С противоположной от поверхности детали стороны ролики контактируют с опорным конусом, величина конусности которого обеспечивает необходимый задний угол и возможность настройки роликов на требуемую величину натяга. Широкое применение получили многороликовые, жёсткие дифференциальные раскатники для обработки отверстий диаметров 25…250 мм. Наибольшее распространение, как в России, так и за рубежом получили инструменты отечественного производства, а также фирм “Медисон” “Паркер” и другие [98]. Широкое распространение указанных инструментов связано с простотой их конструкции. На рис. 2.4 показан жесткий дифференциальный раскатник НИИ тракторостроения [98], состоящий из деформирующих роликов 1, опорного конуса 2, оправки 3, упорного подшипника 4, штифта 5, сепаратора 6. Ролики 1, находясь в процессе раскатывания внедренными в обрабатываемую поверхность на величину 0,05…0,3 мм, катятся по обрабатываемой детали, опираясь на конус 2, воспринимающий реактивное усилие. Не имея принудительной оси вращения, деформирующие ролики фиксируются в требуемом положении относительно детали поверхностями пазов сепаратора 3 по форме и размерам, совпадающим с формой и размерами деформирующих роликов. Необходимый задний угол деформирующих роликов определяется соотношением конусности роликов 1 и опорного конуса 2. При этом диаметральный размер регулируется в пределах нескольких десятых миллиметра перемещением сепаратора 3 с деформирующими роликами 1 вдоль опорного конуса 2. Поло-

жение упорного подшипника 4, соответствующее заданному диаметру обработки, фиксируется гайкой 5. 1

2

5 3

4

6 Рис. 2.4. Жесткий дифференциальный раскатник: 1 – ролик; 2 – опорный конус; 3 – оправка; 4 – упорный подшипник; 5 – штифт; 6 – сепаратор

Более совершенными по сравнению с вышеописанными инструментами являются сепараторные копирующие раскатники пониженной жёсткости. При изменении размеров отверстия заготовки по длине, погрешности геометрической формы (конусности, овальности и др.), биения детали и инструмента, величина натяга в процессе ППД изменяется. Преднамеренно созданная увеличенная податливость опорных элементов, на которые опираются деформирующие ролики, позволяет автоматически варьировать усилие деформирования, воздействующее на ролики. Поэтому при раскатывании деталей, точность которых не выше 3…5 класса, рекомендуется применять копирующие инструменты, конструкция которых отличается поджимом деформирующих роликов к обрабатываемой поверхности с помощью упругих элементов. На рис. 2.5 показан копирующий раскатник для обработки отверстий НИИТракторосельхозмаша, состоящий из оправки 1, сепаратора 2, деформирующих роликов 3, опорного конуса 4, упорного подшипника 5, пружины 6 и гайки 7. При раскатыва-

нии деформирующими роликами 3 детали 8 усилие раскатывания, действующее на каждый ролик остаётся близким к постоянному, так как опорный конус 4 за счёт пружины 6 имеет возможность перемещаться в осевом направлении, изменяя в свою очередь диаметральный размер окружности, описываемой роликами, а, следовательно, сохраняет величину натяга. Копирующие инструменты обеспечивают получение качественной поверхности, но не исправляют погрешности её размеров. 3

4

2

5

6

1

7

8

Рис. 2.5. Копирующий раскатник для обработки отверстий: 1 – оправка; 2 – сепаратор; 3 – деформирующий ролик; 4 – опорный конус; 5 – упорный подшипник; 6 – пружина; 7 – гайка; 8 – обрабатываемая деталь

Сепараторные многороликовые раскатники как жесткого типа, так и копирующие, имеют преимущества, позволяющие использовать ролики малого диаметра (10…20 мм) и тем самым существенно снизить необходимые усилия деформирования. Кроме того, ролики создают удлиненный контакт, чем обеспечивается возможность увеличения подачи и снижения волнистости. Одним из возможных решений повышения долговечности инструмента в целом является более равномерное распределение напряжений в контактных зонах между деформирующими роликами, опорным конусом и обрабатываемой деталью. В частности этого можно добиться применением конструкции раскатника представленной на рис. 2.6.

14

12

4

11

5

13

9

2

10

1

3 6

15

8

7

Рис. 2.6. Раскатник постоянного усилия с двумя опорными катками: 1 – оправка; 2,3 – опорные конусы; 4 – деформирующий ролик; 5 – сепаратор; 6 –заглушка; 7 – пружина; 8 – пластина; 9 – палец; 10 – толкатель; 11 – шпонка; 12 – подпятник; 13 – втулка; 14 – крышка; 15 – винт

Деформирующие ролики 4 опираются в процессе обработки на два опорных конуса 3 и 2 при помощи специально предусмотренных конических поверхностей, а усилие деформирования, действующее со стороны обрабатываемой детали, воздействует на среднюю часть роликов. За счет этого происходит перераспределение нагрузки по разным участкам роликов. Постоянное усилие деформирования создается устройством (на чертеже не показанном) расположенным на противоположном от инструмента конце борштанги. В качестве такого устройства может быть пневмо- или гидроцилиндр, применение пружины или груза и т. п. Постоянное усилие прикладывается к штоку 10 и через палец 9 передается опорному конусу 2. При смещении опорного конуса под воздействием приложенного осевого усилия влево ролики 4 перемещаются в радиальном направлении. Если конусность заднего конуса будет отличаться от конусности переднего конуса, то этим самым можно изменять задний угол внедрения ролика. Пружина 7 предназначена для возврата конуса 2 в исходное положение после снятия нагрузки в конце обработки.

Известен другой раскатник (а. с. СССР № 403540) с опорным конусом, имеющим обратную конусность, в котором осевое перемещение сепаратора с роликами в рабочее положение осуществляется пружиной, воздействующей на сепаратор в направлении к большому основанию опорного конуса и упора, установленного на станке. Вывод роликов из контакта с обрабатываемой поверхностью осуществляется при упоре упорного подшипника раскатника в торец обрабатываемой детали и продольном перемещении опорного конуса относительно сепаратора до момента фиксации штока с сепаратором с помощью шариков. После чего раскатник выводят из обрабатываемого отверстия. Известный раскатник имеет сложную конструкцию механизма ввода и вывода, состоящую из большого количества точных деталей, предназначенных для осевого перемещения сепаратора с роликами при вводе и выводе раскатника из обрабатываемого отверстия. Цель изобретения – упрощение конструкции механизма ввода и вывода раскатника из обрабатываемого отверстия и повышение качества обрабатываемой поверхности. Указанная цель достигается тем, что механизм ввода и вывода выполнен в виде угольника, одна сторона которого, предназначенная для закрепления на суппорте станка, связана с оправкой, а другая соединена с введенной в устройство скобой, установленной на задней бабке станка. На рис. 2.7. изображено предлагаемое устройство.

Рис. 2.7. Устройство для обработки отверстий пластическим деформированием: 1 – оправка; 2 – опорный конус; 3 – сепаратор; 4 – деформирующие ролики; 5 – гайка с фланцем; 6 – гайка; 7 – пружина; 8 – вертикальная полка; 9 – угольник; 10 – горизонтальная полка; 11 – скоба; 12 – разбрызгиватель СОЖ

На оправке 1 устройства, закрепленного в задней бабке токарного станка, установлен опорный конус 2, имеющий обратную конусность, с которым взаимодействуют расположенные в сепараторе 3 деформирующие ролики 4. Между гайкой с фланцем 5, соединенной с сепаратором 3, и гайкой 6, установленной на оправке 1, расположена пружина 7. Фланец 5 гайки упирается в вертикальную полку 8 угольника 9, закрепленного на суппорте станка, а горизонтальная полка 10 угольника 9 соединена со скобой 11, установленной на задней бабке. Расстояние между правым и левым выступами скобы 11 обеспечивает перемещение суппорта относительно задней бабки на расстояние, равное длине рабочей части опорного конуса 2. С левого торца устройства расположен разбрызгиватель 12 для подачи СОЖ в зону обработки. При продольном перемещении суппорта токарного станка влево вместе с ним перемещается гайка с фланцем 5, постоянно поджимаемая к вертикальной полке 8 угольника 9 пружиной 7; гайка с фланцем 5 перемещается до тех пор, пока выступ горизонтальной полки 10 угольника 9

не коснется скобы 11. После чего устройство подводят вместе с задней бабкой станка к обрабатываемой детали и деформирующие ролики 4 своей заборной частью входят в обрабатываемое отверстие. Под действием усилия подачи, и преодолевая усилие пружины 7, сепаратор 3 перемещается относительно конуса 2 вправо до тех пор, пока диаметр описываемой роликами окружности не достигает величины натяга, при этом между гайкой с фланцем 5 и вертикальной полкой 8 угольника 9 образуется зазор. После этого происходит обработка отверстия. Через отверстие в оправке и разбрызгиватель 12 в зону обработки подается СОЖ. В конце рабочего хода суппорта сообщается перемещение, обратное первоначальному, при этом вертикальная полка 8 угольника 9 за гайку с фланцем 5 перемещает сепаратор 3 с роликами 4 к меньшему диаметру опорного конуса до тех пор, пока горизонтальная полка 10 угольника 9 своим выступом не упрется в правую часть скобы 11 (на чертеже показано пунктиром). Устройство свободно выводится из отверстия. Предлагаемый раскатник проще по конструкции и более надежен в работе, в результате чего увеличивается срок его службы, а также уменьшаются затраты на его изготовление, ремонт и эксплуатацию. На рис 2.8. представлено устройство по авторскому свидетельству № 6700427, предназначенное для обработки отверстий с неравномерным припуском, содержащее раскатник постоянного усилия. Деформирующие ролики раскатника 3 расположены в сепараторе 4 и взаимодействуют с опорным конусом 2, имеющим обратную конусность. На сепаратор 2 с целью создания постоянного усилия, действующего на ролики и обрабатываемую поверхность, через шток воздействует усилие груза, расположенного на г-образном рычаге. Только применение груза для создания усилия деформирования позволяет обеспечить его постоянное значение, так как, например, применение пружины создает переменное усилие пропорциональное ее деформации. Приведенная конструкция

раскатного устройства была успешно внедрена в объединении Каргормаш при обработке отверстий гидроцилиндров, использующихся в шахтных гидростойках. Ее внедрение позволило повысить долговечность инструмента в 2,4 раза, при увеличении производительности в 1,8 раза и одновременном стабильном качестве обработанной поверхности.

Рис. 2.8. Устройство для раскатывания глубоких гидроцилиндров с постоянным усилием деформирования (а. с. СССР № 6700427): 1 – оправка; 2 – опорный конус; 3 – ролик; 4 – сепаратор; 5 – рычаг; 6 – груз; 7 – толкатель; 8 – палец; 9 – втулка; 10 – ограничитель; 11 – упор; 12 – основание; 13 – захват

Одним из методов повышения производительности является совмещение операций. Процессу раскатывания, как правило, предшествует чистовая обработка растачиванием. При совмещении растачивания и раскатывания возникает проблема не допустить проникновение стружки в зону обработки поверхностным пластическим деформированием. Одно из решений возможно на основе применения конструкции комбинированного инструмента по а. с. №780971 (рис. 2.9). Недостат-

ком конструкций с применением многорезцовых расточных головок является необходимость предварительной настройки резцов на требуемый размер, причем каждый из резцов равнорасположенных по окружности отверстия настраивается на размер независимо от других. Это ведет к снижению точности и производительности обработки. Повышение точности и производительности достигается тем, что резцовая головка выполнена в виде набора круглых резцов и установлена на оправке совместно с раскатником посредством упорных подшипников. Недостатком указанной конструкции является возникновение больших усилий резания. В этой связи в производство была внедрена конструкция с одним разрезным режущим резцом, контактирующим с предварительно обработанной поверхностью резцовой головкой, установленной впереди круглого резца. Роль круглого резца предназначена для тонкой зачистки предварительно обработанной резанием поверхности с целью снижения шероховатости и предотвращения попадания стружки в зону деформирования роликами.

Рис. 2.9. Комбинированный раскатник (а. с. СССР № 780971): 1 – оправка; 2 – подшипник; 3 – оправка; 4 – резец круглый; 5 – направляющее кольцо; 6 – конус оправки; 7 – ролик; 8 – крышка

2.2. ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ РАСКАТНИКИ

Всем вышерассмотренным конструкциям в той или иной степени свойственны недостатки: раскатывающие головки не универсальны, предназначены для обработки одного размера детали; конструкции сепаратора сложны и трудоёмки в изготовлении; в местах контакта рабочей поверхности деформирующих роликов со стенками сухарей или гнёзд сепараторов возникает значительное трение скольжения, что вызывает повышенный износ конструктивных элементов инструмента; в области упругого контакта между роликами и опорным конусом действуют большие контактные напряжения, приводящие к быстрому выходу из строя деформирующих роликов и опорного конуса. За счёт установки роликов под углом самозатягивания площадь упругого контакта с опорным конусом резко уменьшается, при одновременном значительном увеличении контактных напряжений. Более предпочтительными по сравнению с рассмотренными выглядят центробежные раскатывающие инструменты, усилие деформирования которых обеспечивается за счет центробежных сил, возникающих при вращении инструмента. Одними из таких инструментов являются центробежные шариковые раскатники с 6 5 применением рабочего 4 7 агента – воздуха, для создания дополнительного 3 усилия деформирования, действующего на шарики 2 [108]. 1 На рис. 2.10 представлен центробежный раскатник Могилевского машиностроительного ин8 ститута, предназначенный для раскатывания труб Рис. 2.10. Центробежный раскатник для обработки труб гидроцилиндров: 1 – корпус; 2 – диск; 3 – винт; 4 – кольцо; 5 – гнездо; 6 – деформирующий шар; 7 – лопатка; 8 – обрабатываемая деталь

гидроцилиндров. Раскатник состоит из корпуса 1, соединенного с диском 2 винтами 3. Обращенные навстречу друг к другу торцы корпуса 1 и диска 2 образуют камеру расширения, в которой установлено кольцо 4, в котором с внешней стороны выполнены сферические гнезда 5 для размещения деформирующих элементов – шаров 6. С внутренней стороны кольцо имеет лопатки 7. При работе сжатый воздух поступает в камеру расширения, где воздействует на лопатки 7, приводит во вращение кольцо 4 с размещенным в его гнездах 5 деформирующих элементов – шаров 6, обеспечивая ППД поверхности отверстия детали 8. Как видно из описания, рассмотренная выше конструкция обладает существенными недостатками. Для достижения необходимого усилия воздействия деформирующих элементов на обрабатываемую поверхность 8, развиваемого центробежными силами, необходима окружная скорость 25…50 м/с, при которой в процессе пластического деформирования, как полагает ряд авторов [10, 65] резко повышается температура, как на поверхности обрабатываемого материала, так и на деформирующих элементах. Для создания высоких скоростей вращения необходимо специальное оборудование и технологическая оснастка. Центробежный раскатник иной конструкции, применяемый в настоящее время на Московском автомобильном заводе им. Лихачева и Горьковском автомобильным заводе состоит из (рис 2.11) механического привода, включающего электродвигатель 1, шкивы 2 и 3. Шарики свободно размещаются в радиально расположенных пазах, которые по высоте смещены относительно друг друга на 0,001 м. Выпадение шариков предотвращается развальцованными краями отверстия, выполненными таким образом, что шарики выступают из корпуса не более чем на 0,5 мм. При обработке угловая скорость инерционного раскатника достигает 50 сек.-1, при которой развивается центробежная сила в пределах 140...150 Н на шарик. При помощи ременной передачи осуществляется вращение шпинделя 4 шариковой головки, на которой закреплен с по-

мощью болта 6 сменный корпус 5 шариковой головки с тремя шариками 7. В описанных выше инерционных раскатниках применяются шары, что не позволяет осуществлять выбор их параметров, формы и размеров для достижения требуемого качества при ППД. Кроме того, как показывает опыт и приведенные выше цифры, усилия деформирования, получаемые за счет центробежных сил, в рассмотренных конструкциях недостаточны для обеспечения высокого качества получаемой поверхности и заданной величины упрочненного слоя. Следовательно, технологические возможности рассмотренных шариковых инструментов ограничены. Современный инструмент для обработки отверстий ППД роликами имеет достаточно большую номенклатуру и делится на сепараторные и бессепараторные, ротационные, жесткие, упругого действия, центробежные. Из перечисленных центробежный инструмент более предпочтителен для обеспечения высокой производительности при заданном качестве и стабильности процесса обработки. Однако, как показывает предварительный анализ, применение центробежного раскатывания позволяет осуществить не только чистовую, но и упрочняюще-чистовую обработку, а также заданную по форме и размерам контактную зону. При этом обеспечивается конструктивная простота и технологичность изготовления инструмента. Тем не менее, для решения вопросов создания оптимальной конструкции инструмента необходимы теоретические и экспериментальные исследования, которые в настоящее время отсутствуют.

50Н

55 236

1 N210

2

48Сз

550

3

46Н 4

Dш 250

42

1,5

5

77

7

6

Do

Рис. 2.11. Многошариковый центробежный раскатник упругого действия со сменными шариковыми головками и приводом вращения: 1 – электродвигатель; 2, 3 – шкивы; 4 – шпиндель; 5 – сменный корпус; 6 – болт; 7 – шарик

ГЛАВА 3 ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА И ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ 3.1. ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ

Резание металлов – очень сложный процесс, часто протекающий при высоких скоростях, температурах и давлениях, действующих на резец. Снимаемый слой металла подвергается значительным упругопластическим деформациям в результате взаимодействия его с режущим лезвием инструмента. Это сопровождается структурными изменениями в поверхностном слое детали, распространяющимися на значительную глубину, течением и разрушением снимаемого слоя, трением, большой усадкой стружки, наростом на режущем инструменте и другими явлениями. С другой стороны, большие изменения претерпевает обработанная поверхность изделия и подповерхностный слой, где возникают остаточные напряжения различных знаков и интенсивности, а также наклеп, определяющие физико-механические и эксплуатационные свойства обработанной поверхности и, тем самым, ресурс изготовляемых деталей машин, надежность и безотказность работы. Попытки одностороннего объяснения чрезвычайно сложного процесса резания элементарными механическими схемами или на основе математической теории пластичности нельзя признать удачными. Здесь имеется еще достаточно нерешенного и неясного, хотя в последнее время получены многочисленные данные на основе теоретических расчетов. Однако грамотный технический анализ явлений на базе физики твердого тела поможет специалистам правильно ориентироваться в вопросах повышения производительности и обеспечения качества при резании. Основой процесса резания является представление о режущем клине, внедряющемся в обрабатываемую поверхность

под действием силы резания при одновременном наличии главного движения и движения подачи. Для обеспечения процесса резания необходимо, чтобы режущий клин обладал определенной геометрией, т. е. наличием переднего и заднего углов, угла в плане, угла наклона режущей кромки, достаточной твердостью инструментального материала, прочностью и другими параметрами. В процессе развития теории резания усилия многих ученых были направлены на то, чтобы обеспечить оптимальные соотношения между перечисленными выше параметрами, прочностью инструмента, производительностью обработки и качеством обработанной поверхности. Эта задача во многих случаях не может быть однозначно решена, так как улучшение одних параметров приводит к ухудшению других. Однако в настоящее время получены многочисленные результаты, приведенные в виде рекомендации в справочных и нормативных данных, по выбору инструментального материала, геометрических параметров режущего инструмента и режимов резания. Выбор конструктивных параметров резцовой головки (диаметр, количество зубьев и длина их режущих кромок в осевом направлении) максимально возможная производительность, предельно допустимая сила резания или мощность резания, а также шероховатость обработанной поверхности являются взаимосвязанными между собой величинами. На практике основной задачей, решаемой в процессе резания, является повышение производительности при обеспечении прочностных свойств режущего клина и качества поверхности детали. Эта задача может решаться различными методами. Одним из наиболее доступных и простых методов повышения производительности является правильный выбор инструментального материала, основное свойство которого заключается в соблюдении неравенства Ни >>Нд, указывающего, что твердость инструментального материала (Ни) должна быть во много раз больше твердости материала обрабаты-

ваемой детали (Нд). Это условие не всегда удается удовлетворить по двум основным причинам: • с дальнейшим повышением научно-технического прогресса появляются новые материалы, применяемые при изготовлении деталей машин, например, жаропрочные и другие, обладающие повышенной твердостью и механическими свойствами, в то время как создание новых сверхтвердых инструментальных материалов маловероятно; • с увеличением твердости инструментального материала возрастает его хрупкость, что ведет к вынужденному снижению производительности в силу ограничения величины подачи из-за возможного выкрашивания и поломки режущего лезвия; • повышение скорости резания для увеличения производительности не дает удовлетворительных результатов в силу существенной интенсификации износа режущей части инструмента. Большие перспективы могут появиться за счет применения износостойких покрытий, наносимых на режущую часть инструмента, что фактически равносильно применению новых инструментальных материалов с повышенными прочностными свойствами, т. к. сердцевина режущего клина может быть более мягкой а, следовательно, и более прочной при изгибе. При непрерывном процессе резания, когда поверхности режущего клина соприкасаются со сбегающей стружкой и задней поверхностью детали на всем протяжении обработки, например, при токарной обработке, в зоне резания образуется высокая температура, действующая со стороны сбегающей стружки и обрабатываемой детали на режущий клин. Так как стружка и обработанная поверхность взаимодействуют непрерывно с передней и задней поверхностями режущего клина под действием значительных давлений, то это затрудняет подвод смазывающе-охлаждающей жидкости (СОЖ) непосредственно к поверхностям режущего клина. При этом в основном охлаждается деталь и удаляемая стружка. Трение

стружки и обработанной поверхности детали по поверхностям режущего клина происходит в условиях практически сухого трения, что в сочетании с высокой температурой приводит к интенсивному износу. Предлагаемые решения для более интенсивного охлаждения инструмента в основном сводятся к подаче СОЖ в зону резания под большим давлением, либо непосредственно между задней поверхностью резца и обрабатываемой деталью. Также предлагается подавать СОЖ через каналы, выполненные в теле инструмента, что не всегда возможно по технологическим соображениям изготовления инструмента и из-за особенностей его конструктивного исполнения. Еще одним недостатком, присущим непрерывному резанию, является в ряде случаев наличие сливной стружки, которая наматывается на инструмент и деталь. Это требует остановки процесса резания для удаления стружки из зоны обработки, за счет чего снижается производительность. Различные способы стружколомания вызывают усложнения конструкции инструмента и снижают прочность режущей части. Из всех разновидностей обработки деталей резанием наиболее сложной и трудоемкой является расточка глубоких отверстий. Трудоемкость обработки заключается в недостаточной жесткости системы инструмент–деталь, невозможности контроля над процессом резания и низкой производительности. Но одним из самых проблемных вопросов является необходимость дробления стружки и ее удаление из зоны резания и отверстия.

3.2. ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ

Стремление избавиться от перечисленных в предыдущем разделе недостатков привело к созданию кинематических методов повышения производительности, прочности инструмента и повышения износостойкости, а также за счет применения многозубых лезвийных инструментов.

