авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |

«Я. Н. Отений, Н. Я. Смольников, Н. В. Ольштынский ПРОГРЕССИВНЫЕ МЕТОДЫ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ 4 8 ...»

-- [ Страница 2 ] --

Однако не все методы обработки, известные в литературе, нашли свое воплощение в производстве. Из инструментов, применяемых для механической обработки резанием, наибо лее 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, одновремен но участвующих в процессе резания. При этом, для увеличе ния 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 боль ших усилий резания.

В литературе [63] предлагаются схемы обработки цилин дрических поверхностей, использующих принцип протяги вания (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 предло женные 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 применени ем вращающегося инструмента: фрезоточение, в том числе и с разделением припуска между резцами, упрочнение чеканкой, центробежное раскатывание и центробежное хонингование.

nu d t do ng Do Op nu Oo ng t вихревое растачивание вихревое обтачивание Py Py nu nu Py y Py g 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 точе нии передняя поверхность режущего клина посто янно находится в контакте со сбегающей струж кой. В начале процесса резания в рабочей зоне воз никает высокая температура и в течение некото рого промежутка времени процесс является неста ционарным. Как показано на рис 3.2 [61] при непре рывном точении (кривая 1) температура резания в начале быстро возрастает, затем темп роста её снижается и, наконец, достигнув некоторого значе ния = с – стабилизируется. Если же процесс об работки остановить в момент, когда температура резания не достигла своего наибольшего значения и возобновить его после некоторого перерыва, то пре дельное значение температуры на поверхности ин струмента будет ниже, чем с. Снижение темпе ратуры будет тем больше, чем длительнее цикл ц = р + в и чем больше отношение времени вспомо гательного хода в к времени рабочего хода р инст румента. Это видно из сопоставления кривых 2 и 3.

Кривая 2 соответствует циклу, длительность ко торого ц = 10 с, причем р = в = 5 с. Кривая 3 опи сывает изменение температуры на контактных по верхностях инструмента в цикле длительностью ц = 33 с, причём рабочий ход и соответствующее ему повышение температуры продолжается 3 с, а вспо могательный ход и остывание резца 30 с. При меха нической обработке существуют операции, при ко торых 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 max. 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 увеличе ние касательных и нормальных составляющих силы резания.

При охлаждении смазывающе-охлаждающая жидкость не в со стоянии проникнуть между стружкой и передней поверхно стью. При прерывистом резании в зависимости от скорости протекания процесса режущий клин не успевает нагреться до величины 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 min. Этот процесс периоди чески повторяется. Разность 1 = Бmax 2 является резервом max 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 не обходимо выбрать такую подачу и ширину резцов, чтобы весь металл срезался целиком, а не только во впадинах вит ков резьбы. Учитывая, что скоростное резьбофрезерование является эффективным, при условии, когда шаг нарезаемой резьбы не менее 4 мм, а эффективность этого метода в 2,5… раза больше по сравнению с обычным резьбофрезерованием, то его применение может значительно повысить производи тельность расточки отверстий. Для скоростной расточки мо гут использоваться токарные станки, оснащенные специаль ным устройством для крепления резцовой головки и приво дом, 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 смазы вающе-охлаждающей жидкостью. Появляется возможность автоматизации процесса обработки. Таким образом, прове денный анализ особенностей процесса резания показывает, что в настоящее время возможно повышение производитель ности в основном на базе выбора и обоснования новых кине матических схем резания, внедрения в производство новых прогрессивных многозубых режущих инструментов, рабо тающих с периодическим смещением режущей кромки в зоне резания или периодической заменой работающих зубьев. Экс перименты показывают, что при этом существенно уменьша ется 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 теорети чески 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, неравно мерным припуском, приходящимся на каждое лезвие, этого не происходит.

Возникает результирующая сила Rрез, величина и направление которой яв ляются случайными величинами, что может привести к вибрациям, дейст вующим на инструмент при недостаточной жесткости технологической сис темы. В инструментах с определенностью базирования результирующая си ла находится в пределах угла расположения направляющих шпонок, кото рые ее воспринимают, поэтому в данном случае обеспечивается лучшее ка чество обработки, меньше огранка и увод инструмента.

По схеме с определенностью базирования может произво диться обработка скоростным фрезорастачиванием или, как указывается в некоторых литературных источниках, вихревым резанием (рис. 3.4). Обработка производится резцовой голов кой 1, содержащей один или несколько режущих элементов 2.

Резцовая головка установлена с возможностью вращения в борштанге 3 с частотой nи, большей, чем частота вращения де тали nд, причем вращение детали может быть попутным или встречным. В процессе работы для фиксации резцовой голов ки 1 от смещения в поперечном направлении и предотвраще ния поперечных колебаний на стебле закреплены направляю щие шпонки 4. Ось вращения резцовой головки смещена от носительно оси заготовки на некоторую величину, называе мую эксцентриситетом, в результате чего съем металла при растачивании может происходить в зоне резания, располо женной в пределах дуги окружности обрабатываемого отвер стия от точки А до точки Б. При изменении частоты вращения резцовой головки сечение срезаемого слоя будет меняться.

Пд В Ro Ор Оз Пр t А Rз ro 3 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 д и и (рис. 3.5) при невращающейся детали вычисляются из равенств:

, (3.1) R2 r 2 + a = Rз2 з д = Rз rд ;

(3.2) R з = Ro t ;

a д = 2 arcsin ;

(3.3) Rз a и = 2 arcsin, ra где Ro, Rз, ra – радиусы обработанного отверстия, заготовки и окружности, описываемой вершинами резцов режущей голов ки. При вращении детали рабочая зона увеличится в окружном направлении, в связи с чем, принимая во внимание поворот де тали, формулы (3.1), (3.2) и (3.3) примут другой вид:

nд, (3.4) д = + = 1 + nр а = Rз sin д, (3.5) a. (3.6) и = arcsin ra 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 r и nд a. (3.7) = = nи z и nи z и a tp u R RO Рис. 3.5. Параметры зоны резания при вихревом растачивании отверстий В процессе обработки происходит периодическое реза ние аналогичное фрезерованию. В результате осуществляет ся разделение стружки на отдельные фрагменты, а на обра ботанной поверхности образуются выступы (огранка) в виде заштрихованного сегмента (рис. 3.6). Задачей является ми нимизация высоты выступов в зависимости от предъявляе мых требований по точности и шероховатости. Высота вы ступов может быть вычислена по формуле (3.8) hв = Ro cos ra2 2 sin 2.

2 Формулы (3.7) и (3.8) подтверждают соображения о том, что с уменьшением угла и смещения резцовой головки вы сота огранки уменьшается, а от глубины резания она не зави сит. Действительно, полагая в формуле (3.8) по отдельности 0 или 0, получим hв 0. Для примера, приведенно го на рис. 3.7, показаны зависимости изменения высоты ог ранки от числа зубьев в режущей головке для конкретных случаев обработки, из которых видно, что скоростное фрезо растачивание может выполняться и при чистовой обработке.

A / ro Ro A (увеличено) ho 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 производи тельность, 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 геометри ческий параметр при скоростном фрезорастачивании считать подачей на зуб, причем выбор его должен быть таким, чтобы стало возможным использовать расчетные формулы, приме няемые 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 при менять значение дуги ab.

2 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 голов ки по окружности с радиусом относительно обрабатывае мого отверстия переместится в направлении оси Х за время поворота на угол на расстояние dl. Очевидно, эта величина будет равна подаче на зуб:

dl = S z = 2 sin, (3.9) откуда, принимая во внимание значение, из (3.7) получим зависимость для вычисления количества режущих элемен тов, установленных в резцовой головке.

.

и nд (3.10) zи = S nи arcsin z Как видно из (3.9), подача на зуб не зависит от скорости вращения резцовой головки и детали, а только от их соотно шения.

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 t pвихр S фр nд R Sz R e d b ra t pфр x a C nu 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. (3.11) k= a Тогда в качестве поправки в формуле для вычисления силы резания при фрезеровании примем величину 2 Rз sin. (3.12) k p = 1+ k = 1+ a 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 nи w а мощность фрезорастачивания N = Pz vокр. (3.14) 3.4. РЕЗЦОВЫЕ ГОЛОВКИ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ Для чистовой обработки отверстий используют различ ные по конструкции резцовые головки. Выбор того или ино го инструмента зависит от длины обрабатываемого отвер стия, физико-механических свойств обрабатываемого мате риала, диаметра отверстия, требуемой точности и производи тельности. Для чистовой обработки отверстий с диаметрами больше 70 мм с последующим раскатыванием роликами наи более часто применяются головки с плавающими блоками резцов. Они позволяют получить достаточно высокую точ ность обработанного отверстия в пределах 6…8 квалитетов точности за счет большой жесткости резцов в радиальном направлении. Поэтому погрешность зависит только от на стройки резцов на заданный размер, которая осуществляется вне станка с точностью (0,001…0,01) мм. Недостатком явля ется невозможность устранения непрямолинейности оси от верстия. В промышленном производстве преимущественно используются головки резцовые с призматическими пла вающими блоками, установленными в прямоугольном пазу, выполненном в корпусе инструмента с возможностью ради ального смещения блока под воздействием разности сил ре зания, действующих на противоположно расположенные резцы. Точность изготовления паза в корпусе головки долж на быть достаточно высокой, причем с гарантированным за зором, необходимым для свободного перемещения резцового блока. С увеличением зазора возможны перекосы блока, при водящие к снижению точности и возникновению вибраций.

Исходя из этого, точность обработки паза назначается по 5… квалитету точности. На представленной на рис. 3.9 базовой резцовой головке, помимо достижения точности размеров, не обходимо назначить допуски на отклонение от параллельно сти противоположно расположенных поверхностей и перпен дикулярности 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 необ ходимо обработать одну цилиндрическую поверхность, за данная точность которой может быть обеспечена различными методами такими, как протягивание, развертывание, внутрен нее 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 отвер стием, в которой вставлен штифт 4.

Do hб В а) Б d(Н6/f6) 2 S 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 количе ство 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 количест во, устанавливаемое одновременно в инструменте, ограниче но.

С целью увеличения количества одновременно устанавли ваемых в корпусе инструмента резцов предлагается конструк тивное решение резцовой головки, изображенное на рис. 3.10.

В данной конструкции применяются твердосплавные пласти ны прямоугольного сечения, которые устанавливаются в спе циально подготовленные для них в корпусе инструмента про рези. Крепление пластин осуществляется коническими штиф тами.

Рис. 3.10. Многорезцовая расточная головка с установкой большого количества режущих элементов ГЛАВА ГЕОМЕТРИЯ КОНТАКТА ПРИ ПОВЕРХНОСТНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ДЕФОРМИРОВАНИИ 4.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ И ОБЩЕЕ РЕШЕНИЕ НАХОЖДЕНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ Между показателямaи качества поверхностного слоя и ус ловиями обработки при поверхностном пластическом дефор мировании (ППД) существует тесная взаимосвязь. Условия обработки задаются через выбор геометрических параметров деформирующих роликов и технологические факторы, к кото рым 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 ос новным фактором, влияющим на показатели качества по верхностного слоя при обработке деталей ППД является уси лие 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 получают ся 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 показа теля следует принять площадь контакта. Однако, площадь контакта также не является параметром, однозначно описы вающим условия и результаты обработки. Проведем через две произвольные точки, отмеченные на поверхности обра ботки, 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 различны ми 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 со ответствовать различная его форма (эллипс, окружность, ка плевидный контакт и т. д.). Причем, для каждой формы кон такта применяется соответствующий тип деформирующего ролика с разной формой рабочей поверхности. На геометрию контакта влияет также форма и размеры обрабатываемой по верхности. При внедрении ролика в поверхность вала или отверстия при всех остальных равных условиях параметры контакта будут отличаться.

r h h Zk Рис. 4.1. Сечение роликов разных радиусов, окружности которых одновременно пересекают две точки Следовательно, за интегрирующий показатель необходи мо выбрать другой параметр контактной зоны, который од нозначно соответствует принятому для обработки ролику и его глубине внедрения. Одним из таких показателей, предпо ложительно, можно принять объем металла, вытесняемого деформирующим роликом из контактной зоны. Возникаю щая при этом сложность заключается в том, что для инже нерных расчетов и возможности дальнейшего аналитическо го исследования процесса обработки важно иметь решение задачи как можно в более простом виде. Оно должно осуще ствляться по единой методике для всех типов роликов, как по размерам, так и по форме рабочей поверхности с учетом раз меров детали. Для этого необходимо установить, какие фак торы являются малосущественными с тем, чтобы их можно было не учитывать и упростить аналитические решения.

Экспериментальные исследования, проведенные автора ми работы показывают, что деформирующие ролики при ППД можно принять абсолютно жесткими. Об этом говорит ся в ряде источников и подтверждается моделированием на ЭВМ, а также экспериментальными исследованиями. Пред положим 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 ана лиза влияния геометрических параметров роликов и техноло гических факторов обработки на качество поверхностного слоя, необходимо установить зависимость между конструк тивными параметрами роликов, технологическими фактора ми и геометрическими параметрами контактной зоны на ос нове единой методики расчета.