Кинематический метод основан на создании определенной кинематики движения инструмента, при которой режущая кромка перемещается относительно поверхностей резания, из-за чего отдельные участки режущей кромки то входят, то выходят из зоны обработки. К этим методам относятся инструменты, работающие по принципу огибания, многозубые, а также ротационные инструменты. Особенностью ротационных инструментов является наличие резцов, имеющих возможность вращения вокруг фиксированной оси. Вращение происходит принудительно или под действием сил резания. Режущая кромка этих резцов является дугой окружности или дугой фасонной поверхности. К настоящему времени накоплен определенный опыт в использовании такого инструмента, разработано большое количество различного вида инструментов, от простых резцов до торцовых фрез, работающих по принципу протягивания. Однако, широкое внедрение этих инструментов в промышленное производство сдерживается тем, что режущие ротационные элементы устанавливаются на подшипники качения, что существенно усложняет конструкцию и увеличивает ее габаритные размеры. Главным недостатком является возникновение вибраций (подшипники качения имеют зазоры между шариками и беговыми дорожками). Кроме того, нельзя обрабатывать поверхности, имеющие буртики или перепады диаметров. Заметное повышение производительности произошло, когда стали применяться многозубые инструменты такие, как протяжки, зенкеры, развертки, фрезы. Это связано с тем, что увеличение подачи оказалось возможным за счет распределения припуска между зубьями, в связи с чем усилие реза-

ния, приходящееся на один зуб, может быть уменьшено. Так как минутная подача равна произведению числа зубьев и подачи на зуб, то результирующая производительность за счет большого количества зубьев значительно увеличивается. Несмотря на то, что многозубые инструменты являются сложными по конструкции и дорогостоящими в изготовлении, работают с неравномерными нагрузками, они нашли широкое применение в производственной практике. Однако не все методы обработки, известные в литературе, нашли свое воплощение в производстве. Из инструментов, применяемых для механической обработки резанием, наиболее производительным является протягивание, позволяющее за один проход протяжки полностью снимать весь припуск с обрабатываемой детали. Высокая производительность этого инструмента обусловлена наличием большого количества зубьев и значительной длиной режущих кромок, одновременно участвующих в процессе резания. При этом, для увеличения срока службы, одновременно снижают подачу на зуб и скорость резания. Подача на зуб конструктивно заложена в самой протяжке, в результате чего достаточно только одного продольного перемещения протяжки относительно детали. Главный недостаток процесса протягивания – наличие больших усилий резания. В литературе [63] предлагаются схемы обработки цилиндрических поверхностей, использующих принцип протягивания (рис. 3.1). Для реализации принципа протягивания в предлагаемых схемах необходимо кроме главного движения и подачи обеспечить вращение инструмента. Несмотря на очевидные преимущества обработки показанных схем они не нашли широкого применения в производственной практике. В качестве станков, на которых могут применяться предложенные технологические схемы, могут быть использованы любые токарно-винторезные и горизонтально-расточные станки, для чего необходимо произвести соответствующую их модернизацию. Модернизация имеющихся типов станков

позволит реализовать и другие методы обработки с применением вращающегося инструмента: фрезоточение, в том числе и с разделением припуска между резцами, упрочнение чеканкой, центробежное раскатывание и центробежное хонингование. γ d3

4

t

nu

2 1

do ng

Do 3 2

γ Op nu Oo ng

1

t

δ δ

вихревое растачивание

вихревое обтачивание

Py Py nu

nu y

g

Py Py

ng

центробежное хонингование и растачивание Рис. 3.1. Прогрессивные методы механической обработки

Повышение производительности и стойкости режущего многозубого инструмента базируется на

следующих соображениях. При непрерывном точении передняя поверхность режущего клина постоянно находится в контакте со сбегающей стружкой. В начале процесса резания в рабочей зоне возникает высокая температура и в течение некоторого промежутка времени процесс является нестационарным. Как показано на рис 3.2 [61] при непрерывном точении (кривая 1) температура резания θ в начале быстро возрастает, затем темп роста её снижается и, наконец, достигнув некоторого значения θ = θс – стабилизируется. Если же процесс обработки остановить в момент, когда температура резания не достигла своего наибольшего значения и возобновить его после некоторого перерыва, то предельное значение температуры на поверхности инструмента будет ниже, чем θс. Снижение температуры будет тем больше, чем длительнее цикл τц = τр + τв и чем больше отношение времени вспомогательного хода τв к времени рабочего хода τр инструмента. Это видно из сопоставления кривых 2 и 3.

Кривая 2 соответствует циклу, длительность которого τц = 10 с, причем τр = τв = 5 с. Кривая 3 описывает изменение температуры на контактных поверхностях инструмента в цикле длительностью τц = 33 с, причём рабочий ход и соответствующее ему повышение температуры продолжается 3 с, а вспомогательный ход и остывание резца 30 с. При механической обработке существуют операции, при которых естественно возникают перерывы в работе режущего инструмента.

Рис. 3.2. Средняя температура на контактных поверхностях инструмента при точении заготовки из стали ШХ15 резцом с пластинкой из твердого сплава Т14К8 (v = 1,3 м/с;

t = 4·10-3м; S = 0,5·10-3об/мин; без охлаждения): 1 – точение непрерывное; 2 – точение прерывистое

По достижению момента tст – температура в зоне обработки достигает максимального для данных условий стационарного значения Θmax. Скольжение стружки по поверхности лезвия происходит в условиях практически сухого трения, между стружкой и лезвием имеет место схватывание и образование нароста, затрудняющих сход стружки, что вызывает увеличение касательных и нормальных составляющих силы резания. При охлаждении смазывающе-охлаждающая жидкость не в состоянии проникнуть между стружкой и передней поверхностью. При прерывистом резании в зависимости от скорости протекания процесса режущий клин не успевает нагреться до величины Θ′max и в момент t1 выходит из зоны обработки. За время прохождения резца по дуге окружности от точки t1 до точки t2 и следующего вхождения в зону обработки режущий клин охлаждается до температуры Θmin. Этот процесс периодически повторяется. Разность ΔΘ1 = Θ Бmax − Θ2max является резервом повышения износостойкости. Для операций с прерывистым процессом резания может быть применен метод скоростного фрезерования наружных и внутренних крупномодульных резьб, который известен еще как вихревое нарезание резьбы. Для этого при расточке необходимо выбрать такую подачу и ширину резцов, чтобы весь металл срезался целиком, а не только во впадинах витков резьбы. Учитывая, что скоростное резьбофрезерование является эффективным, при условии, когда шаг нарезаемой резьбы не менее 4 мм, а эффективность этого метода в 2,5…3 раза больше по сравнению с обычным резьбофрезерованием, то его применение может значительно повысить производительность расточки отверстий. Для скоростной расточки могут использоваться токарные станки, оснащенные специальным устройством для крепления резцовой головки и приводом, осуществляющим ее вращение. Важным моментом при

такой обработке является образование мелкой раздельной стружки, срезаемой отдельно каждым резцом. В этом случае стружка легко удаляется из отверстия вымыванием смазывающе-охлаждающей жидкостью. Появляется возможность автоматизации процесса обработки. Таким образом, проведенный анализ особенностей процесса резания показывает, что в настоящее время возможно повышение производительности в основном на базе выбора и обоснования новых кинематических схем резания, внедрения в производство новых прогрессивных многозубых режущих инструментов, работающих с периодическим смещением режущей кромки в зоне резания или периодической заменой работающих зубьев. Эксперименты показывают, что при этом существенно уменьшается и сила резания при одних и тех же подачах. 3.3. ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ, РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ ИНСТРУМЕНТА ПРИ ВИХРЕВОМ РАСТАЧИВАНИИ

Для расточки отверстий существуют принципиально два различных вида инструмента: с определенностью и неопределенностью базирования (рис. 3.3). В первом случае при сложении всех составляющих сил резания, действующих на отдельные режущие лезвия инструмента, результирующее усилие теоретически должно быть равно нулю (развертки, зенкера, сверла и т. д.).

Рис. 3.3. Расточные инструменты с определенностью (а) и без определенности (б) базирования

На практике, за счет различных отклонений, вызванных неточностью изготовления инструмента, неоднородностью материала детали, неравномерным припуском, приходящимся на каждое лезвие, этого не происходит.

Возникает результирующая сила Rрез, величина и направление которой являются случайными величинами, что может привести к вибрациям, действующим на инструмент при недостаточной жесткости технологической системы. В инструментах с определенностью базирования результирующая сила находится в пределах угла ψ расположения направляющих шпонок, которые ее воспринимают, поэтому в данном случае обеспечивается лучшее качество обработки, меньше огранка и увод инструмента.

По схеме с определенностью базирования может производиться обработка скоростным фрезорастачиванием или, как указывается в некоторых литературных источниках, вихревым резанием (рис. 3.4). Обработка производится резцовой головкой 1, содержащей один или несколько режущих элементов 2. Резцовая головка установлена с возможностью вращения в борштанге 3 с частотой nи, большей, чем частота вращения детали nд, причем вращение детали может быть попутным или встречным. В процессе работы для фиксации резцовой головки 1 от смещения в поперечном направлении и предотвращения поперечных колебаний на стебле закреплены направляющие шпонки 4. Ось вращения резцовой головки смещена относительно оси заготовки на некоторую величину δ, называемую эксцентриситетом, в результате чего съем металла при растачивании может происходить в зоне резания, расположенной в пределах дуги окружности обрабатываемого отверстия от точки А до точки Б. При изменении частоты вращения резцовой головки сечение срезаемого слоя будет меняться.

2

1

5 Пд

6

В

Ro

7

Ор

Оз Пр

4

t

А Rз 3

δ

4

ro

Рис. 3.4. Схема вихревого растачивания отверстий 1 – резцовая головка; 2 – резец-вставка; 3 – борштанга; 4 – направляющая; 5 –обрабатываемая деталь; 6 – сегмент срезаемой стружки

Параметры зоны резания: полухорда а и углы ψд и ψи (рис. 3.5) при невращающейся детали вычисляются из равенств: ⎛ R2 − r 2 + δ 2 ⎞ ⎟⎟ a = Rз2 − ⎜⎜ з д 2 ⋅δ ⎝ ⎠

δ = Rз − rд ; R з = Ro − t ;

ψ д = 2 ⋅ arcsin

a ; Rз

ψ и = 2 ⋅ arcsin

a , ra

2

,

(3.1) (3.2) (3.3)

где Ro , Rз , ra – радиусы обработанного отверстия, заготовки и окружности, описываемой вершинами резцов режущей головки. При вращении детали рабочая зона увеличится в окружном направлении, в связи с чем, принимая во внимание поворот детали, формулы (3.1), (3.2) и (3.3) примут другой вид:

⎛

ψ д = ψ + ξ = ψ ⋅ ⎜⎜1 + ⎝

nд nр

⎞ ⎟, ⎟ ⎠

(3.4)

а = Rз ⋅ sinψ д ,

ψ и = arcsin

a ra

(3.5)

.

(3.6)

Если в резцовой головке установлено одновременно zи резцов, то их траектории будут смещены по дуге окружности обрабатываемого отверстия относительно друг друга на угол 2 ⋅ arcsin⎛⎜ a ⎞⎟ ⋅ nд ⎝ ra ⎠ . η= = nи ⋅ z и nи ⋅ z и

ψ и ⋅ nд

(3.7)

tp

a

ψu ψ

RO

R3

Рис. 3.5. Параметры зоны резания при вихревом растачивании отверстий

В процессе обработки происходит периодическое резание аналогичное фрезерованию. В результате осуществляется разделение стружки на отдельные фрагменты, а на обработанной поверхности образуются выступы (огранка) в виде

заштрихованного сегмента (рис. 3.6). Задачей является минимизация высоты выступов в зависимости от предъявляемых требований по точности и шероховатости. Высота выступов может быть вычислена по формуле (3.8) hв = Ro − δ ⋅ cos⎛⎜η ⎞⎟ − ra2 − δ 2 ⋅ sin 2 ⎛⎜η ⎞⎟ . ⎝ 2⎠

⎝ 2⎠

Формулы (3.7) и (3.8) подтверждают соображения о том, что с уменьшением угла η и смещения резцовой головки высота огранки уменьшается, а от глубины резания она не зависит. Действительно, полагая в формуле (3.8) по отдельности δ → 0 или η → 0, получим hв → 0. Для примера, приведенного на рис. 3.7, показаны зависимости изменения высоты огранки от числа зубьев в режущей головке для конкретных случаев обработки, из которых видно, что скоростное фрезорастачивание может выполняться и при чистовой обработке. A

η η/2 ro

δ

A (увеличено)

ho

Ro

Рис. 3.6. Схема для определения огранки при фрезоточении

Выбор конструктивных параметров резцовой головки (диаметр, количество зубьев и длина их режущих кромок в осевом направлении) максимально возможная производительность, предельно допустимая сила резания или мощность

резания, а также шероховатость обработанной поверхности являются взаимосвязанными между собой величинами. Все эти величины, в конечном итоге, определяются допустимой подачей на зуб. Поэтому возникает вопрос: какой геометрический параметр при скоростном фрезорастачивании считать подачей на зуб, причем выбор его должен быть таким, чтобы стало возможным использовать расчетные формулы, применяемые при обычном фрезеровании. С целью выяснения этого вопроса совместим на одном и том же чертеже два вида обработки – фрезерование плоской детали 1 и обработку вихревым резанием отверстия детали 2. В источнике [81] предлагают в качестве подачи на зуб применять значение дуги ab.

1

2

3

Рис. 3.7. Зависимость величины огранки от числа зубьев режущего инструмента (nи = 150 мин-1, nд = 20 мин-1, t = 5 мм, Ro = 125 мм)

Из рис 3.8 видно, что при вращении ось резцовой головки по окружности с радиусом δ относительно обрабатываемого отверстия переместится в направлении оси Х за время

поворота на угол η на расстояние dl. Очевидно, эта величина будет равна подаче на зуб: (3.9) dl = S z = 2 ⋅ δ ⋅ sin⎛⎜η ⎞⎟ , ⎝ 2⎠

откуда, принимая во внимание значение η, из (3.7) получим зависимость для вычисления количества режущих элементов, установленных в резцовой головке. zи =

.

ψ и′ ⋅ nд

(3.10)

⎛ S ⎞ nи ⋅ arcsin⎜ z ⎟ ⎝ 2 ⋅δ ⎠

Как видно из (3.9), подача на зуб не зависит от скорости вращения резцовой головки и детали, а только от их соотношения. Одновременно с этим, между обычным фрезерованием и фрезорастачиванием имеется различие, заключающееся в том, что при фрезорастачивании срезается дополнительный слой металла, ограниченный дугами ac, cb и отрезком прямой ac, следовательно, сила резания тоже будет большей. y S фр t pвихр 2

nд δ

R3 R0

t pфр

d nu

η

e

Sz

ra

a

4 b x

C

3

1 Sz

Рис. 3.8. Схема для определения величины подачи при вихревом точении

Величину поправки на увеличение силы резания можно оценить следующим образом. Предполагаем, что отношение хорды дуги ac к дуге kb можно приближенно оценить по формуле 2 ⋅ Rз ⋅ sin⎛⎜η ⎞⎟ ⎝ 2⎠. k= a

(3.11)

Тогда в качестве поправки в формуле для вычисления силы резания при фрезеровании примем величину 2 ⋅ Rз ⋅ sin⎛⎜η ⎞⎟ ⎝ 2⎠. k p = 1+ k = 1+ a

(3.12)

Таким образом сила резания при фрезорастачивании примет вид: 10 ⋅ k p ⋅ C p ⋅ t x ⋅ S zy ⋅ B n ⋅ z p , (3.13) P = z

d aq ⋅ nиw

а мощность фрезорастачивания N = Pz ⋅ vокр .

(3.14)

3.4. РЕЗЦОВЫЕ ГОЛОВКИ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ

Для чистовой обработки отверстий используют различные по конструкции резцовые головки. Выбор того или иного инструмента зависит от длины обрабатываемого отверстия, физико-механических свойств обрабатываемого материала, диаметра отверстия, требуемой точности и производительности. Для чистовой обработки отверстий с диаметрами больше 70 мм с последующим раскатыванием роликами наиболее часто применяются головки с плавающими блоками резцов. Они позволяют получить достаточно высокую точность обработанного отверстия в пределах 6…8 квалитетов точности за счет большой жесткости резцов в радиальном направлении. Поэтому погрешность зависит только от настройки резцов на заданный размер, которая осуществляется вне станка с точностью (0,001…0,01) мм. Недостатком является невозможность устранения непрямолинейности оси от-

верстия. В промышленном производстве преимущественно используются головки резцовые с призматическими плавающими блоками, установленными в прямоугольном пазу, выполненном в корпусе инструмента с возможностью радиального смещения блока под воздействием разности сил резания, действующих на противоположно расположенные резцы. Точность изготовления паза в корпусе головки должна быть достаточно высокой, причем с гарантированным зазором, необходимым для свободного перемещения резцового блока. С увеличением зазора возможны перекосы блока, приводящие к снижению точности и возникновению вибраций. Исходя из этого, точность обработки паза назначается по 5…6 квалитету точности. На представленной на рис. 3.9 базовой резцовой головке, помимо достижения точности размеров, необходимо назначить допуски на отклонение от параллельности противоположно расположенных поверхностей и перпендикулярности смежных стенок паза, в котором расположен резцовый блок, что вызывает определенные технологические трудности. Перечисленные недостатки легко устраняются применением цилиндрического плавающего резцового блока (рис. 3.9,б). В этом случае в корпусе резцовой головки необходимо обработать одну цилиндрическую поверхность, заданная точность которой может быть обеспечена различными методами такими, как протягивание, развертывание, внутреннее шлифование, тонкое растачивание. Предлагаемая резцовая головка состоит из корпуса 1, внутри которого установлен цилиндрический плавающий блок 2. Для предотвращения поворота резцового блока 2 в его корпусе расположена призматическая шпонка 3 с отверстием, в которой вставлен штифт 4.

1

hб

Do

2

В

а)

Б d(Н6/f6)

2

4

S

5

1

3

Do

Б

б)

Рис. 3.9. Головки для чистового растачивания глубоких отверстий: а) применяемая в производстве; б) предлагаемая

Для повышения производительности и снижения огранки при вихревом растачивании необходимо увеличить количество зубьев в инструменте. В современных фрезах, которые можно использовать при вихревом растачивании в качестве режущих элементов, используются резцовые вставки. Они имеют большие габариты, поэтому возможное их количество, устанавливаемое одновременно в инструменте, ограничено. С целью увеличения количества одновременно устанавливаемых в корпусе инструмента резцов предлагается конструк-

тивное решение резцовой головки, изображенное на рис. 3.10. В данной конструкции применяются твердосплавные пластины прямоугольного сечения, которые устанавливаются в специально подготовленные для них в корпусе инструмента прорези. Крепление пластин осуществляется коническими штифтами. À

À

Рис. 3.10. Многорезцовая расточная головка с установкой большого количества режущих элементов

ГЛАВА 4 ГЕОМЕТРИЯ КОНТАКТА ПРИ ПОВЕРХНОСТНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ДЕФОРМИРОВАНИИ 4.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ И ОБЩЕЕ РЕШЕНИЕ НАХОЖДЕНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ

Между показателямaи качества поверхностного слоя и условиями обработки при поверхностном пластическом деформировании (ППД) существует тесная взаимосвязь. Условия обработки задаются через выбор геометрических параметров деформирующих роликов и технологические факторы, к которым относятся: глубина внедрения ролика в тело детали и усилие деформирования, а также подача. Они же определяют и геометрические параметры контактной зоны, а через них и усилие деформирования. В настоящее время является общепризнанным, что основным фактором, влияющим на показатели качества поверхностного слоя при обработке деталей ППД является усилие деформирования. Тем не менее, анализ многочисленных литературных источников и результатов экспериментальных исследований показывает, что при обработке с одним и тем же усилием деформирования, но различными по размерам и форме рабочей поверхности роликами результаты получаются разные. В этой связи рядом авторов, так или иначе [5, 10, 27, 31, 36, 41, 54, 56, 71] было высказано мнение, что вместо усилия деформирования в качестве интегрирующего показателя следует принять площадь контакта. Однако, площадь контакта также не является параметром, однозначно описывающим условия и результаты обработки. Проведем через две произвольные точки, отмеченные на поверхности обработки, две окружности различного радиуса r1 и r2 (рис. 4.1). Большей окружности соответствует обработка большим по размерам роликом, но внедренным на меньшую глубину, следовательно и напряжение, создаваемое данным роликом,

окажется меньшим по величине. Это будет наблюдаться в любом сечении ролика, проведенном перпендикулярно его оси в пределах длины контакта с деталью. Поскольку через две точки можно провести сколько угодно окружностей, то правомерным является утверждение, что один и тот же по форме и размерам контакт может быть обеспечен различными по размерам роликами. Аналогично можно показать, что изменение диаметра обрабатываемой детали тоже влияет на размеры контактной зоны. К сказанному следует добавить, что одной и той же по размерам площади контакта может соответствовать различная его форма (эллипс, окружность, каплевидный контакт и т. д.). Причем, для каждой формы контакта применяется соответствующий тип деформирующего ролика с разной формой рабочей поверхности. На геометрию контакта влияет также форма и размеры обрабатываемой поверхности. При внедрении ролика в поверхность вала или отверстия при всех остальных равных условиях параметры контакта будут отличаться.

h2

h1

r1

Zk

Рис. 4.1. Сечение роликов разных радиусов, окружности которых одновременно пересекают две точки

Следовательно, за интегрирующий показатель необходимо выбрать другой параметр контактной зоны, который однозначно соответствует принятому для обработки ролику и

его глубине внедрения. Одним из таких показателей, предположительно, можно принять объем металла, вытесняемого деформирующим роликом из контактной зоны. Возникающая при этом сложность заключается в том, что для инженерных расчетов и возможности дальнейшего аналитического исследования процесса обработки важно иметь решение задачи как можно в более простом виде. Оно должно осуществляться по единой методике для всех типов роликов, как по размерам, так и по форме рабочей поверхности с учетом размеров детали. Для этого необходимо установить, какие факторы являются малосущественными с тем, чтобы их можно было не учитывать и упростить аналитические решения. Экспериментальные исследования, проведенные авторами работы показывают, что деформирующие ролики при ППД можно принять абсолютно жесткими. Об этом говорится в ряде источников и подтверждается моделированием на ЭВМ, а также экспериментальными исследованиями. Предположим также, что между поверхностями ролика и детали нет схватывания, материал детали упруго-пластичный. При деформировании материал детали является сплошным и не имеет разрывов. Как показывают многочисленные литературные данные, решение задачи определения геометрических параметров контактной зоны в зависимости от геометрической формы и сближения деформирующих роликов при ППД в общем виде для всех случаев обработки цилиндрических поверхностей до настоящего времени не получено. Решение осложняется еще и тем, что оси деформирующих роликов при обработке смещают по отношению к оси детали на угол внедрения и самозатягивания. Следовательно, для того чтобы иметь возможность анализа влияния геометрических параметров роликов и технологических факторов обработки на качество поверхностного слоя, необходимо установить зависимость между конструктивными параметрами роликов, технологическими фактора-

ми и геометрическими параметрами контактной зоны на основе единой методики расчета. Все параметры контактной зоны: максимальная длина, ширина, площадь контакта, объем контактной зоны и площадь поверхности контактной зоны (части поверхности ролика контактирующей с деталью) определяются через закон изменения полуширины контакта по его длине. Поэтому задача сводится главным образом к нахождению контурной линии контакта. Определение взаимосвязи геометрических параметров деформирующих роликов с геометрическими параметрами контактной зоны можно решить на основе прямой и обратной задачи. При решении прямой задачи в качестве исходных данных задаются геометрические параметры деформирующего ролика и глубина его внедрения в обрабатываемую поверхность, после чего определяют геометрические параметры контакта. При решении обратной задачи, наоборот, задаются форма и размеры контактной зоны, а затем определяются геометрические параметры деформирующего ролика, обеспечивающего заданный контакт. При изучении процесса ППД большинством авторов применяется решение прямой задачи. Важность обратной задачи заключается в том, что вначале могут быть заданы необходимые условия обработки, при которых достигаются требуемые показатели качества поверхностного слоя, а уже затем осуществляется переход к выбору конструктивных параметров роликов. В первом приближении можно формально применить математический аппарат теории поверхностей, полагая, что наружные поверхности деформирующего ролика и обрабатываемой детали не деформируются как целые тела, а только пересекаются друг с другом. Контурная линия контактной зоны в этом случае представляет собой геометрическое место точек, принадлежащих одновременно поверхностям ролика и детали, записанным в виде уравнений: (4.1) ϕр(x, y, z) = 0 (поверхность ролика),

ϕд(x, y, z) = 0 (поверхность детали). (4.2) При обработке валов и отверстий обрабатываемая деталь является прямым круговым цилиндром, а поверхность деформирующего элемента в общем случае образуется вращением произвольной выпуклой кривой вокруг его оси. Уравнения этих поверхностей имеют вид: • для детали R − x2 + y2 = 0 ; д

(4.3)

r − f ( x2 + y2 ) = 0 .

(4.4)

• для ролика p

Эти уравнения записаны в предположении, что оси детали и ролика совпадают с осью OZ системы координат XYZ. В реальных условиях ось ролика смещена относительно оси детали, как по расстоянию, так и по углу, в связи с необходимостью поворота на угол внедрения и самозатягивания. Сохранив направление оси ролика совпадающим с осью OZ, как более сложной поверхности по отношению к прямому круговому цилиндру, приходим к необходимости привести запись уравнения поверхности детали в той же системе координат к соответствующему виду через формулы преобразования координат. Это осуществляется с помощью преобразования координат при параллельном переносе и повороте осей. Пусть система координат, в которой записано уравнение прямого кругового цилиндра, имеет координаты x, y, z и расположена по отношению к системе координат x, y, z в которой записано уравнение поверхности ролика таким образом, что ее начало смещено на расстояние, определяемое координатами x0, y0, z0. Оси Ox , Oy , Oz имеют направляющие косинусы (t11, t21, t31), (t12, t22, t32), (t13, t23, t33) соответственно. Тогда координаты поверхности кругового цилиндра в системе координат ролика имеют вид:

⎧ x =t11⋅x +t12 ⋅ y +t13 ⋅z + x0 , ⎪ . ⎨ y =t21⋅x +t22 ⋅ y +t23 ⋅ z + y0 , ⎪ ⎩ z =t31⋅x +t32 ⋅ y +t33 ⋅z + z0 .