Все параметры контактной зоны: максимальная длина, ширина, площадь контакта, объем контактной зоны и площадь поверхности контактной зоны (части поверхности ролика кон тактирующей 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 обрат ной задачи. При решении прямой задачи в качестве исход ных данных задаются геометрические параметры деформи рующего ролика и глубина его внедрения в обрабатываемую поверхность, после чего определяют геометрические пара метры контакта. При решении обратной задачи, наоборот, задаются форма и размеры контактной зоны, а затем опреде ляются 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 ма тематический аппарат теории поверхностей, полагая, что на ружные поверхности деформирующего ролика и обрабаты ваемой 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:

р(x, y, z) = 0 (поверхность ролика), (4.1) д(x, y, z) = 0 (поверхность детали). (4.2) При обработке валов и отверстий обрабатываемая деталь является прямым круговым цилиндром, а поверхность де формирующего элемента в общем случае образуется враще нием произвольной выпуклой кривой вокруг его оси. Урав нения этих поверхностей имеют вид:

• для детали R x2 + y2 = 0 ;

(4.3) д • для ролика r f ( x2 + y2 ) = 0. (4.4) p Эти уравнения записаны в предположении, что оси дета ли 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 необхо димостью 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 ко ординат к соответствующему виду через формулы преобра зования координат. Это осуществляется с помощью преобра зования координат при параллельном переносе и повороте осей. Пусть система координат, в которой записано уравнение прямого кругового цилиндра, имеет координаты x, y, z и рас положена 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 коорди наты поверхности кругового цилиндра в системе координат ролика имеют вид:

x =t11x +t12 y +t13 z + x0,. (4.5) y =t21x +t22 y +t23 z + y0, z =t31x +t32 y +t33 z + z0.

Для нахождения контурной линии пересечения поверх ностей ролика и детали необходимо совместно решить сис тему, состоящую из уравнений (4.3), (4.4) и (4.5).

Попытка найти приемлемое решение этой системы урав нений, в виде удобном для инженерных применений, не при вела к желаемому результату, хотя и может быть осуществ лена 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 геомет рических параметров инструмента на геометрию контактной зоны. Таким образом, методы нахождения контурной линии как множества точек пересечения двух поверхностей, задан ных аналитически в одной и той же системе координат, яв ляются не перспективными для практической реализации, поэтому было предложено в качестве решения задачи ис пользовать метод сечений.

На рис. 4.2 изображено внедрение ролика в поверхность вала. В сечении АА, проведенном перпендикулярно оси ро лика на произвольном расстоянии от начала контактной зоны и не выходящим за ее пределы, образуются пересекающиеся:

окружность, соответствующая ролику и эллипс, соответст вующий цилиндрической детали. Ширина контакта будет равна расстоянию между точками М1 и М2 пересечения ок ружности с эллипсом.

2 z k = ( x2 x1 ) 2 + ( y 2 y1 ) 2. (4.6) 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:

Rд [x (lk l1 ) sin ] + y 2 cos cos + z p hp z p = 0, (4.7) x + y (cos cos ) Rд = 0, 2 2 z = f (l ), p k где Rд – диаметр детали, – угол самозатягивания, – задний угол ролика (угол внедрения), rp, hp – изменение глу бины внедрения по длине контакта, lk – текущая длина кон такта, l1 – координата длины контактной зоны, соответст вующей пересечению осей ролика и детали.

Длину контактной зоны можно найти из решения урав нений, описывающих пересекающиеся линии, образующие профиль ролика и эллипс при сечении ролика плоскостью ВВ, проходящей через ось, линию максимального нагруже ния ролика и перпендикулярную плоскости АА:

x'2 sin 2 y '2 Rд 2 = 0,. (4.8) x' = l p cos rp sin x'0, y ' = l p sin rp cos y '0.

Совместное решение системы уравнений (4.6), (4.7) и (4.8) позволяет получить изменение полуширины как функ цию остальных параметров:

z k = f (Rд,,, rp, l, h p ).. (4.9) Решение полученной системы в виде конкретной анали тической зависимости не удалось, и может быть осуществле но численными методами при помощи ЭВМ.

деталь M rp ролик M hm lк 2Zk l w y X y X Lk Zm lp b Rд x1 x l hm lk y y Rд/sinw Рис. 4.2. Сближение ролика и детали при обработке ППД Тем не менее, при дальнейшем анализе оказалось, что та кой параметр, как угол самозатягивания, практически не влияет на полуширину контакта (максимальная погрешность составляет менее одного процента). Еще меньшую погреш ность оказывает замена участка эллипса между точками Lн и Lк отрезком прямой линии. Поэтому, если положить угол са мозатягивания равным нулю, то решение системы уравнений (4.6), (4.7) и (4.8) для полуширины контакта получается в ви де зависимости:

(Rд ± rp ) (Rд m hk ), (4.10) z= R k д Rд ± (rp m hk ) где верхний знак нужно применять при внедрении роли ка в поверхность вала, а нижний – в поверхность отверстия.

Полученные зависимости для определения геометриче ских параметров контактной зоны позволяют также учесть влияние волны, образуемой впереди ролика, на полуширину контакта, для чего в зависимости (4.10) достаточно увели чить радиус детали на высоту волны (( R ± hв ) ± rp ) (( Rд ± hв ) m hk ) (4.11) zk = ( Rд ± hв ) д.

( Rд ± hв ) ± (rp m hk ) Зависимости изме zkв zk нения текущих значений радиуса ролика rp = rp(lk) np и глубины внедрения hk = hk(hm,, lk) устанавли hв Rд+hв ваются для каждого конкретного ролика из Rд рассмотрения особенно стей его внедрения в об рабатываемую деталь, что не представляет особых сложностей.

Рассмотрим, напри Рис. 4.3. Схема для определения полуширины контак та с учетом образуемой волны перед роликом мер, расчетные схемы и зависимости для опре деления изменения текущих значений радиуса ролика и глу бины внедрения от длины контакта.

Рис. 4.4. Конический ролик 1 = 3 2 ;

hm h Lk = L1 + L2 = + m;

tg 1 tg rp = rн + l k tg 3 при 0 l k L1 ;

rp = rkm m (lk L ) tg при L1 lk Lk hk = l k 1 при 0 l k L ;

hk = hm (lk L1 ) tg 2 при L1 lk Lk Для радиусного закругления:

hm Lk = L13 + L2 = r32 (r3 hm ) + tg rp = rkm r32 (L13 l k ) при 0 lk L3 ;

rp = rkm m (lk L ) tg при L1 lk Lk ;

hk = r3 r32 l k2 при 0 lk L ;

hk = hm (lk L) tg2 при L1 lk Lk.

( ) Lk = 2 rпр rпр hкм, L rp = r0 + r lk k, пр hk = rp rн, rн = rpm hкm.

Рис. 4.5. Профильный ролик (рабочая поверхность тор) ( ), Lk = 2 rш rш hкм L rp = r l k k, ш hk = rp rн, rн = rш hкm.

Рис. 4.6. Шар Аналогичные зависимо сти могут быть получены для любых роликов, отличающихся как по размерам, так и по форме. На основании полученных результатов находим выражение для объема контактной зо ны, которое может быть определено как интеграл от измене ния площади сегмента acb по длине контакта (рис. 4.7):

Lк Vк = rp2 arcsin z к 2 z к (rp hк ) dl к ;

(4.12) rp 0 Для определения площади контакта формула имеет вид:

(R ± r ) (Ro m hk ) Lk (4.13) Sk = R д p dlk.

д Ro ± (rp m hk ) Аналогично может быть определена и площадь поверх ности контакта (площадь части ролика, находящейся в кон такте с обрабатываемой поверхностью).

Lк S пк = 2 rp arcsin zк dlк. (4.14) rp Таким образом, на основе применения метода сечений ролика и обрабатываемой детали двумя перпендикулярными плоскостями получены математические зависимости для оп ределения всех геометрических параметров контактной зоны при обработке деталей ППД роликами любых типоразмеров.

Это позволяет производить сравнительный анализ влияния конструктивно-технологических параметров и режимов об работки на качество и производительность по единой мето дике.

Рис. 4.7. Схема для определения площади поверхности контакта и объема контактной зоны ГЛАВА ЦЕНТРОБЕЖНОЕ РАСКАТЫВАНИЕ 5.1. ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНОЙ СХЕМЫ КОМПОНОВКИ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА Эффективность центробежного раскатывающего инстру мента зависит от его конструкции и схемы обработки детали.

Одновременно необходимо решить вопросы обеспечения технологичности при изготовлении, надежности в эксплуа тации и обслуживании, стабильности процесса раскатывания и качества обработанной поверхности детали. При центро бежном раскатывании возможны две схемы компоновки ин струмента. Условно назовем их прямым раскатыванием (рис.

5.1, а) и раскатыванием через промежуточные опорные катки (рис. 5.1, б).

Py Do Py dok Do do dop dp Py Py nи 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 деформирую щих 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 вра щения инструмента с заданной частотой nи, в процессе кото рого 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 даль нейших выкладках будем применять индекс «р» для деформи рующего ролика и индекс «k» – для опорного катка. Таким образом, формулы для расчета центробежных сил, дейст вующих на ролик и каток, будут иметь вид:

2 m p Vop ;

P = mk Vok, (5.1) P= ck cp Rok Rop где Рср, Рсk – усилия деформирования (центробежные си лы), 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 описывае мых осями роликов и катков.

Поскольку катки и ролики представляют собой тела вра щения, 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 опреде лить величину их массы через зависимости m = r2 L ;

m = r 2 L, (5.2) p cp p p k k k k где rk, Lk – радиус и длина катков соответственно, k,, р – плотность материала роликов и катков.

Скорости вращения осей катков и роликов вычисляются по формулам R op n и R ok nи ;

V, (5.3) = = V оp оk где nи – частота вращения инструмента, мин-1.

Особенностью решения задачи разработки ра циональной конструктивной схемы раскатника яв ляется то, что размеры опорных катков и дефор мирующих роликов зависят от принятого их коли чества и радиуса обрабатываемой детали, поэто му взаимосвязаны между собой определенной функ циональной зависимостью. Например, для значений радиусов окружностей, описываемых центрами ро ликов и катков Rор и Rок, формулы (5.2) можно за писать R = Ro r p ;

R = Ro r, (5.4) 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 = С (r 2 R r 3 ), (5.5) P ck k o k где для сокращения записи принято обозначение 3 Lk k nи = const.

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

ok k drk Решение этого уравнения дает значение радиуса ролика, при котором обеспечивается максимум усилия деформиро вания при прямом раскатывании D = R = o. (5.6) r k max 3o 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 диамет ра детали при соблюдении условия (5.6), диаметр ролика и усилие деформирования увеличиваются в прямо пропорцио нальной зависимости.

Основной задачей при выборе конструктивных парамет ров инструмента является обеспечение заданного качества и производительности, которые определяются конструктивны ми параметрами деформирующих роликов и выбором тре буемого 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 деформирова ния возрастает с увеличением диаметра деформирующего ролика, если он не превышает по размерам половины радиу са отверстия. В свою очередь известно, что увеличение диа метра деформирующего ролика сопровождается увеличени ем площади контакта, в связи с чем среднее давление и мак симальное напряжение в зоне контакта остаются одними и теми же. В результате этого условия обработки в контакте не меняются и не приводят к изменению качества поверхност ного 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, кото рые при заданной частоте вращения роликов создавали бы требуемые геометрические параметры контакта и заданное усилие деформирования.

В производственной практике применяют два типа роли ков: профильные, рабочая поверхность которых является по верхностью 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 эллипс ным. Вместе с тем, конструкция инструмента для центро бежного раскатывания должна быть универсальной, позво ляющей устанавливать в нее ролики любой конфигурации, в том числе тороидальные и конические.

np dp Sp np k hm rpм hm r L r Sp Lk 2zkm z 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 различ ным количеством деформирующих роликов и опорных кат ков (рис. 5.4). Одним из конструктивных параметров инст румента, влияющим на усилие раскатывания, является угол – угол между отрезком, соединяющим центры двух смежных роликов и направлением усилия взаимодействия Ркр, дефор мирующим роликом и опорными катками. Можно показать, что чем меньше этот угол, тем больше усилие деформирова ния. Однако, для схемы с двумя и тремя опорными катками, как видно из рис. 5.4, а и 5.4, б, угол является отрицатель ным. Это означает, что ролики и опорные катки под действи ем центробежных сил не взаимодействуют друг с другом в процессе обработки, а расходятся в радиальных направлениях каждый по отдельности. При четырех роликах угол = 0 (см.

рис. 5.4, в). Следовательно, в случае, когда в инструменте ис пользуется менее пяти роликов, схема обработки через про межуточные катки преобразуется в схему прямого действия.

a) б) = д) г) 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 промежу точные опорные катки возможно только при пяти и более ро ликах. Принимая во внимание, что если центробежное усилие Рсу увеличивается пропорционально с увеличением размеров катков, то пятироликовый инструмент обеспечивает макси мальное усилие деформирования в схеме обработки с проме жуточными опорными катками, так как с увеличением коли чества 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 обра ботку с меньшим усилием деформирования, а следовательно и с меньшей частотой вращения инструмента по сравнению с обработкой по схеме прямого раскатывания. На основе изло женного можно сделать вывод, что использование в инстру менте деформирующих роликов рациональных диаметров, обеспечивающих достижение необходимого качества обрабо танной поверхности при минимальном усилии деформирова ния возможно лишь по схеме компоновки центробежного рас катника через промежуточные опорные катки в пятиролико вом центробежном раскатнике.