(4.5)

Для нахождения контурной линии пересечения поверхностей ролика и детали необходимо совместно решить систему, состоящую из уравнений (4.3), (4.4) и (4.5). Попытка найти приемлемое решение этой системы уравнений, в виде удобном для инженерных применений, не привела к желаемому результату, хотя и может быть осуществлена численными методами с помощью ЭВМ. Кроме того, для каждого конкретного по форме наружной поверхности ролика указанное решение будет отличаться от других типов роликов. Это значительно усложнит анализ влияния геометрических параметров инструмента на геометрию контактной зоны. Таким образом, методы нахождения контурной линии как множества точек пересечения двух поверхностей, заданных аналитически в одной и той же системе координат, являются не перспективными для практической реализации, поэтому было предложено в качестве решения задачи использовать метод сечений. На рис. 4.2 изображено внедрение ролика в поверхность вала. В сечении А−А, проведенном перпендикулярно оси ролика на произвольном расстоянии от начала контактной зоны и не выходящим за ее пределы, образуются пересекающиеся: окружность, соответствующая ролику и эллипс, соответствующий цилиндрической детали. Ширина контакта будет равна расстоянию между точками М1 и М2 пересечения окружности с эллипсом. (4.6) 2 ⋅ z k = ( x2 − x1 ) 2 + ( y 2 − y1 ) 2 . Координаты x1, x2, y1, y2 точек пересечения М1 и М2 могут быть получены из решения системы уравнений, описывающих пересекающиеся окружность и эллипс, отнесенные к одной и той же системе координат XOY:

2 ⎧ ⎡ ⎤ ⎛ ⎞ Rд 2 2 ⎪[x − (lk − l1 ) ⋅ sin ω ] + ⎢ y − ⎜⎜ + z p − hp ⎟⎟ − z p ⎥ = 0, ⎪ ⎠ ⎝ cos ω ⋅ cos γ ⎢⎣ ⎥⎦ ⎪ ⎨ x 2 + y 2 ⋅ (cos ω ⋅ cos γ )2 − Rд 2 = 0, ⎪ ⎪ ⎪ z = f (l ), k ⎩ p

(4.7)

где Rд – диаметр детали, ω – угол самозатягивания, γ – задний угол ролика (угол внедрения), rp, hp – изменение глубины внедрения по длине контакта, lk – текущая длина контакта, l1 – координата длины контактной зоны, соответствующей пересечению осей ролика и детали. Длину контактной зоны можно найти из решения уравнений, описывающих пересекающиеся линии, образующие профиль ролика и эллипс при сечении ролика плоскостью В−В, проходящей через ось, линию максимального нагружения ролика и перпендикулярную плоскости А−А: ⎧ x'2 ⋅ sin 2 ω − y '2 ⋅Rд 2 = 0, ⎪ . ⎨ x' = l p ⋅ cos γ − rp ⋅ sin γ − x'0 , ⎪ ⎩ y ' = −l p ⋅ sin γ − rp ⋅ cos γ − y '0 .

(4.8)

Совместное решение системы уравнений (4.6), (4.7) и (4.8) позволяет получить изменение полуширины как функцию остальных параметров: (4.9) z k = f (Rд , ω , γ , rp , l , h p ). . Решение полученной системы в виде конкретной аналитической зависимости не удалось, и может быть осуществлено численными методами при помощи ЭВМ.

деталь

lк

w

y1

l1 Lk

Zm

M2

rp δ

hm

M1

X1

2Zk X2

y2

ролик

b

lp

Rд

x2

l

hm

x1

α y2

y1

lk

Rд/sinw

Рис. 4.2. Сближение ролика и детали при обработке ППД

Тем не менее, при дальнейшем анализе оказалось, что такой параметр, как угол самозатягивания ω, практически не влияет на полуширину контакта (максимальная погрешность составляет менее одного процента). Еще меньшую погрешность оказывает замена участка эллипса между точками Lн и Lк отрезком прямой линии. Поэтому, если положить угол самозатягивания равным нулю, то решение системы уравнений (4.6), (4.7) и (4.8) для полуширины контакта получается в виде зависимости: 2 ⎡ (Rд ± rp )⋅ (Rд m hk ) ⎤ , (4.10) 2 z = R − k

д

⎢ ⎣⎢

Rд ± (rp m hk )

⎥ ⎦⎥

где верхний знак нужно применять при внедрении ролика в поверхность вала, а нижний – в поверхность отверстия. Полученные зависимости для определения геометрических параметров контактной зоны позволяют также учесть влияние волны, образуемой впереди ролика, на полуширину контакта, для чего в зависимости (4.10) достаточно увеличить радиус детали на высоту волны ⎡ (( R ± hв ) ± rp ) ⋅ (( Rд ± hв ) m hk )⎤ zk = ( Rд ± hв ) − ⎢ д ⎥ . ( Rд ± hв ) ± (rp m hk ) ⎣⎢ ⎦⎥ 2

2

(4.11)

Зависимости изменения текущих значений радиуса ролика rp = rp(lk) np и глубины внедрения hk = hk(hm, γ, lk) устанавлиhв Rд+hв ваются для каждого конкретного ролика из Rд рассмотрения особенностей его внедрения в обрабатываемую деталь, что не представляет особых сложностей. Рассмотрим, наприРис. 4.3. Схема для определения полуширины контакта с учетом образуемой волны перед роликом мер, расчетные схемы и зависимости для определения изменения текущих значений радиуса ролика и глубины внедрения от длины контакта. zkв

zk

Рис. 4.4. Конический ролик

α1 = α 3 − α 2 ; Lk = L1 + L2 =

hm h + m ; tgα 1 tgα 2

rp = rн + l k ⋅ tgα 3 при 0 ≤ l k ≤ L1 ; rp = rkm m (lk − L ) ⋅ tgθ при L1 ≤ lk ≤ Lk

hk = l k ⋅ α 1 при 0 ≤ l k ≤ L ; hk = hm − (lk − L1 ) ⋅ tgα 2 при L1 ≤ lk ≤ Lk

Для радиусного закругления: Lk = L13 + L2 = r32 − (r3 − hm ) + 2

rp = rkm − r32 − (L13 − l k )

2

hm tgα 2

при 0 ≤ lk ≤ L3 ;

rp = rkm m (lk − L ) ⋅ tgθ при L1 ≤ lk ≤ Lk ; hk = r3 − r32 − l k2 при 0 ≤ lk ≤ L1 ; hk = hm − (lk − L) ⋅ tgα2

при L1 ≤ lk ≤ Lk .

(

)

2

Lk = 2 ⋅ rпр2 − rпр − hкм , 2

L ⎞ ⎛ rp = r0 + r − ⎜ lk − k ⎟ , 2⎠ ⎝ 2 пр

hk = rp − rн , rн = rpm − hкm . Рис. 4.5. Профильный ролик (рабочая поверхность тор)

(

Lk = 2 ⋅ rш2 − rш − hкм

)

2

,

2

L ⎞ ⎛ rp = r − ⎜ l k − k ⎟ , 2 ⎠ ⎝ 2 ш

hk = rp − rн , rн = rш − hкm . Рис. 4.6. Шар

Аналогичные зависимости могут быть получены для любых роликов, отличающихся как по размерам, так и по форме. На основании полученных результатов находим выражение для объема контактной зоны, которое может быть определено как интеграл от изменения площади сегмента acb по длине контакта (рис. 4.7): Lк

⎡ ⎤ ⎛ ⎞ Vк = ∫ ⎢rp2 ⋅ arcsin ⎜ z к ⎟ − 2 ⋅ z к ⋅ (rp − hк )⎥ ⋅ dl к ; ⎝ rp ⎠ ⎦ 0 ⎣

(4.12)

Для определения площади контакта формула имеет вид: Sk =

Lk

∫ 0

⎡ (R ± r ) ⋅ (Ro m hk )⎤ R −⎢ д p ⎥ dlk . ⎣⎢ Ro ± (rp m hk ) ⎦⎥ 2

2 д

(4.13)

Аналогично может быть определена и площадь поверхности контакта (площадь части ролика, находящейся в контакте с обрабатываемой поверхностью). Lк

⎛ ⎞ S пк = 2 ⋅ ∫ rp ⋅ arcsin⎜ zк ⎟ ⋅ dlк . ⎝ rp ⎠ 0

(4.14)

Таким образом, на основе применения метода сечений ролика и обрабатываемой детали двумя перпендикулярными плоскостями получены математические зависимости для определения всех геометрических параметров контактной зоны при обработке деталей ППД роликами любых типоразмеров. Это позволяет производить сравнительный анализ влияния

конструктивно-технологических параметров и режимов обработки на качество и производительность по единой методике.

Рис. 4.7. Схема для определения площади поверхности контакта и объема контактной зоны

ГЛАВА 5

ЦЕНТРОБЕЖНОЕ РАСКАТЫВАНИЕ 5.1. ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНОЙ СХЕМЫ КОМПОНОВКИ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА

Эффективность центробежного раскатывающего инструмента зависит от его конструкции и схемы обработки детали. Одновременно необходимо решить вопросы обеспечения технологичности при изготовлении, надежности в эксплуатации и обслуживании, стабильности процесса раскатывания и качества обработанной поверхности детали. При центробежном раскатывании возможны две схемы компоновки инструмента. Условно назовем их прямым раскатыванием (рис. 5.1, а) и раскатыванием через промежуточные опорные катки (рис. 5.1, б). Py

Do

dok

Py Do

do

dop

dp

Py

nи

Py

rp nи

Py

Py rк Py

Py

а) б) Рис. 5.1. Схемы компоновки и действия центробежного раскатывания: а) прямого действия; б) через промежуточные опорные катки; dр – диаметр деформирующих элементов; dор – диаметр окружности, описываемой центрами деформирующих элементов; dок – диаметр окружности, описываемой центрами промежуточных катков; D о – диаметр обрабатываемого отверстия; Pу – полное усилие деформирования

Обработка в обоих случаях осуществляется за счет вращения инструмента с заданной частотой nи, в процессе которого деформирующие ролики перемещаются в радиальном направлении и при взаимодействии с поверхностью детали осуществляют пластическое деформирование под воздейст-

вием центробежной силы Ру. Для удобства расчётов в дальнейших выкладках будем применять индекс «р» для деформирующего ролика и индекс «k» – для опорного катка. Таким образом, формулы для расчета центробежных сил, действующих на ролик и каток, будут иметь вид: P = cp

2 m p ⋅Vop

2

; P = mk ⋅Vok , ck

(5.1)

Rok

Rop

где Рср, Рсk – усилия деформирования (центробежные силы), действующие на ролики и катки; mр , тk – массы роликов и катков; Vоk, Vор – скорость вращения осей роликов и катков вокруг оси детали; Rop, Rok –радиусы окружностей описываемых осями роликов и катков. Поскольку катки и ролики представляют собой тела вращения, то в сечениях, перпендикулярных оси инструмента, они будут представлены окружностями. Предполагая, что опорные катки являются прямыми цилиндрами, а конические катки имеют малый угол конусности, то есть их тоже можно представить в виде прямых круговых цилиндров, имеющих диаметр равный среднему диаметру катков, можно определить величину их массы через зависимости (5.2) m = π ⋅ r2 ⋅ L ⋅ ρ ; m = π ⋅ r 2 ⋅ L ⋅ ρ , k

k

k

k

p

cp

p

p

где rk, Lk – радиус и длина катков соответственно, ρk,, ρр – плотность материала роликов и катков. Скорости вращения осей катков и роликов вычисляются по формулам V

оk

=

π ⋅ R ok ⋅ nи ;V 30

оp

=

π ⋅ R op ⋅ n и 30

,

(5.3)

где nи – частота вращения инструмента, мин-1.

Особенностью решения задачи разработки рациональной конструктивной схемы раскатника является то, что размеры опорных катков и дефор-

мирующих роликов зависят от принятого их количества и радиуса обрабатываемой детали, поэтому взаимосвязаны между собой определенной функциональной зависимостью. Например, для значений радиусов окружностей, описываемых центрами роликов и катков Rор и Rок, формулы (5.2) можно записать (5.4) R = Ro − r p ; R = Ro − r , ор

оk

k

где Ro – радиус обрабатываемого отверстия. Подставив выражения (5.2), (5.3) и (5.4) в формулу (5.1) и, выполнив преобразования, получим (5.5) P = С ⋅ (r 2 ⋅ R − r 3 ) , ck

k

o

k

где для сокращения записи принято обозначение С=

π 3 ⋅ Lk ⋅ ρk ⋅nи2 900

= const.

Произведя дифференцирование выражения (5.5), приняв в качестве независимой величины переменной радиус катка при постоянном радиусе обрабатываемой детали и, приравняв производную к нулю, получим уравнение dPck = 2 ⋅ С ⋅ R ⋅ r − 3 ⋅ C ⋅ r2 = 0 . o k k drk

Решение этого уравнения дает значение радиуса ролика, при котором обеспечивается максимум усилия деформирования при прямом раскатывании D 2 (5.6) r = R = o. k max

3 o

3

Полученная зависимость позволяет сделать вывод, что при обработке отверстий по схеме прямого раскатывания максимальное усилие при постоянных частоте вращения ин-

струмента и длине роликов достигается в том случае, когда диаметр ролика превышает половину радиуса детали (см. рис. 5.2). Этого можно достичь только в том случае, когда в инструменте установлен один ролик. С увеличением диаметра детали при соблюдении условия (5.6), диаметр ролика и усилие деформирования увеличиваются в прямо пропорциональной зависимости. Основной задачей при выборе конструктивных параметров инструмента является обеспечение заданного качества и производительности, которые определяются конструктивными параметрами деформирующих роликов и выбором требуемого усилия деформирования. Py Ro Pymax R 2/3Ro Ro

rp=2/3Ro

а) б) Рис. 5.2. а) Изменение усилия деформирования от радиуса ролика при заданном диаметре обрабатываемого отверстия, б) соотношение между радиусами обрабатываемого отверстия и ролика при обеспечении максимального усилия

Как следует из вышеизложенного, усилие деформирования возрастает с увеличением диаметра деформирующего ролика, если он не превышает по размерам половины радиуса отверстия. В свою очередь известно, что увеличение диаметра деформирующего ролика сопровождается увеличением площади контакта, в связи с чем среднее давление и максимальное напряжение в зоне контакта остаются одними и теми же. В результате этого условия обработки в контакте не меняются и не приводят к изменению качества поверхностного слоя, так как являются функциями среднего и макси-

мального напряжений в контакте. Из этого следует, что в конструкции инструмента должны быть обеспечены такие геометрические параметры деформирующих роликов, которые при заданной частоте вращения роликов создавали бы требуемые геометрические параметры контакта и заданное усилие деформирования. В производственной практике применяют два типа роликов: профильные, рабочая поверхность которых является поверхностью тора с профильным радиусом Rпр и конические, образующие при обработке каплевидный контакт (рис. 5.3). С точки зрения обеспечения высокой производительности при требуемом качестве поверхности каплевидный контакт является более предпочтительным по сравнению с эллипсным. Вместе с тем, конструкция инструмента для центробежного раскатывания должна быть универсальной, позволяющей устанавливать в нее ролики любой конфигурации, в том числе тороидальные и конические. np dp

Sp hm

θk

α np

L1

hm

rpм r12

r12

Sp

2zkm

Lk

η

z1

Lk

а) б) Рис. 5.3. Основные типы роликов и формы контактов, образуемых при обработке этими роликами: а) обработка профильным роликом (форма контакта – эллипс), б) обработка коническим роликом удлиненной формы (форма контакта каплевидная)

Рассмотрим схемы компоновки инструмента с различным количеством деформирующих роликов и опорных кат-

ков (рис. 5.4). Одним из конструктивных параметров инструмента, влияющим на усилие раскатывания, является угол η – угол между отрезком, соединяющим центры двух смежных роликов и направлением усилия взаимодействия Ркр, деформирующим роликом и опорными катками. Можно показать, что чем меньше этот угол, тем больше усилие деформирования. Однако, для схемы с двумя и тремя опорными катками, как видно из рис. 5.4, а и 5.4, б, угол η является отрицательным. Это означает, что ролики и опорные катки под действием центробежных сил не взаимодействуют друг с другом в процессе обработки, а расходятся в радиальных направлениях каждый по отдельности. При четырех роликах угол η = 0 (см. рис. 5.4, в). Следовательно, в случае, когда в инструменте используется менее пяти роликов, схема обработки через промежуточные катки преобразуется в схему прямого действия. −η −η

a)

б)

η

η=0

г)

д)

Рис. 5.4. Возможные компоновки конструкции центробежного инструмента по второй схеме компоновки: а) 2 ролика; б) 3 ролика; в) 4 ролика; г) 5 роликов

Таким образом, обеспечение обработки через промежуточные опорные катки возможно только при пяти и более роликах. Принимая во внимание, что если центробежное усилие Рсу увеличивается пропорционально с увеличением размеров катков, то пятироликовый инструмент обеспечивает максимальное усилие деформирования в схеме обработки с промежуточными опорными катками, так как с увеличением количества роликов их размеры уменьшаются. При компоновке инструмента по схеме раскатывания через промежуточные катки деформирующие ролики имеют размеры существенно меньше, чем опорные катки. Это позволяет производить обработку с меньшим усилием деформирования, а следовательно и с меньшей частотой вращения инструмента по сравнению с обработкой по схеме прямого раскатывания. На основе изложенного можно сделать вывод, что использование в инструменте деформирующих роликов рациональных диаметров, обеспечивающих достижение необходимого качества обработанной поверхности при минимальном усилии деформирования возможно лишь по схеме компоновки центробежного раскатника через промежуточные опорные катки в пятироликовом центробежном раскатнике.

11

3

10 6 5

4 2 1

8

7

9

Рис. 5.5. Центробежный раскатник: 1 – корпус; 2 – внутренняя полость; 3 – опорные катки; 4 – подшипник катка; 5 – ползун; 6 – паз радиальный; 7 – деформирующий ролик; 8 – шпилька; 9 – подшипник базирующего устройства; 10 – обойма; 11 – направляющая шпонка

Центробежный раскатник (рис. 5.5) состоит из корпуса 1, снабженного внутренней полостью 2, где располагаются инерционные узлы для создания усилия деформирования, каждый из которых включает два опорных катка 3, имеющих необходимые размеры и массу и установленных с помощью подшипников 4 в ползунах 5, размещенных в радиальных пазах 6 корпуса 1 таким образом, что на каждую пару опорных катков 3 опирается деформирующий ролик 7. В рассматриваемом инструменте направления осей радиальных пазов 6, ползунов 5, опорных катков 3, деформирующих роликов 7 и шпилек 8 совпадают и выполнены под углом самозатягивания «ω» по отношению к оси вращения инструмента. Шпильки 8 служат для удержания деформирующих элементов – роликов 7 от выпадения при неработающем инструменте. Кроме того, на корпусе 1 посредством подшипника 9 крепится базирую-

щее устройство, выполненное в виде обоймы 10, внутренняя поверхность которой охватывает наружное неподвижное кольцо подшипника 9, закрепленного на корпусе 1 посредством внутреннего кольца. Внешняя поверхность обоймы снабжена направляющими шпонками 11, наружная поверхность которых имеет диаметральный размер и форму обработанной поверхности. Наличие в предлагаемом инструменте базирующего устройства позволяет в процессе работы осуществлять его координацию по обработанной поверхности, является дополнительной опорой, придает устойчивость и снижает динамику процесса пластического деформирования, что повышает качество обработанной поверхности. Раскатывание осуществляется следующим образом. Центробежному раскатнику сообщается вращение, после чего он вводится в обрабатываемое отверстие детали. В результате вращения корпуса 1 вместе с инерционными узлами возникают центробежные силы, развиваемые массами опорных катков 3, установленных с помощью подшипников 4 в ползунах 5, которые перемещаются вдоль радиальных пазов 6. При этом на деформирующие ролики 7 действуют как центробежные силы, развиваемые их собственной массой, так и центробежные силы двух смежных опорных катков 3, обладающих по сравнению с ними более значительной массой. Поэтому, деформирующие ролики, совершая движение по круговой траектории, внедряются в обрабатываемый материал детали, осуществляя пластическое деформирование ее поверхности. Наличие инерционных узлов для создания усилия деформирования, вращающихся с заданными окружными скоростями, может образовывать диапазон центробежных сил, обеспечивающих расчетные усилия деформирования для обработки материалов с различными физикомеханическими свойствами и микрогеометрическими параметрами. При этом постоянство необходимого усилия деформирования является главным фактором обеспечения стабильности качества обработанной поверхности, в том числе и глубины упрочненного слоя. Таким образом, описанная конст-

рукция центробежного раскатника обеспечивает постоянство необходимого усилия деформирования при ППД, что является главным фактором формирования стабильного качества обработанной поверхности. Реализация описанной конструкции может быть после выявления взаимосвязей между силовыми и конструктивными характеристиками центробежного раскатника и техническими показателями процесса ППД. Это может быть установлено с помощью теоретических и экспериментальных исследований, в которых необходимо также рассмотреть влияние геометрии контакта и напряженного состояния контактной зоны при раскатывании. 5.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА

Усилие деформирования при центробежном раскатывании непосредственно зависит от конструктивных параметров инструмента и частоты вращения. Расчетная схема для определения математической модели взаимосвязи конструктивных элементов и силовых факторов раскатника представлена на рис. 5.6.

β Py

δ

η

Py

Py

Py

Py

2ψ Рис. 5.6. Расчетная схема определения усилия деформирования: Ψ – угол между смежными деформирующими элементами; η – угол между силой, действующей на деформирующий элемент со стороны опорного катка и хордой, соединяющей центры деформирующих элементов; β – угол между направлением усилия деформирования и хордой, соединяющей центры деформирующего элемента и опорного катка; δ – зазор между опорным катком и обрабатываемым отверстием; 2а – зазор между смежными опорными катками; dр – диаметр деформирующих элементов; Rор – радиус окружности, описываемой центрами деформирующих элементов; dк – диаметр опорных катков; Rо – радиус обработанного отверстия; Rok– радиус окружности, описываемой центрами опорных катков; Pкц – центробежные силы, развиваемые опорными катками; Pк – сила, действующая на деформирующий элемент со стороны опорного катка; Pу – полное усилие деформирования

Угол между двумя смежными деформирующими роликами, а также опорными катками равен: ψк =

π zp

,

(5.7)

где zp – количество деформирующих роликов и, соответственно, опорных катков в раскатнике. sin (ψ к ) =

rк + а (Rо − δ ) − rк

,

(5.8)

где rк – радиус опорного катка, Rо – радиус обработанного отвертия, a – зазор между смежными опорными катками, δ – зазор между опорным катком и обрабатываемым отверстием. Преобразовав выражение 5.8, находим значение радиуса опорного катка: (R − δ ) ⋅ sin(ψ к ) − а . (5.9) rк = о 1 + sin (ψ к )

Используя теорему косинусов, получаем зависимость для вычисления диаметров роликов

d p = 2 ⋅ rp = где

Ro2 + Rok2 − 2 ⋅ Rо ⋅ Rok ⋅ cos(ψ к ) − rк2 Rо + rк − Rok ⋅ cos(ψ к )

,

(5.10)

Rok – радиус окружности, описываемой центрами опорных катков.

Объемы деформирующего ролика и опорного катка рассчитываются в зависимости от их формы, длины и диаметральных размеров. Для цилиндрического катка объём определяется из известного выражения:

Vk = π ⋅ rk ⋅ Lk , 2

(5.11)

где Lк – длина катка. Для конического ролика объем определяется как

Vkp = где rб, rм

π ⋅ (rб2 + rм2 + rб ⋅ rм )⋅ Lр 3

,

(5.12)

– радиусы малого и большого сечения конического роли-

ка, Lр – длина ролика. Для бочкообразного ролика

(

)

V = 0,262 ⋅ 8 ⋅ rб2 + 4 ⋅ rм2 ⋅ L p .