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, ка ждый из которых включает два опорных катка 3, имеющих необходимые размеры и массу и установленных с помощью подшипников 4 в ползунах 5, размещенных в радиальных па зах 6 корпуса 1 таким образом, что на каждую пару опорных катков 3 опирается деформирующий ролик 7. В рассматри ваемом инструменте направления осей радиальных пазов 6, ползунов 5, опорных катков 3, деформирующих роликов 7 и шпилек 8 совпадают и выполнены под углом самозатягивания «» по отношению к оси вращения инструмента. Шпильки 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 посредст вом внутреннего кольца. Внешняя поверхность обоймы снаб жена направляющими шпонками 11, наружная поверхность которых имеет диаметральный размер и форму обработанной поверхности. Наличие в предлагаемом инструменте базирую щего устройства позволяет в процессе работы осуществлять его координацию по обработанной поверхности, является до полнительной опорой, придает устойчивость и снижает дина мику процесса пластического деформирования, что повышает качество обработанной поверхности. Раскатывание осуществ ляется следующим образом. Центробежному раскатнику со общается вращение, после чего он вводится в обрабатываемое отверстие детали. В результате вращения корпуса 1 вместе с инерционными узлами возникают центробежные силы, разви ваемые массами опорных катков 3, установленных с помощью подшипников 4 в ползунах 5, которые перемещаются вдоль радиальных пазов 6. При этом на деформирующие ролики действуют как центробежные силы, развиваемые их собствен ной массой, так и центробежные силы двух смежных опорных катков 3, обладающих по сравнению с ними более значитель ной массой. Поэтому, деформирующие ролики, совершая движение по круговой траектории, внедряются в обрабаты ваемый материал детали, осуществляя пластическое деформи рование ее поверхности. Наличие инерционных узлов для соз дания усилия деформирования, вращающихся с заданными окружными скоростями, может образовывать диапазон цен тробежных сил, обеспечивающих расчетные усилия деформи рования для обработки материалов с различными физико механическими свойствами и микрогеометрическими пара метрами. При этом постоянство необходимого усилия дефор мирования является главным фактором обеспечения стабиль ности качества обработанной поверхности, в том числе и глу бины упрочненного слоя. Таким образом, описанная конст рукция центробежного раскатника обеспечивает постоянство необходимого усилия деформирования при ППД, что является главным фактором формирования стабильного качества обра ботанной поверхности.

Реализация описанной конструкции может быть после вы явления взаимосвязей между силовыми и конструктивными ха рактеристиками 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 рас катывании.

5.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТНИКА Усилие деформирования при центробежном раскатыва нии непосредственно зависит от конструктивных параметров инструмента и частоты вращения. Расчетная схема для опре деления математической модели взаимосвязи конструктив ных элементов и силовых факторов раскатника представле на на рис. 5.6.

Py Py Py Py Py Рис. 5.6. Расчетная схема определения усилия деформирования:

– угол между смежными деформирующими элементами;

– угол между силой, дейст вующей на деформирующий элемент со стороны опорного катка и хордой, соединяющей центры деформирующих элементов;

– угол между направлением усилия деформирова ния и хордой, соединяющей центры деформирующего элемента и опорного катка;

– за зор между опорным катком и обрабатываемым отверстием;

2а – зазор между смеж ными опорными катками;

dр – диаметр деформирующих элементов;

Rор – радиус окруж ности, описываемой центрами деформирующих элементов;

dк – диаметр опорных кат ков;

Rо – радиус обработанного отверстия;

Rok– радиус окружности, описываемой центрами опорных катков;

Pкц – центробежные силы, развиваемые опорными катка ми;

Pк – сила, действующая на деформирующий элемент со стороны опорного катка;

Pу – полное усилие деформирования Угол между двумя смежными деформирующими роли ками, а также опорными катками равен:

(5.7) к =, zp где zp – количество деформирующих роликов и, соответ ственно, опорных катков в раскатнике.

rк + а, (5.8) sin ( к ) = (Rо ) rк где rк – радиус опорного катка, Rо – радиус обработанно го отвертия, a – зазор между смежными опорными катками, – зазор между опорным катком и обрабатываемым отверсти ем.

Преобразовав выражение 5.8, находим значение радиуса опорного катка:

(R ) sin( к ) а. (5.9) rк = о 1 + sin ( к ) Используя теорему косинусов, получаем зависимость для вычисле ния диаметров роликов Ro2 + Rok 2 Rо Rok cos( к ) rк d p = 2 rp =, (5.10) Rо + rк Rok cos( к ) Rok – радиус окружности, описываемой центрами опорных катков.

где Объемы деформирующего ролика и опорного катка рассчитываются в зависимости от их формы, длины и диаметральных размеров.

Для цилиндрического катка объём определяется из известного вы ражения:

Vk = rk Lk, (5.11) где Lк – длина катка.

Для конического ролика объем определяется как (rб2 + rм + rб rм ) Lр, (5.12) Vkp = – радиусы малого и большого сечения конического роли где rб, rм ка, Lр – длина ролика.

Для бочкообразного ролика ( ) V = 0,262 8 rб2 + 4 rм L p.

(5.13) На расчетной схеме (см. рис. 5.6) показаны силы, приложенные к деформи рующему ролику и суммарная сила Ру, являющаяся усилием деформирования.

Усилие, действующее на деформирующий элемент со стороны опор ных катков, вычисляется по формуле, (5.14) 0,5 Pкп 0,5 Pкп Pк = = sin rк + rp sin arcsin rо sin ( к ) где Pкп – центробежная сила, действующая на опорный каток.

Из схемы следует, что усилие деформирования складывается из цен тробежного усилия, создаваемого опорными катками и деформирующи ми роликами, которое можно определить по формуле r +а.

Py = 2 Pк cos = 2 Pк cos arcsin к (5.15) rp + rк Полное усилие деформирования будет складываться из усилий, дей ствующих на деформирующий ролик со стороны опорных катков в инер ционном узле, центробежной силы, создаваемой массой самого деформи рующего ролика и центробежной силы, создаваемой массами узлов под шипников, на которые опираются катки:

. (5.16) 0,5 Pкп Pк = + Ру + Рср r +r sin arcsin к p rо sin( к ) 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 ро ликах, диаметры которых равны половине диаметров обрабатываемого отверстия, а на рис. 5.8 показана зависимость радиального усилия дефор мирования по схеме обработки через промежуточные катки для пятиро ликового раскатника при разных частотах вращения инструмента. Из со поставления 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 рас катывания. Если учесть, что диаметры роликов при обработке через про межуточные катки имеют меньшие размеры, то можно сделать вывод, что раскатывание по схеме через промежуточные опорные катки облада ет несомненным преимуществом по сравнению с раскатником, работаю щим по прямой схеме, т. к. при этом достигается меньшая частота вра щения 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. 5 4. Py ( R, 500 ) 3. Py ( R, 800 ) Py,Н Py ( R, 1000 ) 2. Py ( R, 1500 ) 1. 101.362 0.05 0.07 0.09 0.11 0.13 0. R 0.05 0. R,м 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 НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ В КОНТАКТНОЙ ЗОНЕ На качество обработанной поверхности решающее влия ние оказывают интенсивность и характер распределения на пряжений по площади контакта. В связи с этим при исследо вании процесса ППД определение напряженного состояния в очаге деформации является одной из основных задач. Дан ному 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 перекатывающим ся роликом необходимо одновременно учитывать многие факторы, влияющие на напряженное состояние в контакте:


форму и размеры контактной зоны, глубину внедрения роли ка в поверхность детали, скорость процесса деформирования, состояние и механические свойства материала детали, нали чие образующейся волны, окружающей контактную зону, температуру в контакте, упрочнение и разупрочнение по верхностного слоя, наличие нормальных и касательных на пряжений и т. п. Желание учесть все особенности деформи рования приводит к созданию сложного математического ап парата для решения задачи, не всегда удобного в практиче ских инженерных применениях. При решении контактной упруго-пластической задачи следует учитывать, что не все факторы оказывают одинаковое влияние на изменение каче ственного состояния поверхности, в связи с чем можно пре небречь малосущественными составляющими.

В ряде литературных источников указывается на воз можность применения для описания упругопластической за дачи хорошо зарекомендовавшего себя на практике метода определения напряженного состояния при упругом сближе нии 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 до 12 раз. В связи с большим расхождением во мнениях о ве личине максимального напряжения в каждом конкретном случае теоретические разработки необходимо подтверждать экспериментальными исследованиями. Еще одной особенно стью применения упругой контактной задачи является то, что она применима для ограниченного количества деформи руемых 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 приме няющегося в производственной практике при ППД кониче скими роликами, задача вообще не решена. Идея достижения требуемого результата заключается в том, чтобы перенести решение упругой задачи при контактировании двух дефор мируемых цилиндров с параллельными осями, дающих пря моугольный контакт, на решение задачи, когда форма кон такта 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 деформи рующий ролик, при помощи которого обеспечивается необ ходимая контактная зона и распределение напряжений.

В качестве исходной информации примем решение зада чи для деформирования вала с плоскостью (рис. 6.1).

Рис. 6.1. Распределение напряжений по площади полосового контакта при деформировании плос кости валом Распределение напряжений по ширине контактной зоны в этом случае опреляется по формуле:

2, (6.1) () l,z = m (l ) 1 z z (l ) k k кk где z – текущая координата полуширины контакта ( 0 z z k (l k )) ;

zk (lk ) – изменение полуширины контакта по его длине;

т(lk) – изменение напряжений по линии максималь ного нагружения ролика.

Разобьем тело ролика по длине контакта параллельными плоскостями, расположенными перпендикулярно его оси, на расстоянии lk друг от друга. Таким образом, весь ролик бу дет состоять как бы из набора тонких дисков, имеющих по стоянные радиусы, которые меняются для каждого выделен ного диска по длине ролика в соответствии с законом изме нения его образующей. Для каждого из этих дисков приме ним 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 т(lk) по линии наибольшего нагружения ролика.

Это линия, вдоль которой ролик максимально внедрен в по верхность обрабатываемой детали. При упругом контакте дан ная зависимость может быть записана в виде выражений E P (rp + r ) д yl m = 0,564 ;

(1 ) r p r д (6.2) 2zk (lk )2 (rd r p )E Pyl =.

(1,08)2 r p rд (6.3) Сложнее определить функцию т(lk) при упругопластиче ском деформировании, т. к. на этот счет в литературе отсутст вуют сведения. Для нахождения закона изменения функции т(lk) возможны два подхода. Первый из них сводится к тому, чтобы на основе априорных соображений предложить подхо дящую зависимость, а затем подтвердить ее эксперименталь но. Предположим, что удалось найти искомую функцию т(lk). Тогда для полного усилия деформирования можно за писать выражение:

Lk z k z. (6.4) Py = m (l k ) z (l ) dzdl k kk 0 zk Если определить экспериментально значения усилия де формирования Py, изменение полуширины контакта zk(lk), длину контактной зоны Lk, и подставить их в приведенную зависимость (6.4), то, при правильно выбранной формуле из менения максимального напряжения по линии наибольшего внедрения ролика, написанное равенство должно превра титься в тождество.

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

0 2 0,5 Py 0,5 Py 6 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 определе нии функции т(lk) на основе теоретических исследований.

Результатами теоретических и экспериментальных исследо ваний было установлено, что наиболее соответствующим яв ляется закон изменения функции т(lk) в виде m (lk ) = А m ;

ln T E T = E T m ;

m = в, (6.5) A= m T ln T в где относительная деформация точек поверхности де тали, расположенных на линии наибольшего нагружения ро лика;

т, в относительные деформации, соответствующие пределу текучести т и пределу временного сопротивления в.

Траекториями точек поверхности детали являются, как показано в работе [52] циклоиды. Для этого случая относи тельная деформация будет рассчитываться по формуле:

( zk z ) у =. (6.6) z z r p 1 k rp Подставляя выражение (6.6) при z = 0 в формулу (6.5) будем иметь выражение для расчета распределения напряже ний по линии максимального нагружения в случае произ вольного контакта.

В частном случае известны формулы для определения геометрических параметров контактной зоны при обработке цилиндрических поверхностей шариками и профильными ро ликами, в результате чего образуется эллипсная форма кон такта. Формально можно считать, что закон изменения на пряжений в зоне контакта при упругопластическом деформи ровании шариками и профильными роликами будут иметь тот же вид, что и при упругом контакте. Для эллипсного контакта эта формула будет иметь вид:

2 0,5 Lk lk z. (6.7) (lk, z ) = m (lk ) 1 z 0,5 L km k При этом максимальное напряжение m в центре пло щадки контакта, очевидно, должно превышать напряжение текучести т. Это напряжение должно определяться экспе риментально. Так как суммарное радиальное усилие Ру рав няется интегралу 2 Lk z k 0,5 Lk l k z dl k dz, (6.8) Py = m 0,5 L z k k 0 zk то из этого выражения получаем. (6.9) Py m = 2 Lk z k 0,5 Lk l k z 1 dl k dz 0,5 L z k k 0 zk Когда производится обработка коническими деформи рующими роликами, контакт является каплевидным, а дейст вительная форма его контурной линии приближённо пред ставляет собой сочетание дуг эллипса как на начальном уча стке, так и на участке сбега. Поэтому для этих участков кон такта можно применить расчётную формулу (6.7). Таким об разом, для начального участка каплевидного контакта можно записать (рис. 6.3):

2 0,5 Lk lk z, при 0 l k L1, (6.10) 1 = m 1 0,5 L z k k для участка сбега:

zk 2, при l (6.11) L1 l k Lk 2 = m 1 k2 L z 2 km Z z Zkm Zkm lk lk Lk / 2 L L Lk Lk а) 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 соответствен но равно 2 Lk z k 0,5 Lk l k z Py = m 1 dl k dz + 0,5 L z k k 0 zk Lk z k l z 1 k 2 k 2 dl k dz + (6.12) L z 2 km 0 zk ГЛАВА 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 опре деления рациональных конструктивных параметров центро бежного раскатника и технологических факторов процесса обработки математические зависимости для определения по казателей качества процесса раскатывания, полученные в ре зультате теоретических исследований, были подвергнуты ис следованию. В качестве основных варьируемых конструк тивно-технологических параметров, действующих при обра ботке, были приняты следующие величины и диапазоны их изменения (табл. 7.1).