(5.13)

На расчетной схеме (см. рис. 5.6) показаны силы, приложенные к деформирующему ролику и суммарная сила Ру, являющаяся усилием деформирования. Усилие, действующее на деформирующий элемент со стороны опорных катков, вычисляется по формуле

Pк =

0,5 ⋅ Pкп = sin η

, 0,5 ⋅ Pкп rк + rp ⎞ ⎛ ⎟ sin ⎜⎜ arcsin rо ⋅ sin (ψ к ) ⎟⎠ ⎝

(5.14)

где Pкп – центробежная сила, действующая на опорный каток. Из схемы следует, что усилие деформирования складывается из центробежного усилия, создаваемого опорными катками и деформирующими роликами, которое можно определить по формуле

⎛ r + а ⎞⎟ . (5.15) Py = 2 ⋅ Pк ⋅ cos β = 2 ⋅ Pк ⋅ cos⎜ arcsin к ⎜ ⎟ + r r p к ⎠ ⎝ Полное усилие деформирования будет складываться из усилий, действующих на деформирующий ролик со стороны опорных катков в инерционном узле, центробежной силы, создаваемой массой самого деформирующего ролика и центробежной силы, создаваемой массами узлов подшипников, на которые опираются катки: . (5.16) 0 ,5 ⋅ Pкп Pк =

r +r ⎞ ⎛ sin⎜⎜ arcsin к p ⎟⎟ rо ⋅ sin(ψ к ) ⎠ ⎝

+ Ру + Рср

где Рср – центробежное усилие, действующее на деформирующий ролик. На рис. 5.7 показана зависимость усилия деформирования от радиуса обрабатываемого отверстия при прямой схеме раскатывания и двух роликах, диаметры которых равны половине диаметров обрабатываемого отверстия, а на рис. 5.8 показана зависимость радиального усилия деформирования по схеме обработки через промежуточные катки для пятироликового раскатника при разных частотах вращения инструмента. Из сопоставления графических зависимостей видно, что при одних и тех же частотах вращения инструмента усилие деформирования по схеме через промежуточные катки больше, чем при обработке по прямой схеме раскатывания. Если учесть, что диаметры роликов при обработке через промежуточные катки имеют меньшие размеры, то можно сделать вывод, что раскатывание по схеме через промежуточные опорные катки обладает несомненным преимуществом по сравнению с раскатником, работающим по прямой схеме, т. к. при этом достигается меньшая частота вращения детали, а, следовательно, можно обрабатывать детали, начиная с диаметров 90 мм и выше.

Рис. 5.7. Зависимость усилия деформирования от радиуса обрабатываемого отверстия и частоты вращения инструмента по схеме непосредственного раскатывания. Количество катков zk = 2. Материал катков и роликов – твердый сплав

5 ⋅ 10

4

4 5 . 10

4 4 . 10

Py,Н

Py ( R , 500 ) Py ( R , 800 ) Py ( R , 1000 ) Py ( R , 1500 )

4 3 . 10

4 2 . 10

4 1 . 10

101.362

0 0.05 0.05

0.07

0.09

0.11

R R,м

0.13

0.15 0.15

Рис. 5.8. Зависимость усилия деформирования от радиуса обрабатываемого отверстия и частоты вращения инструмента по схеме раскатывания через промежуточные катки. Количество катков zр = 5. Материал катков и роликов – твердый сплав

ГЛАВА 6

НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ В КОНТАКТНОЙ ЗОНЕ

На качество обработанной поверхности решающее влияние оказывают интенсивность и характер распределения напряжений по площади контакта. В связи с этим при исследовании процесса ППД определение напряженного состояния в очаге деформации является одной из основных задач. Данному вопросу посвящено значительное количество работ [5, 10, 27, 31, 36, 41, 54, 56, 71 и др.] Однако до конца задача не решена. Это связано с тем, что при деформировании поверхности детали перекатывающимся роликом необходимо одновременно учитывать многие факторы, влияющие на напряженное состояние в контакте: форму и размеры контактной зоны, глубину внедрения ролика в поверхность детали, скорость процесса деформирования, состояние и механические свойства материала детали, наличие образующейся волны, окружающей контактную зону, температуру в контакте, упрочнение и разупрочнение поверхностного слоя, наличие нормальных и касательных напряжений и т. п. Желание учесть все особенности деформирования приводит к созданию сложного математического аппарата для решения задачи, не всегда удобного в практических инженерных применениях. При решении контактной упруго-пластической задачи следует учитывать, что не все факторы оказывают одинаковое влияние на изменение качественного состояния поверхности, в связи с чем можно пренебречь малосущественными составляющими. В ряде литературных источников указывается на возможность применения для описания упругопластической задачи хорошо зарекомендовавшего себя на практике метода определения напряженного состояния при упругом сближении тел под воздействием нормально действующих нагрузок. При этом полагают, что максимальные напряжения в наибо-

лее нагруженной точке контактной зоны превышают предел упругости. Величина максимального напряжения по разным источникам [6, 28] может превышать предел упругости от 2 до 12 раз. В связи с большим расхождением во мнениях о величине максимального напряжения в каждом конкретном случае теоретические разработки необходимо подтверждать экспериментальными исследованиями. Еще одной особенностью применения упругой контактной задачи является то, что она применима для ограниченного количества деформируемых тел: шаров, цилиндров, плоскостей и поверхностей, имеющих произвольную кривизну, которые первоначально при отсутствии нагрузки соприкасаются в точке. Формы контурных линий контактов при нагружении указанных тел представляют собой эллипсы и прямоугольники. Для других форм контактов, в частности каплевидного, часто применяющегося в производственной практике при ППД коническими роликами, задача вообще не решена. Идея достижения требуемого результата заключается в том, чтобы перенести решение упругой задачи при контактировании двух деформируемых цилиндров с параллельными осями, дающих прямоугольный контакт, на решение задачи, когда форма контакта является более сложной. При выборе конструктивных параметров центробежного раскатника целесообразно исходить из заданной площади и формы контактной зоны с тем, чтобы, определив характер распределения напряжений, перейти к определению усилия деформирования, а затем выбрать необходимый деформирующий ролик, при помощи которого обеспечивается необходимая контактная зона и распределение напряжений. В качестве исходной информации примем решение задачи для деформирования вала с плоскостью (рис. 6.1).

σ

σ Рис. 6.1. Распределение напряжений по площади полосового контакта при деформировании плоскости валом

Распределение напряжений по ширине контактной зоны в этом случае опреляется по формуле:

( )

⎞ ⎛ σ l ,z = σ m (l ) ⋅ 1 − ⎜ z z (l ) ⎟ ⎜ k k к k ⎟⎠ ⎝

2

,

(6.1)

где z – текущая координата полуширины контакта ( 0 ≤ z ≤ z k (l k )) ; zk (lk ) – изменение полуширины контакта по его длине; σт(lk) – изменение напряжений по линии максимального нагружения ролика. Разобьем тело ролика по длине контакта параллельными плоскостями, расположенными перпендикулярно его оси, на расстоянии Δ lk друг от друга. Таким образом, весь ролик будет состоять как бы из набора тонких дисков, имеющих постоянные радиусы, которые меняются для каждого выделенного диска по длине ролика в соответствии с законом изменения его образующей. Для каждого из этих дисков применим формулу (6.1) для расчета напряженного состояния. Очевидно, напряженное состояние на всей площади контакта будет складываться из суммы элементарных решений для каждого диска в отдельности.

Для того чтобы иметь возможность пользоваться формулой (6.1), необходимо определить закон изменения максимальных напряжений σт(lk) по линии наибольшего нагружения ролика. Это линия, вдоль которой ролик максимально внедрен в поверхность обрабатываемой детали. При упругом контакте данная зависимость может быть записана в виде выражений σ m = 0,564 ⋅

E ⋅ P ⋅ (rp + r ) д yl ; 2 (1 − μ ) ⋅ r p ⋅ r д

(6.2)

Pyl =

2⋅zk (lk )2 ⋅(rd −r p )⋅E (1,08)2 ⋅r p ⋅rд

.

(6.3) Сложнее определить функцию σт(lk) при упругопластическом деформировании, т. к. на этот счет в литературе отсутствуют сведения. Для нахождения закона изменения функции σт(lk) возможны два подхода. Первый из них сводится к тому, чтобы на основе априорных соображений предложить подходящую зависимость, а затем подтвердить ее экспериментально. Предположим, что удалось найти искомую функцию σт(lk). Тогда для полного усилия деформирования можно записать выражение: Lk z k

2

⎛ z ⎞ ⎟⎟ dzdl k Py = ∫ ∫ σ m (l k ) ⋅ 1 − ⎜⎜ ⎝ z k (l k ) ⎠ 0 − zk

.

(6.4)

Если определить экспериментально значения усилия деформирования Py, изменение полуширины контакта zk(lk), длину контактной зоны Lk, и подставить их в приведенную зависимость (6.4), то, при правильно выбранной формуле изменения максимального напряжения по линии наибольшего внедрения ролика, написанное равенство должно превратиться в тождество.

Схема компоновки экспериментальной установки показана на рис. 6.2, где на основании 7 закреплена подставка 6, в которой устанавливается исследуемый образец 3, (валик или сегмент втулки). В поверхность образца деформирующий ролик 1, имеющий буртик толщиной 3 мм, вдавливается силой Ру. Ролик устанавливается в накладке по плотной посадке. 0

1

2

4

3 4

2 0,5 Py

5

0,5 Py 1 3 6

7

Рис.6.2. Схема экспериментального исследования распределения напряжений по линии максимального нагружения: 1 − деформирующий ролик с пояском, 2 − накладка, 3 − исследуемый образец, 4 − индикатор часового типа с ценой деления 0,001 мм, 5 − штатив, 6 − подставка для образца, 7 − основание.

Другой подход заключается в аналитическом определении функции σт(lk) на основе теоретических исследований. Результатами теоретических и экспериментальных исследований было установлено, что наиболее соответствующим является закон изменения функции σт(lk) в виде σ m (lk ) = А ⋅ ε m ; A=

E ⋅εT

ε

m T

⎛σ ⎞ ln⎜⎜ T ⎟⎟ = E ⋅ ε T1− m ; m = ⎝ σ в ⎠ , ⎛ε ⎞ ln⎜⎜ T ⎟⎟ ⎝ εв ⎠

(6.5)

где ε − относительная деформация точек поверхности детали, расположенных на линии наибольшего нагружения ролика; εт, εв − относительные деформации, соответствующие пределу текучести σт и пределу временного сопротивления σв. Траекториями точек поверхности детали являются, как показано в работе [52] циклоиды. Для этого случая относительная деформация будет рассчитываться по формуле:

εу =

( zk − z ) ⎛ z −z ⎞ ⎟ r p ⋅ 1− ⎜ k ⎜ rp ⎟ ⎠ ⎝

2

.

(6.6)

Подставляя выражение (6.6) при z = 0 в формулу (6.5) будем иметь выражение для расчета распределения напряжений по линии максимального нагружения в случае произвольного контакта. В частном случае известны формулы для определения геометрических параметров контактной зоны при обработке цилиндрических поверхностей шариками и профильными роликами, в результате чего образуется эллипсная форма контакта. Формально можно считать, что закон изменения напряжений в зоне контакта при упругопластическом деформировании шариками и профильными роликами будут иметь тот же вид, что и при упругом контакте. Для эллипсного контакта эта формула будет иметь вид: ⎛ 0,5 ⋅ Lk − lk σ (lk , z ) = σ m (lk ) ⋅ 1 − ⎜⎜ ⎝ 0,5 ⋅ Lk

2

⎞ ⎛ z ⎞ ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎟⎟ ⎠ ⎝ z km ⎠

2

.

(6.7)

При этом максимальное напряжение σm в центре площадки контакта, очевидно, должно превышать напряжение текучести σт. Это напряжение должно определяться экспериментально. Так как суммарное радиальное усилие Ру равняется интегралу Lk z k

Py = σ m ⋅ ∫ ∫ 0 zk

⎛ 0,5 ⋅ Lk − l k 1 − ⎜⎜ ⎝ 0,5 ⋅ Lk

2

2

⎞ ⎛ z ⎞ ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎟⎟ dl k dz , ⎠ ⎝ zk ⎠

(6.8)

то из этого выражения получаем σm =

.

Py Lk z k

∫∫ 0 zk

⎛ 0,5 ⋅ Lk − l k 1 − ⎜⎜ ⎝ 0,5 ⋅ Lk

2

⎞ ⎛ z ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎠ ⎝ zk

(6.9)

2

⎞ ⎟⎟ dl k dz ⎠

Когда производится обработка коническими деформирующими роликами, контакт является каплевидным, а действительная форма его контурной линии приближённо представляет собой сочетание дуг эллипса как на начальном участке, так и на участке сбега. Поэтому для этих участков контакта можно применить расчётную формулу (6.7). Таким образом, для начального участка каплевидного контакта можно записать (рис. 6.3): ⎛ 0 ,5 ⋅ Lk − lk σ 1 = σ m ⋅ 1 − ⎜⎜ ⎝ 0 ,5 ⋅ Lk

⎞ ⎛ z ⎞ ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎟⎟ ⎠ ⎝ zk ⎠

2

2

2

2

, при 0 ≤ l k ≤ L1 ,

(6.10)

⎞ , при L1 ≤ l k ≤ Lk ⎟⎟ ⎠

(6.11)

для участка сбега: ⎛l σ 2 = σ m ⋅ 1 − ⎜⎜ k 2 ⎝ L2

⎞ ⎛ zk 2 ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎠ ⎝ z km

7 Z

lk

Lk / 2 Lk

а)

Zkm

Zkm

z

lk

L1

L2 Lk

б)

Рис. 6.3. Эллипсный и каплевидный контакты, образуемые при обработке цилиндрических поверхностей профильными и коническими роликами: а – эллипсный контакт; б – каплевидный контакт

Радиальное усилие деформирования будет соответственно равно

Lk z k

Py = σ m ⋅ ∫ ∫ 0 zk

+

Lk z k

∫∫ 0 zk

⎛ 0,5 ⋅ Lk − l k 1 − ⎜⎜ ⎝ 0,5 ⋅ Lk 2

2

2

⎞ ⎛ z ⎞ ⎟⎟ − ⎜⎜ ⎟⎟ dl k dz + ⎠ ⎝ zk ⎠ 2

⎛l ⎞ ⎛ z ⎞ 1 − ⎜⎜ k 2 ⎟⎟ − ⎜⎜ k 2 ⎟⎟ dl k dz ⎝ L2 ⎠ ⎝ z km ⎠

(6.12)

ГЛАВА 7

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЗАИМОСВЯЗИ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДЕФОРМИРУЮЩИХ РОЛИКОВ, ГЕОМЕТРИИ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ, КОНТАКТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И КАЧЕСТВА ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ 7.1. ВЛИЯЮЩИЕ ФАКТОРЫ И ДИАПАЗОН ИХ ИЗМЕНЕНИЯ

На показатели качества поверхностного слоя в процессе обработки действует большое количество независимых и взаимосвязанных между собой факторов. Поэтому для определения рациональных конструктивных параметров центробежного раскатника и технологических факторов процесса обработки математические зависимости для определения показателей качества процесса раскатывания, полученные в результате теоретических исследований, были подвергнуты исследованию. В качестве основных варьируемых конструктивно-технологических параметров, действующих при обработке, были приняты следующие величины и диапазоны их изменения (табл. 7.1). Таблица 7.1 ДИАПАЗОНЫ ИЗМЕНЕНИЯ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРИ ЦЕНТРОБЕЖНОМ РАСКАТЫВАНИИ

Наименование величин

Диапазон изменения

Диаметр деформирующего ролика dр, мм

10…150

Диаметр обрабатываемого отверстия D, мм

100…400

Профильный радиус деформирующего ролика rпр, мм Угол внедрения (задний угол), град Глубина внедрения ролика в обрабатываемую деталь hm, мм Частота вращения инструмента n, мин-1 Подача so, мм/об

2…50 0…2 0,05…0,3 500…2500 0,1…3

Выбор средних значений и диапазона изменения варьируемых параметров осуществлялся с учетом назначаемых в реальных условиях эксплуатации и использования серийно выпускаемого оборудования. Кроме того, принимая во внимание теоретический характер исследований, диапазоны варьируемых параметров, с целью расширения области применения центробежного раскатывания, приняты выходящими за пределы значений обычно применяемых в производственной практике. Диаметр раскатываемого отверстия принимался из нормального ряда размеров серийно выпускаемых гидравлических цилиндров, наиболее широко используемых в различных отраслях промышленности, в таких, как автотракторной и горной; в строительно-дорожной технике, среднем и тяжелом машиностроении и других. Частота вращения центробежного раскатника регламентировалась минимальным значением, при котором достигается необходимое значение усилия деформирования. Среднее значение величины продольной подачи принималось, исходя из работы реально действующих раскатывающих инструментов, а максимальное значение – исходя из возможности обеспечения наибольшей производительности, при минимальной шероховатости обработанной поверхности. Для вычисления значений функций и анализа влияния параметров и факторов обработки на показатели качества поверхности использовалось программное обеспечение MathCAD. 7.2. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДЕФОРМИРУЮЩИХ РОЛИКОВ И ГЛУБИНЫ ИХ ВНЕДРЕНИЯ НА ГЕОМЕТРИЮ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ

При выборе и назначении конструктивнотехнологических параметров обработки возникают значительные затруднения, связанные с тем, что на окончательные

результаты формирования качества поверхностного слоя влияет большое количество различных независимых и взаимосвязанных между собой аргументов. Как правило, любой показатель качества поверхности есть функция многих независимых переменных, которую при ППД роликами можно представить в следующем виде: уi = f(Poy,Sо,rпр,Dо,dр,rр(lк), hm, hp(lk), α,ω, HB, Rисх), (7.1) где уi – показатель качества поверхностного слоя (глубина упрочнения, степень упрочнения, шероховатость и т. д.), Pоу – радиальное усилие деформирования, So – оборотная подача, rпр – профильный радиус ролика, Do – диаметр отверстия, dp – начальный диаметр ролика (соответствует началу контактной зоны), rp(lk) – изменение радиуса ролика по длине контактной зоны, hm – максимальная глубина внедрения ролика в обрабатываемую деталь, hp(lk) – изменение глубины внедрения ролика по длине контактной зоны, α, ω – углы внедрения и самозатягивания, HB – твердость исходного материала заготовки, Rисх – исходная шероховатость. Для определения некоторых показателей качества существуют аналитические зависимости. Например, в литературных источниках приводятся формулы для расчета шероховатости в зависимости от профильного радиуса и подачи, глубины упрочнения от усилия деформирования и приведенного радиуса ролика и детали [7, 15, 47, 61, 65 и др.]. Многие другие показатели качества не удаётся определить через приемлемые теоретические решения. В связи с тем, что при упругопластическом деформировании в контактной зоне протекают сложные физико-механические процессы, изучение которых на теоретическом уровне представляет значительные трудности, то задача математического описания процессов деформирования при упругопластическом течении металла полностью не решена. Поэтому влияние конструктивно-технологических параметров, в частности, усилия деформирования, геометри-

ческих параметров деформирующих роликов на шероховатость, остаточные напряжения, изменения структуры металла, коррозионную стойкость и т. д. изучают преимущественно экспериментально. В связи с наличием большого количества независимых переменных, участвующих в процессе обработки, многие авторы из всей совокупности аргументов, влияющих на качество поверхности, выделяют наиболее существенные и, в первую очередь, это относится к усилию деформирования и площади контакта. В первой главе было установлено, что усилие деформирования и площадь контакта при одних и тех же значениях величин по-разному влияют на качество поверхностного слоя, если исследование производят разными деформирующими роликами, как по форме, так и по размеру. Экспериментальные исследования, как правило, проводят на валах, как более простые по реализации. При этом во многих других случаях нет подробных разъяснений, на каких поверхностях проводились исследования – на валах или на отверстиях. В связи с этим важным является выяснение вопроса о соотношении результатов теоретических и экспериментальных исследований, полученных при обработке валов и отверстий одних и тех же параметров. Это возможно только на основе анализа между различными условиями деформирования с учетом сравнения геометрических параметров контактной зоны и их взаимосвязи с качеством поверхностного слоя. В первом приближении можно сравнивать между собой контактные зоны, предположив, что одинаковые по форме и размерам контактные зоны при одной и той же глубине внедрения деформирующего ролика формируют одинаковое качество поверхности. Однако при таком подходе необходимо ответить на вопрос: что считать одинаковыми контактными зонами? Возьмем, например, два эллипсных контакта с одинаковой площадью и одинаковыми по размерам полуосями. Они могут иметь разную ориентацию по отношению к оси обрабатывае-

мой детали (рис. 7.1). Несмотря на то, что геометрические параметры этих контактов одинаковы, достигаемые результаты по качеству обработки будут разные. Первое пятно контакта образуется большим по размеру тороидальным роликом и меньшим профильным радиусом по сравнению со вторым контактом. Второй контакт образуется роликом небольших диаметральных размеров со сравнительно большим профильным радиусом. Этот пример показывает, что необходимо сравнивать контактные зоны, получаемые при обработке одним и тем же роликом. Анализируя полученные в работе аналитические зависимости для определения геометрии контакта, можно сделать вывод, что на размеры контактной зоны влияют конструктивные параметры деформирующих роликов, ориентация ролика по отношению к оси детали, размеры обрабатываемой поверхности, вид обработки (отверстие или вал), глубина внедрения ролика и др. S Zm

Zm V

Lk

Lk

а

Dд

б

Рис. 7.1. Различные варианты расположения эллипсного контакта относительно детали: а) большей осью в направлении скорости вращения ролика; б) большей осью в направлении подачи zк, мм

zк, мм 1

2,0

1,5

2

4,0 1 3,0

3 2

1,0

0,5

2,0

1,0

3

а)

б)

Рис. 7.2. Изменение полуширины контакта по его длине: а) – при обработке профильным роликом; б) – при обработке коническим роликом; 1, 3 – радиус детали 160 мм; 3 – радиус детали 40 мм; 1 – при обработке отверстий; 2 – при обработке вала диаметра 120 мм; 3 – при обработке вала hm = 0,12 мм

Из графиков изменения полуширины контактной зоны в зависимости от ее длины, представленных на рис. 7.2 видно, что при увеличении диаметра обрабатываемой детали, площадь контакта при одной и той же глубине внедрения ролика увеличивается. Максимальные напряжения в центре площадки останутся теми же, в то время как суммарное усилие будет возрастать. Таким образом, можно сделать вывод, что сравнивать между собой нужно площади контакта, полученные при обработке одинаковыми роликами, внедрёнными в поверхность детали на одну и ту же глубину. При обработке центробежным раскатыванием размеры роликов и катков нельзя выбирать произвольно: они зависят от диаметра обрабатываемого отверстия и выбранного количества роликов. Кроме того ранее было доказано, что прямая схема раскатывания возможна при любом количестве роликов, а схема раскатывания через опорные катки – когда в раскатнике их не менее пяти штук. С другой стороны было установлено, что с увеличением диаметра ролика до величины 2/3 диаметра обрабатываемого отверстия, усилие деформирования при всех прочих постоянных величинах, влияющих на результаты обработки, будет также пропорционально возрастать. В связи с изложенным, анализ влияния геометрических параметров деформирующих роликов на геометрию контактной зоны при центробежном раскатывании должен производиться с учетом соотношений размеров роликов и деталей. Поэтому радиусы роликов по прямой схеме центробежного раскатывания будем определять по формуле:

rp =

(R − δ )sin ψ ,

(7.2)

1 + sin ψ

а по второй схеме раскатывания через промежуточные опорные катки из зависимости rp 2 =

R 2 + Rok − 2 R ⋅ Rok cosψ − rk 2(R − rk − Rok cosψ )

.

(7.3)

При прямой схеме раскатывания наибольшее усилие при одной и той же частоте вращения детали и одинаковых по форме и длине роликов будет создаваться двухроликовым раскатником, так как только в этом случае можно установить в инструменте два уравновешенных и наибольших по размеру ролика. Поэтому, сравнение методов по прямой схеме деформирования и деформирования через промежуточные опорные катки будем рассматривать между двухроликовым и пятироликовым центробежными раскатниками, т. к. пятироликовый инструмент при второй схеме обработки имеет наибольший размер опорных катков, а, следовательно, и наибольшее развиваемое усилие деформирования. Для анализа соотношения площадей контактов была принята методика расчета геометрических параметров контактной зоны, приведенная во второй главе настоящей работы. Теоретическая и практическая ценность приведенной методики заключается в ее универсальности, т. к. она позволяет рассчитывать геометрию контакта, как при обработке вала, так и при обработке отверстия, а также для различных конфигураций и размеров деформирующих роликов. Это позволяет проводить сравнение процесса ППД при различных условиях обработки. На основе предложенной методики расчета геометрических параметров контактной зоны и разработанного алгоритма расчета с применением ЭВМ были построены зависимости, показанные на рис. 7.2. Графики зависимостей площадей контактной зоны от изменения радиуса обрабатывае-

мой поверхности при обработке отверстий и валов построены с учетом изменения диаметров деформирующих роликов, вычисленных по формулам (7.2) и (7.3), и представлены на рис. 7.3. S,мм2

S, мм

200

7

150

6

1

2

40

64

88

1

5

100 50

2

2

4

112

а)

136

R,мм

40

64

88

112

136

R,мм

б)

Рис. 7.3. Зависимости площадей контактной зоны от изменения радиуса детали при обработке отверстий и валов: а) раскатывание по прямой схеме; б) раскатывание через промежуточные опорные катки; 1 – при обработке отверстий; 2 – при обработке валов; h m = 0,12 мм; rпр = 5 мм

Анализ представленных зависимостей позволяет сделать следующие выводы. Площадь контакта при обработке отверстий при одной и той же глубине внедрения и одних и тех же конструктивных параметрах деформирующего ролика больше, чем при обработке валов, имеющих те же диаметры. Причем, по схеме прямого раскатывания разница в площадях достигает значительной величины, более чем в 10 раз, и возрастает пропорционально увеличению диаметра обрабатываемой детали (рис. 7.4). Как видно из графика, отношение площадей контакта при обработке по прямой схеме с увеличением диаметра детали растет по параболическому закону, а зависимость при обработке отверстий − практически постоянна и имеет линейный характер.