Таблица 7. ДИАПАЗОНЫ ИЗМЕНЕНИЯ КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРИ ЦЕНТРОБЕЖНОМ РАСКАТЫВАНИИ Диапазон Наименование величин изменения Диаметр деформирующего ролика dр, мм 10… Диаметр обрабатываемого отверстия D, мм 100… Профильный радиус деформирующего ролика rпр, мм 2… Угол внедрения (задний угол), град 0… Глубина внедрения ролика в обрабатываемую деталь hm, мм 0,05…0, Частота вращения инструмента n, мин-1 500… Подача so, мм/об 0,1… Выбор средних значений и диапазона изменения варьи руемых параметров осуществлялся с учетом назначаемых в реальных условиях эксплуатации и использования серийно выпускаемого оборудования. Кроме того, принимая во вни мание теоретический характер исследований, диапазоны варьируемых параметров, с целью расширения области при менения центробежного раскатывания, приняты выходящи ми за пределы значений обычно применяемых в производст венной практике.

Диаметр раскатываемого отверстия принимался из нор мального ряда размеров серийно выпускаемых гидравличе ских цилиндров, наиболее широко используемых в различ ных отраслях промышленности, в таких, как автотракторной и горной;

в строительно-дорожной технике, среднем и тяже лом машиностроении и других. Частота вращения центро бежного раскатника регламентировалась минимальным зна чением, при котором достигается необходимое значение уси лия деформирования.

Среднее значение величины продольной подачи прини малось, исходя из работы реально действующих раскаты вающих инструментов, а максимальное значение – исходя из возможности обеспечения наибольшей производительности, при минимальной шероховатости обработанной поверхно сти.

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 конструктивно технологических параметров обработки возникают значи тельные затруднения, связанные с тем, что на окончательные результаты формирования качества поверхностного слоя влияет большое количество различных независимых и взаи мосвязанных между собой аргументов. Как правило, любой показатель качества поверхности есть функция многих неза висимых переменных, которую при ППД роликами можно представить в следующем виде:

уi = f(Poy,Sо,rпр,Dо,dр,rр(lк), hm, hp(lk),,, 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 – на чальный диаметр ролика (соответствует началу контактной зоны), rp(lk) – изменение радиуса ролика по длине контактной зоны, hm – максимальная глубина внедрения ролика в обраба тываемую деталь, hp(lk) – изменение глубины внедрения роли ка по длине контактной зоны,, – углы внедрения и само затягивания, HB – твердость исходного материала заготовки, Rисх – исходная шероховатость.

Для определения некоторых показателей качества суще ствуют аналитические зависимости. Например, в литератур ных источниках приводятся формулы для расчета шерохова тости в зависимости от профильного радиуса и подачи, глу бины упрочнения от усилия деформирования и приведенного радиуса ролика и детали [7, 15, 47, 61, 65 и др.]. Многие дру гие показатели качества не удаётся определить через прием лемые теоретические решения. В связи с тем, что при упруго пластическом деформировании в контактной зоне протекают сложные физико-механические процессы, изучение которых на теоретическом уровне представляет значительные трудно сти, то задача математического описания процессов деформи рования при упругопластическом течении металла полностью не решена. Поэтому влияние конструктивно-технологических параметров, в частности, усилия деформирования, геометри ческих параметров деформирующих роликов на шерохова тость, остаточные напряжения, изменения структуры металла, коррозионную стойкость и т. д. изучают преимущественно экспериментально. В связи с наличием большого количества независимых переменных, участвующих в процессе обработ ки, многие авторы из всей совокупности аргументов, влияю щих на качество поверхности, выделяют наиболее существен ные и, в первую очередь, это относится к усилию деформиро вания и площади контакта.

В первой главе было установлено, что усилие деформи рования и площадь контакта при одних и тех же значениях величин по-разному влияют на качество поверхностного слоя, если исследование производят разными деформирую щими роликами, как по форме, так и по размеру.

Экспериментальные исследования, как правило, прово дят 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 со отношении 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 зо ны и их взаимосвязи с качеством поверхностного слоя. В пер вом приближении можно сравнивать между собой контактные зоны, предположив, что одинаковые по форме и размерам контактные зоны при одной и той же глубине внедрения де формирующего ролика формируют одинаковое качество по верхности. 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 па раметры 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 профиль ным радиусом. Этот пример показывает, что необходимо сравнивать контактные зоны, получаемые при обработке од ним и тем же роликом.

Анализируя полученные в работе аналитические зависи мости для определения геометрии контакта, можно сделать вывод, что на размеры контактной зоны влияют конструк тивные параметры деформирующих роликов, ориентация ро лика по отношению к оси детали, размеры обрабатываемой поверхности, вид обработки (отверстие или вал), глубина внедрения ролика и др.

S Zm Zm Dд V Lk Lk а 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 4, 2, 3, 1, 2, 1,0 1, 0, 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, пло щадь контакта при одной и той же глубине внедрения ролика увеличивается. Максимальные напряжения в центре площад ки останутся теми же, в то время как суммарное усилие будет возрастать. Таким образом, можно сделать вывод, что сравни вать между собой нужно площади контакта, полученные при обработке одинаковыми роликами, внедрёнными в поверх ность 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 коли чества роликов. Кроме того ранее было доказано, что прямая схема раскатывания возможна при любом количестве роли ков, 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 посто янных величинах, влияющих на результаты обработки, бу дет также пропорционально возрастать.

В связи с изложенным, анализ влияния геометрических параметров деформирующих роликов на геометрию кон тактной зоны при центробежном раскатывании должен про изводиться с учетом соотношений размеров роликов и дета лей. Поэтому радиусы роликов по прямой схеме центробеж ного раскатывания будем определять по формуле:

(R )sin, (7.2) rp = 1 + sin а по второй схеме раскатывания через промежуточные опор ные катки из зависимости R 2 + Rok 2 R Rok cos rk. (7.3) rp 2 = 2(R rk Rok cos ) 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 разме ру ролика. Поэтому, сравнение методов по прямой схеме де формирования и деформирования через промежуточные опорные катки будем рассматривать между двухроликовым и пятироликовым центробежными раскатниками, т. к. пятиро ликовый инструмент при второй схеме обработки имеет наи больший размер опорных катков, а, следовательно, и наи большее развиваемое усилие деформирования.