Sо/Sв 16

2

8 4 2

1 40

112

88

64

136 R, мм

Рис. 7.4. Отношение площадей контактных зон в зависимости от диаметра обрабатываемой детали при обработке отверстий и валов: 1 – обработка через промежуточные опорные катки, 2 – обработка по прямой схеме двумя роликами

Это обстоятельство можно объяснить с помощью рис. 7.5, где рассматриваются особенности внедрения деформирующего ролика в поверхности вала и отверстия равных диаметров. 2Zo

2hM

hM

2Zв

R

rP

Рис. 7.5. Схема деформирования отверстия и вала равных диаметров роликом, внедренным на одинаковую глубину: rp – радиус деформирующего ролика; R – радиус обрабатываемой поверхности; hм – максимальная глубина внедрения ролика в поверхность детали, zo, zв – полуширина контакта при обработке отверстия и вала соответственно

Для объяснения полученных выводов проведем аналитические исследования влияния размеров деформирующих роликов и детали на полуширину контакта. Если предположить, что при внедрении ролика в поверхность детали на величину hm, размер ролика увеличивается до размеров обрабатываемого отверстия, то в пределе в рассматриваемом сечении окружность ролика станет концентричной окружности принадлежащей детали. Ширина контакта в плоскости пересечения ролика с деталью, проходящей через контурную линию, будет стремиться к диаметру детали. Если ролик внедрен в поверхность вала и увеличивается в размерах до бесконечности (R → ∞), полуширина контакта будет меньше или равна значению (7.4) z в ≤ rp2 − rp2 − hm2 . Составим отношение полуширины контактов, полученных при обработке валов и отверстий ⎛ (R − rp ) ⋅ (R + hm ) ⎞ zo ⎟⎟ = R 2 − ⎜⎜ zв R + r − hm ⎝ ⎠

2

rp2 − rp2 − hm2

.

(7.5)

Найдем предел этого отношения при стремлении радиуса ролика к радиусу детали. Очевидно, в этом случае числитель в зависимости (7.5) стремится к радиусу детали, а знаменатель к выражению ( R − R 2 − hm2 ). Таким образом, искомый предел будет равен: zo R = = 2 rp → R z R − R 2 − hm2 в lim

1 1− 1−

hm2 R2

.

(7.6)

Знаменатель представленного выражения близок к нулю по абсолютной величине, а функция является монотонно возрастающей, т. к. полуширина контакта при обработке отверстия больше полуширины контакта при обработке вала и увеличивается с изменениями радиуса ролика опережающим темпом. Таким образом, с изменением радиуса ролика при

одном и том же значении диаметра отверстия и глубины внедрения, полуширина контакта, а, следовательно, и площадь контакта существенно увеличивается. Рассмотрим аналогичное сравнение площадей контактов, рассчитанных по известным зависимостям решения упругой контактной задачи. При параллельном расположении осей детали и ролика соответствующие формулы будут иметь вид: • при обработке вала z В 2 = 0,8 ⋅ 2 ⋅ p ⋅

D ⋅ d p ⎛1− μ 2 ⎞ ; ⎟ ⋅⎜ D + d p ⎜⎝ E ⎟⎠

(7.7)

• при обработке отверстия z O 2 = 0,8 ⋅ 2 ⋅ p ⋅

D ⋅ d p ⎛1− μ 2 ⎞ . ⎟ ⋅⎜ D + d p ⎜⎝ E ⎟⎠

Zк

(7.8)

Sо/Sв

240

16

2 180

8

120

4

60

64

88

1

2

1 40

2

112

50

136 R, мм

70

90

110

а) Sо/Sв

Zк,мм 24

120

2

18

90

12

60

6

64

88

112

в)

2

30

1 40

130 R, мм

б)

136 R, мм

1 50

70

90

110

130 R, мм

г)

Рис. 7.6. Зависимости полуширины площадей контактов и радиусов роликов

от радиуса обрабатываемой детали, полученных на основе расчетных зависимостей для упругого контакта: а) по схеме прямого раскатывания; б) раскатывание через промежуточные опорные катки; в) отношение площадей контактов при обработке отверстий и валов г) изменение радиусов роликов в зависимости от радиуса обработки; 1 – для отверстий; 2 – для валов; Lр = 10 мм; погонная нагрузка р = 850 МПа

Из построенных графических зависимостей (рис. 7.6) видно, что соотношения полуширин и площадей контактных зон при упругом деформировании поверхностей валов и отверстий имеют тот же характер, что и при упругопластическом деформировании (см. рис. 7.3. и 7.4). 7. 3. ЗАВИСИМОСТЬ ГЛУБИНЫ УПРОЧНЕНИЯ ОТ ПАРАМЕТРОВ ДЕФОРМИРУЮЩЕГО РОЛИКА И ДИАМЕТРА ОБРАБАТЫВАЕМОГО ОТВЕРСТИЯ

Целью обработки ППД является изменение качественного состояния поверхностного слоя: упрочнение материала детали, создание благоприятных остаточных напряжений, мелкозернистой структуры, снижение высоты микронеровностей и др. Это происходит в том случае, когда в центре площадки контакта между роликом и деталью напряжение, которое в данном случае является максимальным, будет превышать предел текучести. В первом приближении предположим, что в качестве критериев сравнения необходимо выбирать равенство максимальных напряжений в контактах, образуемых при обработке отверстия и обработке вала, или одинаковую глубину внедрения ролика в поверхность детали. Геометрические параметры деформирующих роликов необходимо выбирать с учетом обеспечения одновременно нескольких показателей качества и, в первую очередь, шероховатости и глубины упрочнения. На шероховатость поверхности главным образом влияют усилие деформирования и величина профильного радиуса ролика. Чем больше профильный радиус ролика и усилие деформирования, тем ниже будет достигнутая при обработке шероховатость. Из многих известных зависимостей

наиболее удобно для вычисления шероховатости применять формулу: RZ = Rпр −

4 ⋅ Rпр2 − S 02 2

.

(7.9)

Эта формула хорошо согласуется с экспериментальными данными и зависит только от профильного радиуса ролика и подачи. Другие формулы являются более сложными и не обладают универсальностью применения а также содержат величины, зависящие от свойств материала и экспериментальные коэффициенты, что отражает частные особенности процесса. При обработке коническими роликами шероховатость зависит от заднего угла установки ролика по отношению к оси отверстия. Его назначают в соответствии с многочисленными рекомендациями в пределах (0,5…0,8) град. Значение его не так существенно влияет на шероховатость в обозначенных пределах, т. к. при этих задних углах длина сбега каплевидного контакта достаточно большая. Аналитические зависимости для выбора усилия деформирования с целью достижения требуемой шероховатости отсутствуют, ввиду чрезвычайной сложности выявления математической модели, в связи с чем его влияние на шероховатость определяется экспериментально для конкретных условий обработки. Производительность определяется подачей и скоростью вращения инструмента. Скорость вращения инструмента (окружная скорость раскатывания) практически не влияет на качество обработанной поверхности и ограничивается только возможностя-

ми оборудования, поэтому назначается произвольно. Ограничением является предельное значение, при котором возможно возникновение недопустимых вибраций. Эта задача решается устранением дисбаланса инструмента (динамической балансировкой) и за счет точного исполнения деталей инструмента. В частности, массы всех деформирующих роликов совместно с узлами подшипников, в которых они установлены, должны иметь минимально возможные допуски на отклонения, что достигается взвешиванием и удалением лишнего металла. Другой конструктивный параметр деформирующего ролика – максимальный диаметр определяют, исходя из хорошо зарекомендовавшей себя на практике зависимости для определения глубины упрочнения при обработке валов [41]: (7.10) Py 1 hy =

⎛ 1 1 1 + + 1 + 0,7 ⋅ ⎜ ⎜ Rв r рв rпр ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

⋅

2 ⋅σ Т

,

где Rв – радиус обрабатываемого вала, rрв – радиус ролика, назначаемый при обработке валов для достижения заданной глубины упрочнения, rпр – профильный радиус ролика, Pу – радиальная составляющая усилия деформирования, σТ – предел упругости материала обрабатываемой детали. Из приведенной формулы видно, что с увеличением радиуса детали, профильного радиуса и диаметра ролика глубина упрочнения уменьшается. Таким образом, увеличение диаметра ролика, имеющее целью повышение усилия деформирования при центробежном раскатывании, не решает вопроса увеличения глубины упрочнения, а наоборот необходимо уменьшать диаметр ролика при сохранении заданного усилия. При обработке валов существуют рекомендации по выбору размеров деформирующих роликов и профильного радиуса, из которых следует, что диаметры роликов выбираются в пределах dp = (40…150) мм. При этом для достижения одного и того же качества обработки, рекомендуемые усилия дефор-

мирования пропорциональны диаметрам. Возникает вопрос: если в зоне контакта при применении различных по размерам роликов и соответствующих усилий деформирования условия обработки обеспечивают одно и то же качество, то чем объясняется такой большой разброс размеров и из каких соображений выбирать тот или иной ролик? При анализе этого вопроса оказалось, что размер ролика зависит от несущей способности подшипника, на котором он установлен: чем больше диаметр ролика, тем с большей несущей способностью можно установить подшипник внутри ролика. Поэтому для увеличения усилия деформирования необходимо увеличивать диаметр ролика, а увеличение диаметра ролика вызывает увеличение площади контакта и уменьшение глубины упрочнения в соответствии с формулой (7.10), при этом среднее напряжение остается постоянным, в связи с чем глубина упрочнения тоже не будет меняться. При обработке отверстий центробежным раскатыванием, как было установлено во второй главе, диаметры деформирующих роликов выбираются в зависимости от их количества и диаметра обрабатываемого отверстия, причем характер изменения является дискретным. Поэтому, дальнейший расчет по определению глубины упрочненного слоя необходимо начинать с определения диаметра ролика при обработке отверстия, а затем устанавливать соответствующий ему диаметр ролика, который обеспечивает ту же глубину упрочнения, определяемую из формулы (7.10). В соответствии с этим алгоритм расчета должен осуществляться в следующем порядке. Определяют радиус ролика при обработке отверстия: • по схеме прямого раскатывания: R ⋅ sinψ − a ; (7.11) rpo1 = 1 + sinψ

• по схеме раскатывания через промежуточные опорные катки:

rpo 2 =

R 2 + Rок2 − 2 ⋅ R ⋅ Rок ⋅ cosψ − rк2 2 ⋅ (R + rк − Rок ⋅ cosψ )

,

(7.12)

где радиусы катков rк и осей расположения катков Rок находят по формулам: rк =

(R − δ ) ⋅ sin ψ

−a

1 + sin ψ

и Roк = R − rк − δ .

Полагая, что при обработке как отверстий, так и валов глубина внедрения деформирующего ролика и максимальная полуширина контакта должны быть равны для обеспечения одинаковых законов распределения и интенсивности напряжений, можно утверждать, что максимальные величины полуширины контакта в обоих случаях должны равняться друг другу, т. е.: Zкв = Zко или

⎡ (Rв + rpв ) ⋅ (Rв − hk )⎤ ⎡ (R − r ) ⋅ (Ro + hk ) ⎤ 2 R − ⎢ о pв ⎥ = 0, ⎥ − Rв − ⎢ ⎢⎣ Rв + (rpв − hk ) ⎥⎦ ⎢⎣ Ro − (rpо + hk ) ⎥⎦ 2

2

2 о

(7.13)

где Ro, Rв – радиусы отверстия и вала; rpo, rpв – радиусы роликов при обработке отверстий и валов соответственно, обеспечивающих равные по формам и площадям контактные зоны. Так как радиусы отверстия и вала равны друг другу, то из этого выражения находим значение радиуса деформирующего ролика, при котором в случае обработки вала будет достигнута такая же глубина упрочнения, что и при обработке отверстия: ( R − c ) ⋅ ( R − hм ) , (7.14) r = pв

где с =

c − R + hм

( R − rpo ) ⋅ ( R + hм ) R − rpo

+ hм

.

(7.15)

Усилие деформирования можно рассчитать по формуле:

Lk zkв

⎛ z Py = 2 ∫ ∫ σ m ⋅ f (lk ) ⋅ 1 − ⎜ ⎜z 0 − zk ⎝ k

2

⎞ ⎟ dzdl , k ⎟ ⎠

(7.16)

где f(lк) – закон изменения напряжений по линии максимального внедрения ролика при предположении, что максимальное напряжение в зоне контакта σm = 1. Для эллипсного контакта будем иметь: ⎛ 0,5 ⋅ Lk − lk f э (lk ) = 1 − ⎜ ⎜ 0,5 ⋅ L k ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

2

.

(7.17)

Для каплевидного контакта, состоящего из заходного участка и участка сбега, определяем величину изменения напряжения на заходном участке ⎛ l f k (l k1 ) = 1 − ⎜ k ⎜ 0,5 ⋅ L k ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

2

(7.18)

и на участке сбега, где принимаем изменение напряжений по линейно меняющемуся закону f сб (lk 2 ) =

K ⋅σ м ⋅ Lk − lk ⋅ tgα , hм

(

)

(7.19)

где К, σm – величины, определяемые экспериментально. Подстановка полученных значений для радиуса ролика rpв и усилия деформирования Py в формулу (7.10) дает значение достигаемой при данных условиях глубины упрочнения. Если ее значение не соответствует заданной величине, то увеличивают или уменьшают глубину внедрения ролика в деталь в зависимости от знака необходимой поправки и пересчитывают глубину упрочнения. Достигнув требуемой расчетной глубины упрочнения, находят соответствующую ей частоту вращения раскатника n=

(

10 ⋅ Py ⋅ sinη

)

0,034 ⋅ p ⋅ 1,1⋅ Lк ⋅ r ⋅ Rок ⋅ cosβ + Lp ⋅ rpo2 ⋅ Rop ⋅ sin η 2 к

где углы β и η определяют из зависимостей

,

(7.20)

⎛ (rpo + rк )2 + Rop2 − Rок2 ⎞ , ⎟ β = arccos⎜ ⎜ 2 ⋅ (rpo + rк ) ⋅ Rop ⎟ ⎝ ⎠ η=

π 2

(7.21)

−ψ − β .

(7.22)

На рис. 7.7 показаны графики изменения радиусов деформирующих роликов при обработке отверстий и валов, обеспечивающих одинаковую глубину упрочнения в зависимости от диаметров обрабатываемых отверстий и валов и их соотношение. rp,мм

rot

32

1,4 1 1,4

24 2

16 8

1,4 1,3

50

70

90

110 130 Rд,мм

50 70

90

110 130 Rд,мм

а) б) Рис. 7.7. Зависимость изменения радиусов деформирующих роликов: а) от радиуса обрабатываемой детали, при обеспечении одинаковой глубины упрочнения; 1 – при обработке вала; 2 – при обработке отверстия; б) зависимость соотношения радиусов роликов при обработке валов и отверстий.

Из приведенных графиков следует, что диаметры роликов при обработке валов в диапазоне изменения диаметральных размеров обрабатываемых деталей от 100 до 320 мм с точностью до 1,6 % больше в 1,4 раза по сравнению с диаметрами деформирующих роликов, предназначенных для обработки отверстий. Это означает, что, определив значение диаметра деформирующего ролика при обработке вала при требуемой глубине упрочнения, и, разделив его на коэффициент, равный 1,4, получим значение диаметра ролика для обработки отверстия и достигнем той же глубины упрочнения.

Согласно формуле (7.10), с увеличением радиусов ролика и обрабатываемой детали глубина упрочнения уменьшается. Поскольку, при увеличении радиуса обрабатываемого отверстия, одновременно увеличивается и радиус ролика, то при одной и той же частоте вращения раскатника следовало ожидать, что глубина упрочнения должна уменьшаться. Однако, как видно из графиков, представленных на рис. 7.8, полученные экспериментально глубины упрочнения увеличиваются. Это объясняется тем, что одновременно увеличиваются и усилия деформирования, вызванные увеличением размеров опорных катков и роликов, а также ростом их масс. Py,Н

1

360

2

320 3 280 240

50

70

90

110 130 Rд,мм

Рис. 7.8. Зависимости глубины упрочнения от радиуса обрабатываемого отверстия: 1 – пять роликов; 2 – шесть роликов; 3 – семь роликов; n = 550 мин -1 ; r п р = 5 мм; L к = 80 мм; Lр = 80 мм

Таким образом, можно сделать вывод, что для достижения одной и той же глубины упрочнения частота вращения раскатника с увеличением диаметра обрабатываемого отверстия должна уменьшаться. Кроме того, из графиков зависимостей глубины упрочнения от радиуса детали (см. рис. 7.8) видно, что максимальное усилие деформирования и глубина упрочнения при одной и той же частоте вращения раскатника достигаются, когда в раскатнике установлено пять роликов.

7.4. ТЕПЛОВЫЕ ПОТОКИ И ТЕМПЕРАТУРА В ЗОНЕ КОНТАКТА ПРИ ППД

При обработке деталей поверхностным пластическим деформированием тепловые процессы, протекающие в зоне

контакта, являются немаловажным фактором, который может существенно повлиять на качество поверхности. Однако это будет происходить тогда, когда тепловое воздействие в контакте между роликом и деталью превышает определенный предел, при котором начнут возникать фазовые и структурные изменения материала детали. Существуют различные сведения о величинах температур, возникающих в контактной зоне [8, 80], причем называются значения от 80 °С до 500 ºС. Температура зависит от многих факторов: усилия деформирования, формы и размеров контактной зоны, скорости деформирования, проскальзывания поверхности ролика относительно поверхности детали, формы и размеров деформирующих роликов, характера и количества подводимой смазывающе-охлаждающей технологической среды. Учет всех составляющих на температуру в контактной зоне представляет собой сложную математическую задачу. Поэтому, прежде чем создавать уточненную математическую модель расчета тепловых явлений, учитывающую все особенности протекания процесса, необходимо определить значение температуры, возникающей в зоне контакта при максимально возможной в производственной практике интенсивности деформирования. Если при этих условиях температура окажется больше порогового значения, то необходимо производить более точные исследования. Для решения указанного вопроса необходимо принять некоторые допущения. Будем предполагать, что контактная зона представляет собой полосовой источник с геометрическими размерами равными максимальной полуширине контакта zkm и длине контактной зоны Lk. Вся расходуемая мощность превращается в тепло. Поверхность детали является адиабатической, т. е. все тепло распространяется в тело детали. При этих предположениях, очевидно, достигается максимально возможная температура на площади контакта. При тепловых расчетах будем использовать положения метода источников теплоты [90]. Количество теплоты, выделяемое в

контактной зоне в единицу времени, состоит из двух составляющих Qk = Qkd + QkT , (7.23) где Qkd – теплота, выделяемая при упругопластическом деформировании поверхности детали; QkT – теплота, выделяемая при проскальзывании ролика. Вторая составляющая на порядок меньше первой. При дальнейших исследованиях ее можно учесть как слагаемое выраженное в процентах от первой составляющей (примерно на 10…15 %). Первая составляющая может быть вычислена по формуле: (7.24) Qkd = Vi ⋅ σ i ⋅ dS i , где Vi – скорость деформирования элементарной площадки dSi находящейся в пределах контакта, σi – напряжение, действующее на этой площадке. Чтобы пользоваться данной формулой, необходимо иметь выражение для определения кинематики точек деформируемой поверхности. Если не учитывать проскальзывания ролика, а считать, что точки деформируемой поверхности перемещаются по тем же траекториям, что и точки поверхности ролика, то при этом предположении искомыми траекториями будет семейство циклоид в случае обработки плоских поверхностей

(

)

S cz = rp ⋅ (ϕ p − sinϕ p ); S cy = rp ⋅ 1 − cos ϕ p ,

(7.25)

где φ p – текущий угол контакта (перекатывания ролика). При обработке отверстий траекториями точек деформируемой поверхности являются гипоциклоиды. ⎡ (R d − r p + h p )ψ d ⎤ S z = ( R d − r p + h p ) cos ψ d + r p cos ⎢ ⎥, r ⎥⎦ p ⎣⎢

(7.26)

⎡ ( Rd − rp + h p )ψ d ⎤ S y = ( R d −r p + h p ) sinψ d −r p sin ⎢ ⎥, rp ⎥⎦ ⎢⎣

где

sin ψ d

=

z ρd

;

(7.27)

⎛ z cosψ d = 1 − ⎜⎜ ⎝ ρd

⎞ ⎟⎟ ⎠

2

;

(7.28) ρ d = D 2 + rp 2 − 2 Drp cos ϕ p

.

(7.29)

Составляющие относительных деформаций по координатным осям определяются из выражений: ⎡ ⎛ D arccos z ⎞ ⎤ ⎜ ρd ⎟ dS z ⎢ ⎥ /, = D ⎢sin ⎜ εz = ⎟ − sin(arcsin z ρ )⎥ ρ d dz rp ⎟ ⎢⎣ ⎜⎝ ⎥⎦ ⎠

(7.30)

где принято сокращение D = Rd − rp + h p ;

ρd / =

dρ d Dr p cos ϕ p = dz ρd

z sinϕ p = rp

;

;

⎛ z cos ϕ p = 1 − ⎜ ⎜r ⎝ p

(7.31) ⎞ ⎟ ⎟ ⎠

2

.

(7.32)

Примем для упрощения дальнейших расчетов, что точки деформируемой поверхности перемещаются по циклоидам. Составляющие скоростей точек, перемещающихся по циклоидам, в зависимости от полуширины контакта будут определяться дифференцированием их уравнений по времени. В результате для составляющих скоростей перемещения

точек деформируемой поверхности по координатным осям У и Z от полуширины контакта получены зависимости Vcz = ω p ⋅ z ; Vcy = ω p ⋅ ⎛⎜ rp − rp 2 − z 2 ⎞⎟ , ⎝ ⎠

(7.33)

где ω p − угловая скорость вращения ролика. Ось У направлена в тело детали нормально ее поверхности, а ось Z по касательной к поверхности и перпендикулярно оси контактной зоны. Суммарная скорость деформирования будет равна: 2 Vc = ω р ⋅ z 2 − ⎛⎜ rp − rp − z 2 ⎞⎟ ⎝ ⎠

2

.

(7.34)

Относительная деформация равна производной от текущей полуширины контакта ε cz =

dscz dz

; ε cz = dscy . dz

(7.35)

Связь напряжений с относительными деформациями можно установить из кривой упрочнения. Для этого кривую упрочнения аппроксимируют зависимостью (7.36) σ z = A ⋅ ε cz m ; σ y = A ⋅ ε cy m , где А и m − коэффициенты, зависящие от свойств обрабатываемого материала. Выбираются на основе реальной кривой упрочнения сжатия и рассчитываются по формулам: A=

E ⋅ εT

ε Tm

= E ⋅ ε T1−m ;

⎛σ ⎞ ln⎜⎜ T ⎟⎟ , σв ⎠ m= ⎝ ⎛ εT ⎞ ln⎜⎜ ⎟⎟ ⎝ εв ⎠

(7.37)

где σТ, σв − предел текучести и предел временного сопротивления деформируемого материала; εТ, εв − относительная деформация, соответствующая пределу текучести и пределу временного сопротивления. Подставляя приведенные значения полученных величин в формулу (7.23) будем иметь

( ) ( )

Lk zk

2 ⎡ m 2 m 2⎤ 2 Qkd = A ⋅ ω р ⋅ ∫ ∫ z 2 + ⎛⎜ rp − rp − z 2 ⎞⎟ ⋅ ⎢ ε cz + ε cy ⎥ ⋅ dz ⋅ dl . ⎝ ⎠ ⎣ ⎦ 0 0

(7.38)

Найденное значение количества теплоты распределяется на площади поверхности детали проходимой роликом в единицу времени и умноженной на длину контакта (7.39) S p= v p ⋅L k = ω p ⋅ rp ⋅ Lk . На этой площади размещается nk штук контактных зон vp ω p ⋅rp . (7.40) n = = k

2zk

2zk

Следовательно, количество теплоты, приходящееся на площадь, занимаемую одним контактом, составит величину Qk =

Qкd Qкd ⋅ 2 z k . = nk ω р ⋅ rp

(7.41)

Характер распространения тепла в тело детали зависит от скорости движения источника по поверхности детали, его размеров и интенсивности тепловыделения. Как известно, все источники тепла подразделяются на неподвижные, движущиеся и быстродвижущиеся. Быстродвижущиеся – это источники, скорость перемещения которых превышает скорость распространения теплоты в данном теле. Для установления факта, что источник тепловыделения при ППД (ролик) является быстродвижущимся, применяют безразмерный критерий тепла, называемый коэффициентом Пекле: Pe =

v p ⋅ zk

ωΘ

,

(7.42)

где: zk – длина источника в направлении перемещения, м; vр – скорость перемещения источника, м/с; ω Θ – коэффициент температуропроводности материала, по которому перемещается источник, м2/с.

Если Ре ≥ 10, то источник можно отнести к быстродвижущимся [90]. Расчеты показывают, что коэффициент Пекле при обработке ППД находится в пределах 400…750. Таким образом, при ППД роликами контактная зона является быстродвижущимся источником тепловыделения. Поскольку скорость перемещения быстродвижущегося источника превышает скорость распространения теплоты, то теплота распространяется только под источником и позади него. Вследствие высокой скорости движения время соприкасания источника с этим элементом (равным ширине контакта) столь мало, что во всех точках контакта температуру можно считать одинаковой, а источник двумерным мгновенным и полосовым. Для этого случая существует математическое выражение, описывающее температурное поле в теле детали при прямолинейном движении источника по прямой вдоль координаты х: θ ( z, y ) =

qK ⋅ ω Θ 2λ ⋅ π ⋅ v p

P

∫ 0

dz u z − zu

exp[ −

vp ⋅ y2 4ω Θ ( z − z u )

],

(7.43)

где: λ − коэффициент теплопроводности; вт/м °С; z, у – координаты точки М, в которой рассматривается температура, м; zu – удаление источника тепла по координате z от точки М, м; qК – плотность теплового потока. Одной из основных особенностей процесса поверхностного пластического деформирования является скоротечность его протекания и малое время взаимодействия ролика с обрабатываемой поверхностью в локальной области, определяемой как время проскакивания роликом ширины контакта. Приняв, что максимальная полуширина контакта в реальных условиях не превышает 2,5 мм, а скорость деформирования обычно составляет величину, равную 120 м/мин, получим значение времени действия источника тепловыделения, приходящегося на контактную зону: 2 ⋅ zk 2 ⋅ 2,5 ⋅ 10 −3 ⋅ 60 = = 2,5 ⋅ 10 − 3. tk = vp 120

(7.44)

При таком незначительном времени действия источника тепловыделения, которым является контактная зона, температура, выделяемая на площади контакта, должна быть достаточно большой, чтобы под ее воздействием произошли качественные изменения в поверхностном слое. Поэтому при изучении влияния режимов обработки на температуру в зоне контакта необходимо учитывать время ее воздействия. С учетом критерия Пекле преобразование формулы (7.43) приводит к зависимости для определения температуры, действующей на площади контакта в квазистационарном температурном поле: T=

Qk ( n ) ⋅ z k

λ ⋅ π ⋅ Pe( n)

.

(7.45)

Из графиков, приведенных на рис. 7.9 видно, что температура увеличивается с ростом скорости обработки. Из графиков также следует, что с увеличением частоты вращения детали от 300 до 1500 мин-1 температура возрастает от 60 до 120 °С. Это ниже критического уровня температуры, при которой не происходит существенных изменений в поверхностном слое детали. Учитывая, что при этом в процессе обработки применяется интенсивное охлаждение, главным образом охлаждение инструмента, поскольку он постоянно находится под воздействием температуры, то нагрев поверхности детали будет существенно меньше расчетного значения. Другим выводом является утверждение, что температура существенно зависит от радиуса деформирующего ролика: большему значению радиуса ролика соответствует увеличенное количество тепла, выделяемого в контактной зоне при одной и той же глубине внедрения ролика. Это объясняется тем, что одновременно увеличиваются размеры контактной зоны и время действия источника в локальной области. Таким образом, для уменьшения количества тепла, выделяемого при обкатывании и сохранении заданных произво-

дительности и интенсивности напряжений, необходимо уменьшить диаметр деформирующего ролика.

а)

б)

в)

г)

Рис. 7.9. Изменение температуры на поверхности контакта (а), значения коэффициента Пекле (б), плотности тепловыделения в контакте (в) и отношения плотности тепловыделения в контакте к корню квадратному из коэффициента Пекле (г) от частоты вращения детали: 1 – rpн = 10 мм, 2 – rp = 32 мм, 3 – rp = 50 мм, глубина внедрения ролика hm = 0,25 мм

ГЛАВА 8

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЦЕТРОБЕЖНЫХ РАСКАТНИКОВ 8.1. ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ГЕОМЕТРИИ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ И УСИЛИЯ ДЕФОРМИРОВАНИЯ

Подтверждение и уточнение теоретических исследований параметров контактной зоны, глубины внедрения деформирующего элемента в обрабатываемую поверхность,

максимальных напряжений в зоне контакта, полученных в предыдущих главах, возможно только на основе экспериментальных исследований. Для проведения исследований влияния усилия деформирования на глубину внедрения ролика в поверхность детали и площадь контакта спроектирован специальный стенд, схема компоновки которого показана на рис. 8.1, а изготовленное устройство на рис. 8.2. Устройство для проведения экспериментальных исследований представляет собой рычажный механизм с соотношением плеч 11

1

6 2

1 7

.

10

7 8 9

5

3

4

Рис. 8.1. Схема действия установки для экспериментальных исследований: 1 – кронштейн, 2 – рычаг, 3 – устройство для плавного нагружения, 4 – подвеска с грузом, 5 – поворотный стол, 6 – муфта, 7 – универсальная призма, 8 – деформирующий элемент – ролик, 9 – сегмент трубы (поверхность детали); 10 – штатив; 11 – индикатор часового типа.

Деформирующий ролик 8 устанавливается по отношению к заготовке 9 как в реальных условиях обработки и через призму 7 контактирует с поверхностью детали – сегментом трубы 9, неподвижно закрепленным на поворотном столе 5. Поворотный стол имеет ручной механизированный привод, позволяющий изменять величину угла самозатягивания. Кроме того, на штативе 10 устанавливается индикатор часового типа 11 с ценой деления 1 мкм. Щуп индикатора 12

проходит через отверстие в рычаге 2, муфте 6, призме 7 и касается непосредственно деформирующего ролика 8. Этим достигается измерение перемещения только самого ролика и его деформация. Устройство устанавливалось на столе фрезерного станка. 3

2

6

7 1

5

Рис. 8.2. Установка для экспериментальных исследований: 1 – кронштейн, 2 – рычаг, 3 – муфта, 5 – поворотный стол, 6 – устройство для плавного нагружения, 7 – подвеска с переменным грузом

Стенд состоит из кронштейна 1, рычага 2, муфты 3, призмы 7, поворотного стола 5, устройства для плавного нагружения 6 и подвески с переменным грузом 7, шарнирно закрепленной на конце рычага 2. Устройство для плавного нагружения представляет собой винтовой домкрат 3, имеющий на конце шарнир шарового типа. Деформирующий элемент под воздействием приложенного к рычагу усилия, внедряясь в обрабатываемую поверхность детали, образует на промежуточном элементе в виде тонкой папиросной бумаги отпечаток контактной зоны. При этом индикатор часового типа фиксирует вертикальное перемещение только деформирующего элемента, равное сумме глубины внедрения и деформации са-

мого ролика. Деформация ролика при его сжатии согласно литературным данным, а также расчетам по существующим методикам, является малой величиной по сравнению с глубиной упрочнения (не более 1…2 %). Для проверки факта о малой деформации ролика аналитическим путем, рассчитаем изменение диаметра ролика под воздействием прилагаемой нагрузки. Под воздействием равномерно распределенной нормальной нагрузки интенсивности Р элементы поверхности ролика на граничной плоскости соприкосновения получают вертикальные перемещения. Наибольшее перемещение имеет место в центре контакта и равняется [106]: 4(1 − μ 2 ) − rр

, (8.1) E где ∆dmax − максимальное изменение диаметра ролика под воздействием приложенной силы, мм; μ − коэффициент Пуассона; Е – модуль упругости; rр – радиус ролика. При значениях μ = 0,25; Е = 2,2⋅105 МПА в системе Mathcad были получены следующие зависимости (рис. 8.3). Предложенная методика определения деформации ролика показывает, что ролики при предельных усилиях, обычно используемых в производственной практике (до 4 кН), изменяют свою первоначальную форму не более, чем на 5 % (рис. 8.3). К таким же выводам приводят и экспериментальные исследования многих авторов [60, 66, 115]. Следовательно, деформирующий ролик при ППД можно принять абсолютно жестким и его деформацию в первом приближении не учитывать. Δd max =

Рис. 8.3. Зависимость изменения диаметра ролика от усилия деформирования:

1 – rP = 60 мм, 2 – rP = 30 мм, 3 – rP = 15 мм

Разработанный стенд позволил провести экспериментальные исследования влияния усилия деформирования и геометрии деформирующего ролика на геометрию контактной зоны при следующих варьируемых параметрах: D – диаметр детали; Ру – усилие деформирования; d – диаметр деформирующего элемента; α –задний угол установки ролика относительно оси детали. Значения варьируемых параметров приведены в табл. 8.1: Таблица 8.1 ЗНАЧЕНИЯ ВАРЬИРУЕМЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ Диаметр деформируемой поверхности D, м 0,1…0,5 0,16 0,16 0,16

Нагрузка на ролик P, Диаметр ролика d, Н м 800 2,4·10-2 200…2600 2,4·10-2 800 1,0·10-2...6·10-2 800 2,4·10-2

Задний угол α, град 1,0 1,0 1,0 0,1…3,0

Выбор параметров и диапазонов их изменения, представленных в табл. 8.1, производился на основе анализа проведенных теоретических исследований в полном соответствии с выводами, полученными в результате их проведения. Вариация диаметра сегмента трубы осуществлялась установкой на поворотном столе последовательного ряда запланированных диаметров соответственно равных 0,1 м; 0,2 м; 0,3 м; 0,4 м; 0,5 м. Вариация усилия деформирования осуществлялась путем изменения величины груза на подвеске 7 (см. рис. 8.1), обеспечивающего величину усилия с учетом плеч

1 7

: 200 Н; 800

Н; 1400 Н; 2000 Н; 2600 Н. Значение диаметра деформирующего ролика варьировалось от 10·10-3 м до 50·10-3 м. Ролик устанавливался как показано на рис. 8.1. Вариация угла α установки ролика относительно оси детали осуществлялась с помощью поворота призмы в верти-

кальной плоскости. Испытания проводились при α равном от 0,1 до 3,0 град. Исходная шероховатость варьировалась от 1,25 до 10 мкм. Предварительно обработанную с заданной шероховатостью заготовку – трубу разрезали в продольном направлении, маркировали и использовали в экспериментальных исследованиях в соответствии с разработанным планом. 8.2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОЩАДИ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ

Для обработки результатов исследований разработаны алгоритм расчета и программа для автоматизированного определения площади контактной зоны (рис. 8.4). Полученный на бумаге отпечаток сканировался с разрешением 1200 точек на квадратный дюйм с увеличенным параметром контрастности. С целью повышения точности расчетного значения площади отпечатка, изображение после операции сканирования обрабатывалось в графическом редакторе, при этом стандартными функциями исключались пиксели вокруг отпечатка, имеющие параметр цветности отличный от белого. Изображение сохранялось в виде файла с расширением BMP. Затем файл изображения передавался в тело программы, блок схема которой показана на рис. 8.4, с последующей его обработкой функциями языка программирования Object Pascal, предназначенными для работы с растровой графикой. В блоке программы математической обработки данных, рассчитывались ширина и высота изображения в пикселях, а также общее количество пикселей на изображении. Далее определялся параметр цвета каждого пикселя изображения, и при удовлетворении заданному условию их количество суммировалось. В результате определялось число пикселей, приходящихся на отпечаток контактной зоны, соотношение которых к их общему

числу позволило определять площадь отпечатка, выраженную в квадратных миллиметрах. 8.3. УСЛОВИЯ ИСПЫТАНИЙ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА

По результатам анализа зависимостей, полученных теоретическим путем, и исследований контактной зоны на установке для экспериментальных исследований были определены рациональные значения конструктивных параметров инструмента, по которым разработана техническая документация и изготовлен экспериментальный образец центробежного раскатника для обработки отверстий ППД, имеющего следующие характеристики: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8.

Диаметр обрабатываемого отверстия, мм ............................. 160 Диаметр деформирующих роликов, мм ....................................... 24 Диаметр опорного катка, мм ....................................................... 56 Количество деформирующих элементов и опорных катков, шт. .................................................................... 5 Частота вращения, мин-1 ............................................... 800…1000 Усилие деформирования, приходящееся на один ролик ............................... 750…820

На рис. 8.5. показана схема компоновки центробежного раскатника, а на рис. 8.6 − изготовленный образец. Раскатник центробежный состоит из корпуса 1, с внутренней полостью 2, где располагаются инерционные узлы 3 для создания усилия деформирования, каждый из которых включает два опорных катка 4, имеющих необходимые размеры и массу и установленных с помощью подшипников 5 в ползунах 6, размещенных в радиальных пазах 7 корпуса 1 таким образом, что на каждую пару опорных катков 4 опирается деформирующий элемент 8, имеющий с ними идентичную форму наружной образующей поверхности.

Начало Вод исходных данных

Расчет высоты изображения Расчет ширины изображения (Width) Обнуление количества белых пикселей

Sum(i, j) = 0 i=0 j=0

Цвет пикселя белый

да

Sum(i, j) = Sum(i, j) +1

нет

i = i+1 нет

j< да

j=j+1 i<

да

нет

Расчет площади по полученным данным Вывод результата Конец

Рис. 8.4. Алгоритм и блок-схема расчета автоматизированного определения площади контактной зоны

16

4

11

14

17

12

7 6 5 2 1 15

13

9

8

18

10

Рис. 8.5. Конструктивная схема раскатника центробежного: 1 – корпус, 2 – внутренняя полость, 4 – опорный каток, 5 – подшипник,6 – ползун, 7 – радиальные пазы, 8 – деформирующий элемент, 9 – шпилька, 10 – подшипник, 11 – обойма, 12 – наружное неподвижное кольцо, 13 – внутреннее кольцо, 14 – направляющие ребра, 15 – радиальные отверстия, 16 – внутренняя часть опорных катков, 17 – обойма, 18 – обрабатываемая деталь

В рассматриваемом инструменте направления осей радиальных пазов 7, ползунов 6, опорных катков 4, деформирующих элементов 8 и шпилек 9 совпадают и выполнены под углом самозатягивания «α» по отношению к оси вращения инструмента. Это обеспечивает постоянство скорости подачи и создает условие для стабильного процесса пластического деформирования, что обеспечивает качество обработанной поверхности. Шпильки 9 служат для удержания деформирующих элементов 8 от выпадения при неработающем инструменте. Кроме того, на корпусе 1 инструмента посредством подшипника 10 крепится базирующее устройство, вы-

полненное в виде обоймы 11, внутренняя поверхность которой охватывает наружное неподвижное кольцо 12 подшипника 10, закрепленного на корпусе 1 посредством внутреннего кольца 13. 4

8

7

1

3

2

5

6

9

Рис. 8.6. Центробежный раскатник для обработки отверстий диаметром 160 мм: 1 – корпус, 2 – опорный каток; 3 – ползуны, 4 – радиальные пазы; 5 – деформирующий ролик, 6 – шпилька, 7 – подшипник, 8 – базирующее устройство, 9 – направляющие шпонки

Внешняя поверхность обоймы 11 снабжена направляющими шпонками 14. Наличие в предлагаемом инструменте базирующего устройства позволяет в процессе работы осуществлять его направление по обработанной поверхности и является дополнительной опорой, придает устойчивость процессу пластического деформирования, что повышает качество обработанной поверхности. В корпусе инструмента выполнены радиальные отверстия для подачи смазывающеохлаждающей жидкости в зону пластического деформирования.

Исследования проводились на установке, собранной на базе токарного станка модели 1М63. Испытания проводились с использованием серии заготовок. Внутренний диаметр предварительно растачивался до необходимых размеров и различных значений шероховатости в пределах от Ra = 6,3 мкм до Ra = 40 мкм. Раскатывание отверстия проводилось с частотой вращения инерционного инструмента, обеспечивающей необходимое усилие деформирования. Испытания показали, что инструмент обеспечивает требуемую шероховатость и глубину упрочнения в соответствии с результатами теоретических исследований. 8.4. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ 8.4.1. Задачи и особенности проводимых исследований

В результате теоретических исследований, приведенных в предыдущих главах, были получены аналитические зависимости изменения параметров контактной зоны и напряженного состояния в очаге деформации. При этом были приняты некоторые допущения, используемые при выведении формул, где предполагалось, что распределение напряжений в зоне контакта подчиняется закону, имеющему место при решении упругой контактной задачи, глубина упрочнения при обработке отверстий может быть определена через пересчет размеров роликов, выполненный по определенной методике. Исходной информацией перерасчета является формула И. В Кудрявцева [53], принятая для вычисления глубины упрочнения при обработке валов. Правомерность полученных ранее теоретических резуль-

татов может быть подтверждена экспериментальными исследованиями направленными на: • определение глубины внедрения деформирующих роликов и соответствующего этой глубине максимального напряжения; • определение площади контакта; • определение глубины упрочненного слоя при обработке детали пятироликовым центробежным раскатником; • исследование шероховатости поверхности при обработке детали пятироликовым центробежным раскатником. Результаты измерений подвергались обработке по методам математической статистики и планирования эксперимента и доводились до вывода регрессионных зависимостей. Экспериментальные регрессии получены методом наименьших квадратов. Суть этого метода заключается в том, что если все измерения функции у1, у2,…уn произведены с одинаковой точностью и распределенные величины ошибок измерения соответствуют нормальному закону, то параметры исследуемого уравнения определяются из условия, при котором сумма квадратов отклонений измеренных значений от расчетных принимает наименьшее значение. Для нахождения неизвестных параметров (а0, а1,…, аn) решалась система линейных уравнений: c0 ⋅ a 0 + c1 ⋅ a1 + c2 ⋅ a 2 + ... + cm ⋅ a m = d o , c1 ⋅ a 0 + c2 ⋅ a1 + c3 ⋅ a 2 + ... + c m +1 ⋅ a m = d1 ,

(8.2)

cm ⋅ a0 + cm+1 ⋅ a1 + cm+ 2 ⋅ a 2 + ... + cm + N ⋅ a m = d m ,

где N

c j = ∑ xij , j = 0, 1, 2, ... 2m , i =1

(8.3)

N

d к = ∑ xiк y i , к = 0, 1, 2, ..., m.

(8.4)

i =1

Полином степени m < N, где число пар xi и yi, обеспечивает аппроксимацию (и интерполяцию) таблично заданной функции yi (xi) с минимальной среднеквадратичной погрешностью E=

∑

N

i =1

ε i2 / ( N + 1)

(8.5)

Если m = N, то имеет место обычная интерполяция, т. е. значения y(x) при x = xi, точно совпадают с заданными. При m < N такого совпадения в общем случае нет. Таким образом, аппроксимация yi(xi) по методу наименьших квадратов имеет более универсальный характер, чем обычная интерполяция. Для определения линий регрессии была использована программа REGRES – полиномиальная регрессия (аппроксимация) с автоматическим выбором степени полинома. В соответствии с этой программой, на первом этапе получения регрессии задавалась степень регрессии m = 1. Отсчеты значений xi и yi вводились в программу машины. Далее вычислялись постоянные величины Ci и dк по формулам 8.2 и 8.3. Полученная система линейных уравнений по формуле 8.2 решалась методом Гаусса. После определения a0, a1, a2 по формуле 7.4 вычислялась среднеквадратическая погрешность Е и сравнивалась с заданной Е1. Если Е > E1, то степень полинома m увеличивалась на 1 и т. д., пока условие не соблюдалось. Расчет прекращался как только оказывалось, что Е < Е1. Приведенные на графиках зависимости глубины внедрения ролика от усилия деформирования построены по методике REGRES.

8.4.2. Зависимости глубины внедрения ролика и максимального напряжения в контакте от усилия деформирования

Глубина внедрения деформирующего ролика в поверхность обрабатываемой детали является одним из главных факторов, определяющих формирование качества поверхностного слоя, а также геометрические параметры контактной зоны. Эта величина при заданном типе ролика и его размеров пропорциональна площади контакта и величине усилия деформирования, поэтому может рассматриваться как один из основных факторов, влияющих на результаты при обработке ППД. Как показали теоретические исследования, максимальные напряжения в зоне контакта пропорциональны только глубине внедрения ролика и не зависят от его диаметральных и продольных размеров. Оказалось, что и среднее давление в контактной зоне не зависит от размеров ролика и детали, а только от глубины его внедрения. При одной и той же глубине внедрения ролика усилие деформирования зависит от геометрических параметров деформирующего ролика и размеров детали. Однако в литературных источниках имеются противоречивые данные, показывающие, что одно и то же усилие при обработке деталей роликами, вызывает формирование отличающихся друг от друга показателей качества. Как установлено в первой главе имеется, ограниченное количество работ по исследованию глубины внедрения роликов при обработке отверстий. Это связано со сложностью проведения экспериментальных и теоретических исследований, т. к., с одной стороны, теоретические исследования предполагают создание трудоемких математических моделей, а с другой стороны при экспериментальных исследованиях необходимо измерять весьма малые перемещения в пределах ± 1,0 мкм и менее и учитывать большое количество систематических и случайных погрешностей. В настоящей работе определение глубины внедрения ролика в деталь является запланированной задачей, т. к. поми-

мо самостоятельного значения, глубина внедрения является одной из величин, без которой нельзя рассчитать геометрические параметры контактной зоны. Эти результаты могут быть использованы в дальнейших теоретических исследованиях и другими авторами. Исследования зависимостей глубины внедрения ролика от усилия деформирования проводились при изменении Рн в диапазоне от 1,0 кН. до 11 кН. Измерения проводились на внутренней поверхности трубы с диаметром D = 100 мм, диаметр деформирующего ролика равнялся 14 мм. Регрессии зависимостей глубины внедрения ролика в зависимости от изменения усилия деформирования показаны на рис. 8.7. h,мм 0,2 0,15 0,1 0,05

1

3

5

7

9

Р,кН

Рис. 8.7. Экспериментальные зависимости изменения глубины внедрения ролика от изменения усилия деформирования: 1 – dp = 10 мм, 2 – dp = 24 мм, 3 – dp = 38 мм, 4 – dp = 52 мм, 5 – dp = 66 мм, σT = 650 МПа

Из анализа зависимостей следует, что на всем рассматриваемом диапазоне изменения усилия деформирования (1,0…9,0) кН, графики представляют собой вогнутые параболы и монотонно возрастают от значения hm = 0,038 мм при диаметре ролика dp = 66 мм и hm = 0,066 мм при dp = 10 мм. В рассматриваемом диапазоне глубина внедрения ролика изменяется до значения 0,25 мм, ограниченного сеткой графической зависимости, и достаточна для получения необходимой глубины упрочнения. Дальнейшее увеличение усилия деформирования

при выбранных конструктивных параметрах ППД нецелесообразно. При рассмотрении экспериментальной графической зависимости изменения максимальных значений напряжений в зоне контакта (рис. 8.8) видно, что напряжение в зоне контакта изменяется от 450 МПа до 3000 МПа. Из этого следует, что максимальное напряжение превышает предел текучести конструкционных и легированных сталей, что превосходит предел прочности (предел временного сопротивления). σm, МПа

1

2400 2

1800 3

1200

4 5

600

40

64

88

112

136

Р, кН

Рис. 8.8. Экспериментальные зависимости изменения напряжения в контактной зоне от усилия деформирования: 1 – dp = 10 мм, 2 – dp = 24 мм, 3 – dp = 38 мм, 4 – dp = 52 мм, 5 – dp = 66 мм, σT = 65 МПа

8.4.3. Зависимость шероховатости поверхности от величины оборотов центробежного раскатника

Обрабатываемые детали – трубы (диаметрами 155,08; 156,08; 157,08, 158,08 и 159,08 мм) с шероховатостью Ra = 5 мкм, устанавливались по очереди в призмах на суппорт токарного станка. В процессе раскатывания суппорту придавались подачи: Sо = 0,3 мм/об, Sо = 0,3 мм/об, Sо = 0,5 мм/об, Sо = 0,8

мм/об. В результате экспериментов получены регрессии зависимостей изменения шероховатости (рис. 8.9) от частоты вращения раскатника. Из этой зависимости следует, что изменения шероховатости представляют собой вогнутые параболы, которые с увеличением частоты вращения инструмента уменьшаются, а чистота поверхности – увеличивается. Причем, на участке 1700…2000 мин-1 кривые начинают выравниваться. Это происходит при величине Ra, лежащей в пределах 0,9…0,12. Уменьшение шероховатости происходит также и при уменьшении величины подачи Sо от 0,8 до 0,3 мм/об. Ra, мкм 0,40 0,32 3 0,24 2 1