Для анализа соотношения площадей контактов была принята методика расчета геометрических параметров кон тактной зоны, приведенная во второй главе настоящей рабо ты.

Теоретическая и практическая ценность приведенной ме тодики заключается в ее универсальности, т. к. она позволяет рассчитывать геометрию контакта, как при обработке вала, так и при обработке отверстия, а также для различных кон фигураций и размеров деформирующих роликов. Это позво ляет проводить сравнение процесса ППД при различных ус ловиях обработки.

На основе предложенной методики расчета геометриче ских параметров контактной зоны и разработанного алго ритма расчета с применением ЭВМ были построены зависи мости, показанные на рис. 7.2. Графики зависимостей пло щадей контактной зоны от изменения радиуса обрабатывае мой поверхности при обработке отверстий и валов построе ны с учетом изменения диаметров деформирующих роликов, вычисленных по формулам (7.2) и (7.3), и представлены на рис. 7.3.

S,мм2 S, мм 50 40 64 88 112 136 R,мм 40 64 88 112 136 R,мм а) 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 отвер стий при одной и той же глубине внедрения и одних и тех же конструктивных параметрах деформирующего ролика боль ше, чем при обработке валов, имеющих те же диаметры. При чем, по схеме прямого раскатывания разница в площадях дос тигает значительной величины, более чем в 10 раз, и возраста ет пропорционально увеличению диаметра обрабатываемой детали (рис. 7.4).

Как видно из графика, отношение площадей контакта при обработке по прямой схеме с увеличением диаметра де тали растет по параболическому закону, а зависимость при обработке отверстий практически постоянна и имеет ли нейный характер.

Sо/Sв 136 R, мм 40 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 деформи рующего ролика в поверхности вала и отверстия равных диаметров.

2Zo 2Zв hM 2hM 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 аналити ческие исследования влияния размеров деформирующих ро ликов и детали на полуширину контакта. Если предположить, что при внедрении ролика в поверхность детали на величину hm, размер ролика увеличивается до размеров обрабатывае мого отверстия, то в пределе в рассматриваемом сечении ок ружность ролика станет концентричной окружности принад лежащей детали. Ширина контакта в плоскости пересечения ролика с деталью, проходящей через контурную линию, бу дет стремиться к диаметру детали. Если ролик внедрен в по верхность вала и увеличивается в размерах до бесконечности (R ), полуширина контакта будет меньше или равна зна чению z в rp2 rp2 hm. (7.4) Составим отношение полуширины контактов, получен ных при обработке валов и отверстий (R rp ) (R + hm ). (7.5) zo = R2 rp2 rp2 hm R + r hm zв 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 знамена тель к выражению ( R R 2 hm ). Таким образом, искомый пре дел будет равен:

(7.6) zo R = = lim.

rp R z R R 2 hm 2 2 hm в 1 R Знаменатель представленного выражения близок к нулю по абсолютной величине, а функция является монотонно возрастающей, т. к. полуширина контакта при обработке от верстия 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 вне дрения, 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 D d p 1 2 ;

(7.7) z В 2 = 0,8 2 p D + dp E • при обработке отверстия D d p 1 2. (7.8) z O 2 = 0,8 2 p D + dp E Zк Sо/Sв 240 180 120 60 50 70 90 110 130 R, мм 40 64 88 112 136 R, мм а) б) Sо/Sв Zк,мм 24 18 12 6 1 50 70 90 110 130 R, мм 40 64 88 112 136 R, мм в) 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 от верстий имеют тот же характер, что и при упругопластиче ском 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 дета ли, создание благоприятных остаточных напряжений, мелко зернистой 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 мак симальных напряжений в контактах, образуемых при обра ботке отверстия и обработке вала, или одинаковую глубину внедрения ролика в поверхность детали. Геометрические па раметры деформирующих роликов необходимо выбирать с учетом обеспечения одновременно нескольких показателей качества и, в первую очередь, шероховатости и глубины уп рочнения. На шероховатость поверхности главным образом влияют усилие деформирования и величина профильного ра диуса ролика. Чем больше профильный радиус ролика и уси лие деформирования, тем ниже будет достигнутая при обра ботке шероховатость. Из многих известных зависимостей наиболее удобно для вычисления шероховатости применять формулу:

4 Rпр S. (7.9) RZ = Rпр Эта формула хорошо согласуется с эксперимен тальными данными и зависит только от профиль ного радиуса ролика и подачи. Другие формулы явля ются более сложными и не обладают универсально стью применения а также содержат величины, за висящие от свойств материала и эксперименталь ные коэффициенты, что отражает частные осо бенности процесса.

При обработке коническими роликами шероховатость зависит от заднего угла установки ролика по отношению к оси отверстия. Его назначают в соответствии с многочислен ными рекомендациями в пределах (0,5…0,8) град. Значение его не так существенно влияет на шероховатость в обозна ченных пределах, т. к. при этих задних углах длина сбега ка плевидного контакта достаточно большая. Аналитические зависимости для выбора усилия деформирования с целью достижения требуемой шероховатости отсутствуют, ввиду чрезвычайной сложности выявления математической моде ли, в связи с чем его влияние на шероховатость определяется экспериментально для конкретных условий обработки. Про изводительность определяется подачей и скоростью вращения инструмента. Скорость вращения инструмента (окружная ско рость раскатывания) практически не влияет на качество обра ботанной поверхности и ограничивается только возможностя ми оборудования, поэтому назначается произвольно. Ограни чением является предельное значение, при котором возможно возникновение недопустимых вибраций. Эта задача решается устранением дисбаланса инструмента (динамической балан сировкой) 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 ро лика – максимальный диаметр определяют, исходя из хоро шо зарекомендовавшей себя на практике зависимости для определения глубины упрочнения при обработке валов [41]:

(7.10) Py hy =, 2 Т 1 1 1 + 0,7 + + Rв r рв rпр 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, Т – пре дел упругости материала обрабатываемой детали.

Из приведенной формулы видно, что с увеличением ра диуса детали, профильного радиуса и диаметра ролика глу бина упрочнения уменьшается. Таким образом, увеличение диаметра ролика, имеющее целью повышение усилия дефор мирования при центробежном раскатывании, не решает во проса увеличения глубины упрочнения, а наоборот необхо димо уменьшать диаметр ролика при сохранении заданного усилия.

При обработке валов существуют рекомендации по выбо ру размеров деформирующих роликов и профильного радиу са, 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:



Pages:     | 1 || 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.