0,16 0,08 800

1100

1400

1700

nи, мин-1

Рис. 8.9. Экспериментальные зависимости шероховатости обработанной поверхности от частоты вращения центробежного раскатника: Rо = 79,5 мм, rпр = 5 мм, α = 1°, rp = 12 мм, Rzисх = 10 мкм, 1 – Sо = 0,3 мм/об, 2 – Sо = 0,5 мм/об, 3 – Sо = 0,8 мм/об

8.4.4. Зависимость глубины упрочнения от частоты вращения центробежного раскатника

Глубина упрочнения поверхностного слоя после раскатывания трубы определялась при помощи измерения микротвердости по Викерсу. Для проведения измерения и получения экспериментальных данных необходимо подготовить шлиф. Для этого использовалась раскатанная труба и вруч-

ную, с применением смазывающей охлаждающей жидкости, срезалось кольцо, а затем сегмент. Из полученного сегмента готовился шлиф, также вручную, с небольшими скоростями шлифования, шероховатостью доведенной поверхности до Ra = 0,08 мкм (рис. 8.10). После подготовки шлифа производят измерения микротвердости, перемещая алмазный индентор вдоль шлифа от внутренней поверхности отверстия к наружной, периодически производя замер. Если поверхность образца упрочнена, то в глубину от поверхности микротвердость уменьшается. Точка А перехода кривой 1 на прямолинейном горизонтальном участке, определит длину ly перехода от упрочненного слоя к неупрочненному. Глубина упрочнения определяется по формуле h = l ⋅ В . у

LШ

Ro=80мм плоскость

шлифа

HV

В=20 1

0,03

Rн 0,08

полировать А

lу hy

Lш

Рис. 8.10. Образец для экспериментального определения глубины упрочнения: кривая 1 – зависимость изменения микротвердости по длине микрошлифа, hy – глубина упрочнения

На рис. 8.11 представлены зависимости изменения глубины упрочнения, построенные по уравнению регрессии – кривая 1 и теоретическая зависимость – кривая 2, представляющие собой монотонно возрастающие параболы.

h,мм 4,0 3,0 2,0 1,0

800

1100

1400

1700

-1 nи,мин

Рис. 8.11. Зависимость глубины упрочнения от частоты вращения центробежного раскатника: 1 – экспериментальная кривая, построенная по уравнению регрессии, 2 – теоретическая зависимость

Расчет глубины упрочнения производился по формуле Хейфеца- Кудрявцева [41]. В данном случае для обработки отверстия принималось, что диаметр ролика должен быть в 1,4 раза меньше, чем при обработке вала, в соответствии с методикой пересчета размеров роликов применяемых при обработке отверстий, обеспечивающих ту же глубину упрочнения, что и при обработке валов. Полученное расхождение экспериментальных данных от расчетных можно объяснить следующим. На начальном участке при малых частотах вращения инструмента увеличение глубины упрочнения происходит повторным приложением нагрузки, поскольку используется пять деформирующих роликов в центробежном раскатнике. По мере увеличения частоты вращения интенсивность усилия деформирования возрастает, и повторные приложения нагрузки меньше сказываются на итоговой глубине упрочнения. Анализируя результаты экспериментальных исследований зависимостей параметров контактной зоны и параметров качества поверхности, обработанной центробежным раскатником, можно сделать вывод, что они дали качественную и количественную сходимость с аналитическими зависимостями. Предельные отклонения расчетных значений не превышают погрешностей

обработки экспериментальных данных и составляют 3…20 % и адекватны друг другу на уровне значимости 0,05. 8.4.5. Зависимости площади контакта от усилия деформирования и глубины внедрения ролика

Экспериментальное измерение площади контакта является одним из сложно определяемых геометрических параметров контактной зоны, т. к. в процессе обработки ролик постоянно находится в S, мм2 контакте с обрабатывае24 мой поверхностью. 1 Одним из методов 2 18 наиболее распространенных и рекомендуе12 3 мых в литературных источниках является ис6 пользование промежу0 3 5 9 P, кН точной тонкой бумаги 7 толщиной 0,02 мм, раз0 0,5 1,0 1,5 2,0 h, мм мещаемой между конРис. 8.12. Экспериментальные зависимости площади контактной зоны от нагружающего усилия тактирующими телами. и глубины внедрения профильного ролика: На рис. 8.12 и 8.13 предrпр = 4 мм, 1 – диаметр ролика = 24 мм, 2 – диаметр ролика = 18 мм, 3 – диаметр ролика = 12 мм ставлены зависимости изменения площадей контактной зоны при деформировании поверхности отверстий в зависимости от глубины внедрения ролика и усилия деформирования. Как видно из графиков, площади контактов с увеличением глубины внедрения и усилия деформирования возрастают по параболическому закону, что согласуется с исследованиями, приведенными в ряде известных литературных источников. При определении глубины внедрения ролика в деформируемую поверхность было учтено, что фактическая глубина внедрения отличается от измеренной на величину деформации самого ролика.

S, мм2 56

1 2

42 28

3

14

0

4

8

12

16

P, кН

0

0,05

0,1

0,15

0,2

h, мм

Рис. 8.13. Экспериментальные зависимости площади контактной зоны от нагружающего усилия и глубины внедрения конического ролика: угол конусности θ = 1 град, угол внедрения для конического ролика α = 1 град, 1 – диаметр ролика = 24 мм; 2 – диаметр ролика = 18мм; 3 – диаметр ролика = 12 мм

ГЛАВА 9

ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМИРОВАНИЕМ 9.1. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ИНСТРУМЕНТОВ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ППД РОЛИКАМИ

Исследование особенностей работы деформирующего инструмента для обработки ППД роликами и обобщение производственного опыта показывает, что в условиях серийного, крупносерийного и массового производства наиболее производительными, долговечными и надежными в эксплуатации инструментами являются ротационные раскатники сепараторного типа. В этих инструментах деформирующие ролики расположены в гнездах сепаратора равномерно по окружности детали и контактируют с опорным конусом, через который передается усилие деформирования (рис. 9.1).

Рх

Ру

Px опт.

Р рез

hm

1 2 3 4

2

Р оптим.

Py опт.

1

0,5Px=const

5

d(H8/f7)

n

d min

S

d = dmin - (0,5)

n

D действ

3

0,5Px=const

6

5 4

а) б) Рис. 9.1. Конструктивные особенности: а) жесткого и б) упругого раскатников сепараторного типа

Настройка роликов на заданный размер осуществляется их перемещением вдоль опорного конуса 1. В зависимости от вида нагружения или настройки на размер сепараторные инструменты можно разделить на два типа – жесткие (рис. 9.1, а) и упругого действия (рис. 9.1, б) У жестких инструментов деформирующие ролики занимают неизменное положение относительно опорного конуса на всем протяжении обработки, в то время как у инструментов упругого действия ролики смещаются относительно опорного конуса под воздействием усилия деформирования при его увеличении за счет изменения размера обработки в пределах заданного допуска. Жесткие инструменты сепараторного типа получили в настоящее время наибольшее распространение за счет простоты их конструкции. Однако этот вид инструмента имеет весьма существенные недостатки, основными из которых являются большие колебания усилия деформирования за счет изменения глубины внедрения роликов в поверхность детали. Это связано с тем, что усилие деформирования обеспечивается настройкой диаметра, описываемой роликами окружности, на заданный размер для всей партии деталей, поступающей на обработку за период стойкости инструмента. Ска-

занное можно объяснить на основании рассмотрения схемы полей допусков (рис. 9.2).

а)

б) Рис. 9.2. Поля допусков, объясняющие принцип обработки: а) упругим и б) жестким раскатниками

Для того чтобы в инструменте жесткого типа наверняка гарантировать обработку всех деталей данной партии, настройку роликов на глубину внедрения необходимо производить от верхнего предельного отклонения отверстия Дmax, увеличенного на половину поля рассеяния погрешности измерения, возникающего при настройке инструмента на обработку заданного размера (см. рис. 9.1, б).

При поступлении на обработку детали с действительным размером Ддейств. глубина внедрения ролика окажется больше заданной на величину (Дмах – Ддейств + ωизм/2). Как видно из представленного рисунка максимальная глубина внедрения ролика может достигать величины (Дмах – Ддейств + hp + ωизм/2), равной сумме поля допуска на обрабатываемый размер и заданной глубины внедрения ролика в том случае, если будет обрабатываться деталь с минимально возможным диаметром. Обычно глубина внедрения ролика в поверхность детали равна 0,06…0,12 мм, а поле допуска по восьмому квалитету точности равно 0,08 мм, т. е. они соизмеримы. Поэтому если производить настройку роликов от любого другого размера, находящегося в пределах допуска, то некоторые детали могут оказаться обработанными с недостаточным усилием деформирования или вообще не обработанными в том случае, если глубина внедрения будет меньше поля допуска. Изменение действительного размера в пределах допуска вызывает значительные колебания усилия деформирования в пределах, соответствующих изменению глубины внедрения роликов в обрабатываемую поверхность, равному hpmax – hpmin. В конечном итоге это может привести к существенным изменениям величины и глубины упрочнения, остаточных напряжений, возникновению перенаклепа, микротрещин, ухудшению шероховатости и других изменений качества поверхностного слоя. Непостоянство усилия деформирования приводит также к более интенсивному износу деформирующих роликов и опорного конуса, являющихся основными и наиболее ответственными деталями инструмента, а в результате и к более частому их выходу из строя. Статический анализ выхода из строя инструментов, в реальных производственных условиях, подтверждает сказанное. Более прогрессивным является инструмент, обеспечивающий стабильное качество поверхности за счет постоянного усилия

деформирования. Постоянное усилие деформирования обеспечивается тем, что сепаратор, в котором расположены деформирующие ролики, нагружают постоянным осевым усилием, которое в процессе обработки уравновешивается осевой составляющей усилия деформирования (см. рис. 9.1, б). Если в процессе обработки происходит изменение диаметра обработки в пределах допуска, деформирующие ролики автоматически смещаются вдоль опорного конуса в ту или иную сторону в зависимости от направления изменения диаметра по отношению к исходному значению. Для этого устройство, нагружающее сепаратор, должно быть податливым. В результате смещения роликов вдоль опорного конуса глубина внедрения роликов в обрабатываемую поверхность оказывается настроенной на постоянную величину от действительного диаметра детали, поступившей на обработку. Она остается постоянной в течение всего процесса деформирования. Это показано на схеме, представленной на рис. 9.2, б. Как показал анализ работы раскатников и обкатников жесткого типа, применяемых на различных предприятиях горно-шахтного оборудования, этим инструментам присущи и другие недостатки, которые были обнаружены в процессе сравнения их работы с работой инструментов постоянного усилия, разработанного авторами этой монографии. Так, например, анализировалось изменение подачи инструмента, работающего в режиме самозатягивания. Изменение самоподачи для инструмента жесткого типа по мере увеличения количества обработанных деталей уменьшается значительно быстрее, чем самоподача инструмента постоянного усилия. Это различие может быть объяснено разной интенсивностью износа гнезд сепаратора, в которых расположены деформирующие ролики в этом и другом случаях. При обработке в результате износа образуется зазор между роликами и боковыми поверхностями гнезд сепаратора, положение которых и

определяет установку роликов на угол самозатягивания. Согласно полученным экспериментальным данным износ боковых стенок сепаратора у инструментов постоянного усилия меньше, чем у инструментов жесткого типа, что можно считать подтверждением рассмотренных выше особенностей работы обоих типов инструментов. Результаты исследований были положены в основу разработки новых раскатников постоянного усилия. 9.2. ИНСТРУМЕНТЫ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИЕ СТАБИЛЬНОСТЬ ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ 9.2.1. Обоснование оптимальной формы опорного конуса в многороликовых ротационных инструментах для обработки деталей ППД

Одной из основных частей многороликовых ротационных инструментов для обработки поверхностей деталей ППД является опорный конус, выполняемый в виде прямого кругового конуса. Назначением этой детали инструмента является установка роликов на требуемый задний угол и возможность настройки роликов на заданную глубину их внедрения в обрабатываемую поверхность. В ряде случаев, при необходимости обеспечения самозатягивания или уменьшения осевой силы, действующей на инструмент, ролики поворачивают на угол самозатягивания по отношению к оси детали для перемещения по винтовой линии, соответствующей подаче и вычисляемой по формуле: ω = arctg

S0 + ω ′, π ⋅d p

(9.1)

где ω´ − дополнительный угол, компенсирующий проскальзывание, ω´ = 10…15`. Если ω = 0, то контакт между роликами и опорным конусом при отсутствии нагрузки будет линейным, т. к. оба тела соприкасаются по своим образующим. Поворот роликов на угол самозатягивания при отсутствии нагрузки превращает

линейный контакт в точечный. Приложение нагрузки превращает этот контакт в эллиптический с площадью меньших размеров по сравнению с линейным контактом. Как показывают расчеты, площадь контакта пластически деформируемой зоны между обрабатываемой поверхностью с роликами значительно больше, чем площадь контакта между роликами и опорным конусом. При равенстве сдавливающих сил напряжения пропорциональны площадям контактов, поэтому максимальное напряжение будет приложено на упругом контакте, что и определит в основном усталостную прочность роликов и опорного конуса. Условия нагрузки на обрабатываемую поверхность определяют требуемые параметры качества обработанной поверхности и являются заданными. В связи с этим для снижения нагрузки на опорный конус и деформирующие ролики необходимо изменить условия деформирования между ними таким образом, чтобы уменьшить контактные напряжения, сохраняя неизменными заданный закон изменения и интенсивность напряжений между роликом и поверхностью детали. Для этого, очевидно, что при установке на угол самозатягивания ролики должны соприкасаться с опорным конусом по максимально возможным площадям контакта. При заданных диаметрах опорного конуса и роликов, сумма которых равна диаметру обрабатываемого отверстия, а, следовательно, не может изменяться опорный конус, и ролики должны соприкасаться своими образующими по всей длине контакта. Этого можно достичь изменением формы боковой поверхности роликов или опорного конуса. С точки зрения технологичности предпочтительным является изменение формы опорного конуса, т. к. роликов значительно больше, кроме того, очень часто используются готовые ролики с прямолинейной образующей, изготавливаемые для упорных конических подшипников. Сказанное иллюстрируется схемой контактирования конического ролика, имеющего прямолинейную образующую с прямым круговым конусом и линейчатым конусом (рис. 9.3).

Q

Px/Zp W

W A

dk

Б

A

Б Px/Zp

А-А

Б-Б

Рис. 9.3. Схема контактирования конического ролика с прямым круговым и линейчатым конусом

Рассмотрим взаимодействие конических деформирующих роликов и опорного конуса. Расстояние от ближайшей точки образующей линии ролика до опорного конуса можно вычислить из зависимости 2 М = x 2 + y 2 − (rp + lk ⋅ tgω ) 2 + lk ⋅ tg 2ω .

(9.2)

Уравнение прямого кругового конуса

rк = rкм + lк ⋅ tgΘ .

(9.3)

Вычитая из этого выражения величину сближения опорного конуса с деформирующим роликом и составив разность, можно найти закон изменения сближения ролика по длине контакта. Из этого уравнения следует, что при ω = 0°, оно превращается в уравнение прямого кругового конуса: x 2 + y 2 − (rкм + lк ⋅ tgα ) = 0 .

(9.4)

Полагая затем α = 0°, найдем: x 2 + y 2 − rкм2 − lк 2 ⋅ tg 2ω = 0

(9.5)

и, принимая соотношение постоянных величин в виде:

rкм2 , с = 2 tg ω 2

(9.6)

получим уравнение гиперболоида вращения: x2 y2 l2 + − = 1. rкм2 rкм2 c2

(9.7)

Это линейчатые поверхности, следовательно, и поверхность, описываемая уравнением (9.7), при произвольных значениях углов α и ω тоже будет линейчатой. В последнее время режим самозатягивания находит широкое применение для обработки длинномерных деталей, особенно при совмещенной обкатке резанием и ППД роликами гладких валов и отверстий. В последнем случае необходимо создать максимально возможную силу сцепления деформирующих роликов с обрабатываемой поверхностью. Как показывают исследования работы обкатников, работающих в режиме самозатягивания, усилие обкатывания которых обеспечивает момент, преодолевающий силы резания, иногда возникает проскальзывание роликов, причем проскальзывание роликов по поверхности опорного конуса наступает при меньшем усилии по сравнению с проскальзыванием роликов относительно обрабатываемой поверхности. 9.3. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТЫВАНИЯ

Как было выявлено в процессе проведения экспериментальных исследований, при раскатывании труб диаметром 160 мм опытным образцом центробежного раскатника, на отдельных участках обработки появлялась ощутимая вибрация. Это свидетельствует о существовании динамических составляющих сил, действующих на промежуточный опорный каток и деформирующий ролик. Вибрация может быть вызвана неточностью изготовления деталей в пределах отклонений от номинальных размеров осевых составляющих создаваемого усилия деформирования, действующего на ползу-

ны, в корпусах которых установлены подшипниковые опоры промежуточных катков, а также случайными неучтенными факторами. Обнаруженные вибрации не могут не сказываться на стабильности процесса раскатывания, а следовательно снижают качество обработанной поверхности. Поэтому, представляется целесообразным произвести оценку влияния совокупности сил, действующих в инерционном узле и приложенных к опорному катку и ползунам, в корпусе которого расположены их подшипники. На рис. 9.4 показана принципиальная конструктивная схема усовершенствованного узла установки ползуна в радиальном пазе корпуса раскатника с действующими силами. Опорный каток 1, установленный в ползуне 2 на игольчатом подшипнике 3. Пружина 4, установленная в гнезде корпуса центробежного раскатника предназначена для уравновешения составляющей Pz силы раскатывания. Взаимодействие ползунов инерционных узлов с корпусом инструмента осуществляется через контакт с поверхностью пазов. При этом действуют нормальные силы Pn1 и Pn2. При изменении радиальных размеров в пределах допуска обрабатываемой трубы или при наличии дисбалансных составляющих самого раскатника, либо от действия случайных факторов, ползуны вместе с опорными катками могут смещаться в радиальных пазах, при этом возникают касательные составляющие Тк1 и Тк2. Поскольку центробежный раскатник не имеет жесткого базирования деформирующих роликов и опорных катков друг с другом, то за счет различных систематических и случайных факторов, суммарное усилие деформирования непостоянно.

Pz

Py np

2

Pc Pn2 T1 1

T2

Pпр

3

Rср

l2 Pn2

l1

4 l3

Рис. 9.4. Схема взаимодействия сухарей в пазах корпуса центробежного раскатника

Если погрешность углового положения осей опорных катков равна Δαк, то значение неуравновешенной составляющей силы ΔРαк, приходящейся на один опорный каток, будет: ΔPα к = 4 ⋅ (Pn2 + Tк2 ) ⋅ sin 2(Δα к ) ,

(9.8)

где принято, что Рn1 = Pn2 = Рn, Тk1 = Тk2, f – коэффициент трения. Значение усилий Рn1 и Pn2 можно вычислить из уравнений статики равновесия сил, приложенных к ролику и ползунам, P ⋅r Pn = z к . 2 ⋅l 1

(9.9)

Полагая, что суммарное неуравновешенное усилие деформирования, как замыкающее звено угловой размерной цепи, равно в предельном случае сумме составляющих звеньев этой цепи, получим: zк ΔR = 2 ⋅ ∑ P ⋅ sin(Δα ) ⋅ 1 + f 2 = 2 ⋅ n ⋅ P ⋅ sin(Δα ) ⋅ 1 + f 2 . (9.10) c

1

n

к

n

к

Вычисленное значение усилия ΔRс, действующего на корпус, можноперенести в центр раскатника, приложив к нему дополнительно крутящий момент ΔМс. Для уменьшения неуравновешенного остаточного усилия ΔRс, которое действует через контакт со стенками пазов на раскатник и на опорный каток, можно применить дополнительный элемент конструкции – компенсирующую пружину 4. Конструктивные параметры пружины необходимо рассчитывать таким образом, чтобы ее усилие сжатия уравновесило составляющие Pn1 и Pn2. Необходимое усилие, создаваемое пружиной 4 можно вычислить по формуле: P ⋅r 2⋅ P ⋅l Pпр = z к = н 1 . l3 l2

(9.11)

При конструировании обрабатывающего инструмента приоритетным является выбор таких его конструктивных параметров, которые обеспечивают заданное качество обработки и высокую производительность. Для центробежного раскатника такими параметрами являются геометрические параметры деформирующих роликов. Они должны комплексно обеспечивать заданную совокупность показателей качества поверхностного слоя. Такими параметрами в первую очередь являются достижение требуемой глубины упрочненного слоя и шероховатости. Известно, что глубина упрочнения зависит от усилия деформирования и размеров контактной зоны. При одном и том же усилии деформирования глубина упрочнения тем больше, чем меньше размеры контактной зоны или связанного с ней размерами деформирующего ролика. Для обеспечения заданной шероховатости при одном и том же усилии деформирования, наоборот, необходимо увеличить профильный радиус ролика при обработке тороидальными роликами. Таким образом требования, предъявляемые к геометрическим параметрам контакта, а следовательно, и к геометрическим параметрам роликов с точки зрения одновременного обеспечения заданной глубины упрочнения и

минимальной шероховатости оказываются противоречивыми. Тем не менее, конструктивные особенности центробежного раскатывания позволяют решить положительно данную задачу. Для этого деформирующий элемент является комбинированным и состоит из двух частей: деформирующей и выглаживающей. Деформирующая часть представляет собой тороидальный ролик, установленный в специально выполненных в опорных катках канавках, профиль которых соответствует рабочей части ролика (рис 9.5). Профильный радиус и диаметр деформирующей части выбраны с учетом создания в поверхностном слое требуемой глубины упрочнения при минимально возможном усилии деформирования. Поскольку профильный радиус не обеспечивает требуемой шероховатости, то за профильным роликом установлен цилиндрический ролик, при помощи которого происходит выглаживание и снижение шероховатости до заданного значения. Для устойчивого положения профильного ролика в процессе работы он снабжен осью, входящей в отверстие выглаживающего ролика. Соотношение диаметров профильного и выглаживающего роликов обеспечивает разность в глубинах их внедрения в обрабатываемую поверхность.

Рис. 9.5. Расположение составного деформирующего ролика в центробежном раскатнике

9.4. РАЗРАБОТКА БЛОК-СХЕМЫ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА

На основании проведенного анализа результатов аналитических и экспериментальных исследований, с учетом реальных условий, для которых создан промышленный центробежный раскатник, разработаны алгоритм и блок-схема программного обеспечения автоматизированного расчета оптимальных параметров центробежного раскатника, обеспечивающих заданные показатели качества (рис. 9.6).

Выбор материала катков

начало

и роликов

Ввод данных h, α, R, Rзад, σm, ρр, ρк, Lp, Lк, So, nст

Расчет геометрических параметров роликов rpo =

Выбор типа ролика

R 2 + Rок2 − 2 ⋅ R ⋅ Rок ⋅ cosψ − rк2 2 ⋅ (R + rк − Rок ⋅ cosψ )

Rop = R − rp ; Rпр =

Выбор количества роликов

4 ⋅ Rz2 + S 2 8

Расчет геометрических параметров опорных катков ( R − δ ) ⋅ sinψ − a ; rк = 1 + sinψ Roк = R − rк − δ

Выбор схемы обработки

Расчет геометрических параметров контактной зоны

прямое раскатывание

нет

да

( R − c) ⋅ ( R − hм ) c − R + hм ( R − rpo ) ⋅ ( R + hм )

rpv =

Выбор материала роликов

с=

Расчет геометрических параметров роликов 4 ⋅ Rz + S R ⋅ sin(ψ ) − a ; Rпр = 8 1 + sin(ψ ) Rop = R − rp 2

R − rpo + hм

Расчет усилия деформирования

2

Py =

rp =

2

Lк z кv

∫∫σ

м

0 − zкv

⎛ z ⎞ ⎛ 0,5 ⋅ Lк − lк ⎞ ⋅ 1 − ⎜⎜ ⎟⎟ ⋅ 1 − ⎜⎜ z ⎟⎟ ⎝ 0,5 ⋅ Lк ⎠ ⎝ кv ⎠

2

Расчет глубины упрочнения h yp =

Расчет требуемой частоты вращения nрасч =

(

Py ⋅ sinη

1 ⎛1 1 1 ⎜ + + ⎜R r rпр pv ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

⋅

Py 2 ⋅σ Т

)

0,0034⋅ p ⋅ 1,1⋅ Lк ⋅ rк2 ⋅ Rок ⋅ cosβ + Lp ⋅ rpo2 ⋅ Rop ⋅ sin η

да

hур < hзад да

nрасч > n ст нет нет

hур > hзад

да

Вывод результатов нет

конец

Рис. 9.6. Блок-схема автоматизированного расчета оптимальных параметров центробежного раскатника

В соответствии с разработанной методикой, сущность расчета заключается в том, что вначале, в качестве исходных данных задаются требуемая глубина упрочнения h и шероховатость Rзад, угол внедрения деформирующего ролика α, радиус обрабатываемой поверхности R, длина деформирующих роликов Lp и опорных катков Lк и подачи Sо, р. к – удельная масса материалов роликов и катков соответственно, nст – базовая частота вращения детали. Далее предлагается осуществить выбор типа деформирующих роликов, а также их количество в раскатнике.

В следующем блоке производится выбор схемы обработки: прямое раскатывание или раскатывание через промежуточные опорные катки. В этом же блоке проводится сравнительный анализ введенного и возможного вариантов количества роликов zp, в зависимости от выбранной схемы обработки. Для схемы раскатывания через промежуточные опорные катки количество роликов должно быть не менее пяти. Если для обработки выбрана схема прямого действия, то предлагается выбрать материал деформирующих роликов. Далее происходит расчет конструктивных параметров деформирующих роликов, таких как его радиус rp, радиус осей его расположения в инструменте Rop и профильный радиус Rпp. Если выбрана схема обработки через промежуточные опорные катки, то происходит расчет геометрических параметров деформирующих роликов: rp, Rop и Rпp . Следующим этапом производится расчет конструктивных параметров опорных катков, таких как радиус катка rк и радиус расположения осей катка Roк. В следующем блоке рассчитываются геометрические параметры контактной зоны; полуширина контактной зоны zк и длина контактной зоны lк, при этом, как сказано выше, глубина внедрения ролика задается. Далее рассчитывается радиус деформирующего ролика, при обработке отверстий, соответствующий радиусу ролика при обработке вала. Расчет производится при их равной глу-

бине внедрения в обрабатываемую поверхность. Далее рассчитывается усилие деформирования Ру, в зависимости от результатов расчета геометрических параметров контактной зоны. Значение Ру вносится в формулу для расчета глубины упрочнения. В соответствии с блок-схемой, в блоке сравнения сопоставляются величины заданной и расчетной глубин упрочнения. В случае, если глубина упрочнения h оказывается меньше либо больше заданной, задействуется блок расчетной схемы, по которому принимается решение о необходимости увеличения или уменьшения значения глубины внедрения hm деформирующего ролика в поверхность детали. Увеличение или уменьшение hm производится с заранее заданным шагом. При выполнении равенства заданного и полученного значения глубины упрочнения, с заранее определенной точностью, рассчитывается необходимая частота вращения центробежного раскатника, обеспечивающая заданное усилие деформирования Py. Полученное значение частоты вращения инструмента сравнивается с возможностями его обеспечения базовым станком. Если полученное значение частоты вращения раскатника оказывается больше, чем может обеспечить базовый станок, то управление передается в начало программы. Если же обороты достижимы, то производится вывод полученных результатов: радиус ролика rp; радиус расположения осей ролика Rop; радиус опорного катка rк; радиус расположения осей опорного катка Roк; профильный радиус ролика Rпp; шероховатость поверхности Rz; глубина упрочненного слоя hy; частота вращения центробежного раскатника n и завершение работы программы. Полученные результаты могут быть направлены в обработчик для конвертации в программу «Mecanical Desck Top» или другой программный продукт, в которых на основе параметризации производится построение чертежа центробежного раскатника.

плос-

Ro=80мм

HV

шлифа

В=2

1

0,03

Rн 0,08

А

lу

Lш

hy

168

Начало

Ввод исходных Расчет высоты изображения (Height) Расчет ширины изображения (Width) Обнуление количества белых пикселей Sum(i, j) = 0 i=0 j=0

да

Цвет пикселя

Sum(i, j) = Sum(i, j) +1

нет

i = i+1 нет

j < height да

j=j+1 i < width

да

нет

Расчет площади по полученным данным Вывод результата Конец

Рис. 8.4. Алгоритм и блок-схема расчета автоматизированного определения площади контактной зоны

102

β Py

δ

η

Py

Py

Py

Py

2ψ

103

104

105

При конструировании обрабатывающего инструмента приоритетными является выбор таких его конструктивных параметров, которые обеспечивают заданное качество обработки и высокую производительность. Для центробежного раскатника такими параметрами являются выбор геометрических параметров деформирующих роликов. Они должны комплексно обеспечивать заданную совокупность показателей качества поверхностного слоя. Такими параметрами в первую очередь являются достижение требуемой глубины упрочненного слоя и шероховатости. Известно, что глубина упрочнения зависит от усилия деформирования и размеров контактной зоны. При одном и том же усилии деформирования глубина упрочнения тем больше, чем меньше размеры контактной зоны или связанными с ней размерами деформирующего ролика. Для обеспечения заданной шероховатости при одном и том же усилии деформирования наоборот необходимо увеличить профильный радиус ролика при обработке тороидальными роликами. Таким образом, требования предъявляемые к геометрическим варметрам контакта, а следовательно, и к геометрическим параметрам роликов с точки зрения одновременного обеспечения заданной глубины упрочнения и минимальной шероховатости оказываются противоречивыми. Тем не менее, конструктивные особенности центробежного раскатывания позволяют решить положительно данную задачу. Для этого деформирующий элемент является комбинированным и состоит из двух частей: деформирующей и выглаживающей. Деформирующая часть представляет собой тороидальный ролик установленный в специально выполненных в опорных катках канавках, профиль которых соответствует рабочей части ролика. (рис ). Профильный радиус и диаметр деформирующей части выбраны с учетом создания в поверхностном слое требуемой глубины упрочнения при минимально возможном усилии деформирования. Поскольку профильный радиус не обеспечивает требуемой шероховатости, то за профильным роликом установлен цилиндрический ролик, при помощи которого происходит выглаживание и снижение шероховатости до заданного значения. Для устойчивого положения профильного ролика в процессе работы он снабжен осью входящей в отверстие выглаживающего ролика Соотношение диаметров профильного и выглаживающего роликов обеспечивает разность в глубинах их внедрения в обрабатываемую поверхность.

106

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Адлер Ю. П., Маркова Е. В., Грановский Б. В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. – М.: Наука, 1976. – С. 98–142. 2. Азаревич Г. М., Бернштейн Г. Ш. Исследование процесса чистовой обработки многороликовыми дифференциальными инструментами. – В кн.: Размерно-чистовая обработка деталей пластическим деформированием взамен обработки резанием. – М.: НИИмаш, 1966. 3. Азаревич Г. М. Нормирование режимов ППД многороликовыми устройствами. – Вестник машиностроения, 1972, № 1, С. 46–47. 4. Азаревич Г. М. Чистовая обработка цилиндрических отверстий поверхностным пластическим деформированием. – М.: ОНТИ, 1960. – 71 с. 5. Алексеев П. Г. Влияние упрочнения наклепом на износостойкость и надежность деталей машин. – Автореф. дис. ... докт. техн. наук. – Брянск, 1970. – 43 с. 6. Алексеев П. Г. Технология упрочнения деталей машин поверхностной пластической деформацией: Учеб. пособие, Тульский политехн. ин-т, Тула, 1978. – 80 с. 7. Барац Я. И. Измерение контактных температур при поверхностном пластическом деформировании. – Вестн. машиностр., 1973, № 4, – С. 56–58. 8. Белов В. А. Исследование метода упрочнения плоскостей шариковыми головками и влияние его на эксплуатационные свойства поверхности. – Автореф. дис.. . . канд. техн. наук. – Л. 1964. 9. Браславский В. М. Расчет глубины наклепа с учетом формы пластически деформированной поверхности // Вестник машиностроения, 1977, № 4, С. 62–66. 10. Браславский В. М. Технология обкатки крупных деталей роликами. 2-е изд. – М.: Машиностроение, 1975. – 159 с. 11. Бурдун Г. О., Марков В. И. Основы метрологии. – М.: Издательство стандартов, 1972. – 82 с. 12. Васильев И. А. В сб.: Механическая обработка металлов. – М., 1950. 13. Виленская Е. Л. Исследование шероховатости поверхности по комплексу параметров при чистовой обработке давлением. – Приборостроение, 1973, № 9, – С. 116–121. 14. Галин Л. А. Контактные задачи теории упругости. – М.: ГИТТЛ, 1953. – 211 с. 15. ГОСТ 21617–76, 21618–76. Ролики для накатывания (обкатывания и раскатывания): Типы и технические требования. – М. 1976. 16. ГОСТ 18296–72. Обработка поверхностным пластическим деформированием: Термины и определения. – М., 1972. 17. Губкин С. И. Пластическая деформация металлов, – М., Металлургиздат, 1961. 18. Давиденков Н. Н. Некоторые проблемы механики материалов. – Л.: Лениздат, 1943. – 152 с. 19. Дантерманн Д., Мишел Д., Тейлор Д. Программирование в среде Delphi: Пер. с англ. / – К.: НИПФ «ДиаСофт Лтд.» 1995. – 608 с. 20. Дьяченко П. Е., Горозинская З. П. Технология процесса обкатки шариком: Перед. научно-техн. и произв. опыт. Хол. обр. давлением., вып. 12, № М60 – 257/12 – М.: ЦИТЭИН, 1960. – 21 с. 21. Демкин Н. Б. Фактическая площадка касания твердых поверхностей. – М.: Изд-во АН СССР, 1962. – 135 с. 22. Денщик Н. М. Исследование технологических параметров процесса размерно-чистового дорнирования стальных цилиндров различной жесткости. – Автореф. дисс. – М., 1964. 23. Джонсон Н., Лиан Ф. – В кн.: Методы планирования эксперимента. – М.: Мир, 1980. – 312 с. 24. Довгаль М. А., Красиленко Л. А. Влияние углов установки роликов и коэффициента трения на работоспособность многороликовых жестких раскаток.– В кн.: Размерночистовая обработка деталей машин пластическим деформированием взамен обработки резанием. – М.: НИИмаш, 1965, С. 232–243. 25. Донсков А. С., Торбило В. М. Исследование контактной задачи для упругопластического полупространства, деформируемого движущимся индентором. – В кн.: Исследование напря-

126

женно-деформированного состояния конструкций из упругих и вязкоупругих материалов. – Свердловск, УНЦ АН СССР, 1977, С. 94–103. 26. Дрейнер Н., Смит Г. Прикладной регрессионный анализ. – М. Статистика, 1973. – 392 с. 27. Дрозд М. С., Федоров А. В., Сидякин Ю. И. Расчет глубины распространения пластической деформации в зоне контакта тел произвольной кривизны. – Вестник машиностроения, 1971, № 1, С. 20–23. 28. Жасимов М. М., Брауэр В. А., Бадажкова Л. Г., Шакиев Ш. Определение глубины вдавливания инструмента в поверхность детали при ППД. – В кн.: Машиностроение. Алма-Ата: КазПТИ, 1976, вып. 5, С. 133–143. 29. Жасимов. М. М. Законы распределения контактных давлений, деформаций и напряжений при ППД. – В кн.: Машиностроение. Алма-Ата: КазПТИ, 1976, вып. 5. С. 116–130. 30. Жасимов М. М., Кайдаров К. К., Бокун Т. А. Раскатывание с адаптивным управлением. – М.: ВНТИЦ, 1977, № Б 633071. – 101 с. 31. Жасимов М. М. Форма и площадь поверхности контакта инструмента с деталью при поверхностном пластическом деформировании. – Вестник машиностроения, 1974, № 7, С. 42–44. 32. Ильюшин А. А. Пластичность. – М.: Гостеоретиздат, 1948. – 280 с. 33. Ишлинский А. Ю. Осесимметричная задача теории пластичности и проба Бринелля. – Прикладная математика и механика, 1944, т. 8, вып. 3, – С. 201–224. 34. Кассандрова О. Н., Лебедев В. В. Обработка результатов наблюдений. – М.: Наука, 1970. – 123 с. 35. Карасев Н. А., Котляревский Г. П. Чистовая обработка полых валов методом пластического деформирования. – Вестн. машиностр., 1966, № 9, С. 42–44. 36. Коновалов Е. Г., Сидоренко В. А. Чистовая и упрочняющая ротационная обработка поверхностей. – Минск: Высшая школа, 1968. – 363 с. 37. Коровчинский М. В. Распределение напряжений в окрестности локального контакта упругих тел при одновременном действии нормальных и касательных сил в контакте. – М.: Машиностроение, 1967, – С. 85–96. 38. Крагельский И. В. Трение и износ. – М.: Машиностроение, 1968. – 479 с. 39. Кроха В. А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации: Справочник. – М.: Металлургия, 1973. – 224с. 40. Крутов Г. И., Гришко И. М., Попов В. В. и др. Основы научных исследований. – М.: Высшая школа, 1989. – 400 с. 41. Кудрявцев И. В., Бурмистрова Л. Н. Выбор основных параметров упрочнения валов обкатыванием роликами // Вестник машиностроения, 1983, № 4. – С. 8–10. 42. Кудрявцев И. В. Внутренние напряжения как резерв прочности в машиностроении. – М.: Машгиз, 1951. – 273 с. 43. Кудрявцев И. В. Современное состояние и практическое применение ППД – Вестник машиностроения, 1972, № 1, С. 35–38. 44. Кургузов Ю. И. Расчет площади контакта при обкатывании. – В кн.: Поверхностное упрочнение деталей машин и инструментов. – Куйбышев: КПТИ 1976, С. 43–49. 45. Левин Б. М. Контактный метод измерения микрогеометрии поверхности. Основы метода и оптические профилографы. – М.: Машгиз, 1960. – 121 с. 46. Лурье А. И. Теория упругости. – М.: Наука, 1970. – 939 с. 47. Маталин А. А. Качество поверхности и эксплуатационные свойства деталей машин. – М.: Машгиз, 1956. – 183 с. 48. Минков М. А. Технология изготовления глубоких точных отверстий – М.: – Л: Машиностроение, 1965. – 176 с. 49. Налимов В. В., Чернова Н. А. Статистические методы планирования экспериментов, – М. Наука, 1965. – 340 с. 50. Одинцов Л. Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием: Справочник. – М.: Машиностроение, 1987, – 328 с. 51. Отений Я. Н. Технологическое обеспечение качества поверхности и производительности обработки ППД роликами. – Автореф. дисс…. канд. техн. наук. – Курган, 1988.

127

52. Отений Я. Н., Белов А. В., Ольштынский П. В., Ольштынский С. Н. Обоснование оптимальной формы деформирующих роликов при обработке ППД. Сборник материалов “Современные технологии в машиностроении”. Часть II. – Пенза, 2000 . С. 5–8. 53. Папшев Д. Д. Отделочно-упрочняющая обработка поверхностным пластическим деформированием. – М. Машиностроение, 1978. – 152 с. 54. Пинегин С. В. Контактная прочность и сопротивление качению. – М.: Машиностроение, 1969. – 242 с. 55. Проскуряков Ю. Г., Меньшаков В. М. Методика выбора режимов при накатке деталей шариками и роликами. – Вестник машиностроения, 1962, № 11, – С. 35–37. 56. Проскуряков Ю. Г., Меньшаков В. М. Микрогеометрия поверхности при обработке детали упрочняюще-калибрующим методом. – Вестник машиностроения, 1961, № 8, – С. 51–53. 57. Проскуряков Ю. Г., Меньшаков В. М. Режимы обработки упрочняюще-калибрующим инструментом. – В кн.: Современные способы и технология обработки деталей упрочняюще-калибрующими инструментами. – Челябинск: ЧПИ, 1962, – С. 22–29. 58. Проскуряков Ю. Г., Романов В. Н. Новые процессы дорнования отверстий. – Вестник машиностроения, 1973, № 3, – С. 51–54. 59. Проскуряков Ю. Г. Технология упрочняюще-калибрующей и формообразующей обработки металлов. – М.: Машиностроение, 1971, – 208 с. 60. Резников А. Н. Температура и охлаждение режущих инструментов. – Куйбышев: Куйбышевское книжное изд-во, 1959. – 82 с. 61. Румянцев А. В. Чистовая обработка внутренних цилиндрических поверхностей деталей роликовым инструментом. – Автореф. дис. ... канд. техн. наук. – М, 1966. – 25 с. 62. Сахаров Г. Н., Арбузов О. Б., Боровой Ю. Л и др. Металлорежущие инструменты – М.: Машиностроение, 1989. – 328 с. 63. Сван Т. Основы программирования в Delphi для Windows 95: Пер. с англ. – К.: Диалектика, 1996. – 480 с. 64. Современные способы и технология обработки деталей упрочняюще-калибрующими инструментами / Под ред. Ю. Г. Проскурякова. – Челябинск, 1962. – 144 с. 65. Сегал В. М. Пластический контакт при движении шероховатого цилиндра по идеально пластическому полупространству. Механика твердого тела, 1971, № 3, С. 184–189. 66. Сегал В. М. Сопротивление качению цилиндра по идеально пластическому полупространству. – Там же, 1973, № 5, С. 75–79. 67. Сегал В. М. Методы исследования напряженно-деформированного состояния в процессах пластического формоизменения металлов. – Автореф. дис. докт. техн. наук. – Минск, 1974. – 44 с. 68. Смелянский В. М. Механика упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием. – М: Машиностроение, 2002, – 299 с. 69. Смелянский В. М. Распределение скоростей, напряжений и деформаций при ППД // Новые процессы изготовления деталей и сборки машин: Межвуз. сб.1. – М.: МАМИ, 1980. – С. 27–54. 70. Смелянский И. М. Геометрические аспекты пластического волнообразования при обработке ППД. Известия вузов, Машиностроение. 1983. №10. – С.125–129. 71. Смелянский В. М., Чоудхири Мд. Н. Расчетная модель формирования остаточных напряжений при ППД обкатыванием и выглаживанием / Повышение качества изготовления деталей и изделий в машиностроении. Материалы семинара. – М.: МДНТП им Ф. Э. Дзержинского, 1988. – С.72–78. 72. Смольников Н. Я., Отений Я. Н, Ольштынский С. Н. Представление контактной зоны в качестве источника тепловыделения при поверхностном пластическом деформировании // Fundamental and Applied Technological Problems of Machine Building Фундаментальные и прикл. пробл. технол. машиностр.: Сб. науч. тр. Междунар. дистанционной науч.-техн. конф. / Орловский гос. техн. ун-т и др. – Орел, 2000. – С. 88–90. 73. Смольников Н. Я., Ольштынский С. Н. Отений Я. Н., Никифоров Н. И. Обработка глубоких отверстий центробежным раскатыванием // Инструмент Сибири. – 2000. – N6 (9). – С. 21–23.

128

74. Смольников Н. Я., Отений Я. Н., Ольштынский Н. В., Ольштынский С. Н. // Анализ геометрических соотношений площади контакта между роликом и деталью при поверхностном пластическом деформировании / Прогрессивные технологии в машиностроении: Межвуз. сб. науч. тр. / Под ред. Оробинского В. М.; ВолгГТУ. – Волгоград, 2001. – Вып. 4. – С. 125– 128. 75. Смольников Н. Я., Ольштынский Н. В., Ольштынский С. Н. Разработка инерционного роликового раскатника // Фундаментальные и прикладные исследования – производству. Сборник тезисов докладов международной научно-технической конференции. – Барнаул, 2001 . – С. 35–36. 76. Смольников Н. Я., Отений Я. Н., Ольштынский С. Н. // Исследование влияния радиуса и глубины внедрения ролика на площадь и объем контактной зоны при обкатывании / Прогрессивные технологии в машиностроении: Межвуз. сб. науч. тр. / Под ред. Полянчикова Ю. Н.; ВолгГТУ. – Волгоград, 2002. – Вып. 5. – С. 82–85. 77. Смольников Н. Я., Отений Я. Н., Ольштынский С. Н. Исследования контактной зоны на экспериментальном стенде при поверхностном пластическом деформировании роликом // Прогрессивные технологии в обучении и производстве: Материалы Всероссийск. конф., – Камышин, 24–27 апреля 2002 / Камышинск. технологич. ин-т (филиал) ВолгГТУ – Камышин, 2002. – С. 35. 78. Соломенцев Ю. М. Технологические основы оптимизации процесса обработки деталей на станках. – Автореф. дис. ... докт. техн. наук. – М., 1974. – 48 с. 79. Солонин И. С. Математическая статистика в технологии машиностроения. – М.: Машиностроение, 1972. – 215 с. 80. Суслов А. Г. Технологическое обеспечение контактной жесткости. – М.: Наука, 1977. – 100 с. 81. Суслов А. Г. Качество поверхностного слоя деталей машин. – М.: Машиностроение, 2000. – 320 с. 82. Торбило В. М. Влияние методов чистовой обработки трущихся поверхностей на сопротивление схватыванию пары сталь–бронза. – Вестник машиностроения, 1975, № 9, С. 168–169. 83. Усов А. М. Рекомендации по выбору накатных роликов. – Станки и инструмент, 1976, № 2, С. 36–37. 84. Хейфец С. Г. Аналитическое определение глубины наклепанного слоя. – В сб. ЦНИИТмаша. – М.: Машгиз, 1952, кн. 49, С. 7–17. 85. Чепа П. А. Технологические основы упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием. – Минск: Наука и техника, 1981. – 128 с. 86. Черненко О. С. Повышение производительности процесса и точности изделий при поверхностном пластическом деформировании на основе совершенствования технологии операций и инструмента. – Дисс…канд. техн. наук. – Тольятти, 1987. 87. Школьник Л. М., Шахов В. И. Технология и приспособления для упрочнения и отделки деталей накатыванием. – М.: Машиностроение, 1964. – 184 с. 88. Шнейдер Ю. Г. Инструмент для чистовой обработки металлов давлением. – Л.: Машиностроение, 1971 – 246 с. 89. Шнейдер Ю. Г. Технология финишной обработки давлением: Справочник. – СПб.: Политехник, 1998. – 414 с. 90. Штаерман И. Я. Контактная задача теории упругости. – М. – Л.: ГИТТЛ, 1949. 183 с. 91. Ярковец А. И., Сироткин О. С., Кравценко Ю. А. Раскатка точных отверстий. – Вестник машиностроения, 1976, № 7, С. 71–73. 92. Ярославцев В. М. Расчет глубины пластически деформированного состояния при обкатке роликом с первоначальным контактом по линии. – Изв. вузов. – М.: Машиностроение, 1976, № 6, С. 151–156. 93. А. с. 944899 Раскатка для обработки отверстий / Е. И. Пятосин, В. В. Волчуга и Е. И. Глазунов. Опубл. в Б. И., 1982, № 27. 94. А. с. 397322. Устройство для обкатки внутренних поверхностей / Т. А. Сактаганский, М. С. Селезнев, Н. Г. Булава, Б. А. Искра, В. А. Бурнштейн, В. Д. Красильников,

129

Г. Е. Фридман и Е. И. Носенко. Опубл. в Б. И., 1973, № 37. 95. А. с. 1581566. Устройство для упрочнения деталей наклепом / Г. Г. Крымский, В. Д. Голубенко, В. А. Мосин и С. А. Рябоконь. Опубл. в Б. И., 1990, № 28. 96. А. с. 986757. Устройство для окончательной обработки деталей / Л. Г. Одинцов, Ю. А. Петров, В. В. Корнев, А. А. Козырев и Ю. М. Юханов. Опубл. в Б. И., 1983, № 1. 97. А. с. 591308. Инструмент для чистовой и упрочняющей обработки / С. Н. Игнатов, В. А. Бауман, А. Е. Кирсанов, В. Ф. Макеев и Я. Н. Отений. Опубл. в Б. И., 1978, № 5. 98. А. с. 1608032. Устройство для упрочняюще-чистовой обработки / И. Н. Иванов, А. А. Кононенко, Н. А. Соломин и Ю. Б. Борисенко. Опубл. в Б. И., 1990, № 43. 99. А. с. 1047668. Инструмент для чистовой обработки тел вращения методом пластической деформации / П. И. Ящерицын, Я. М. Сургунт, А. П. Минаков, Е. Н. Блинов, Ю. К. Голант и В. Н. Леушкин. Опубл. в Б. И., 1983, № 38. 100. А. с. 1074702. Инструмент для чистовой обработки тел вращения методом пластического деформирования / А. П. Минаков, Я. М. Сургунт, В. Н. Леушкин и А. П. Сахаров. Опубл. в Б. И., 1984, № 7. 101. А. с. 1590356. Инструмент для чистовой обработки тел вращения методом пластической деформации / В. Б. Грачев. Опубл. в Б. И., 1990, № 33.

130