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 | 2 || 4 |

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

-- [ Страница 3 ] --

если в зоне контакта при применении различных по размерам роликов и соответствующих усилий деформирования условия обработки обеспечивают одно и то же качество, то чем объяс няется такой большой разброс размеров и из каких соображе ний 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 устано вить подшипник внутри ролика. Поэтому для увеличения уси лия деформирования необходимо увеличивать диаметр роли ка, а увеличение диаметра ролика вызывает увеличение пло щади контакта и уменьшение глубины упрочнения в соответ ствии с формулой (7.10), при этом среднее напряжение оста ется постоянным, в связи с чем глубина упрочнения тоже не будет меняться.

При обработке отверстий центробежным раскатыванием, как было установлено во второй главе, диаметры деформи рующих роликов выбираются в зависимости от их количества и диаметра обрабатываемого отверстия, причем характер из менения является дискретным. Поэтому, дальнейший расчет по определению глубины упрочненного слоя необходимо на чинать с определения диаметра ролика при обработке отвер стия, а затем устанавливать соответствующий ему диаметр ролика, который обеспечивает ту же глубину упрочнения, оп ределяемую из формулы (7.10). В соответствии с этим алго ритм расчета должен осуществляться в следующем порядке.

Определяют радиус ролика при обработке отверстия:

• по схеме прямого раскатывания:

R sin a ;

(7.11) rpo1 = 1 + sin • по схеме раскатывания через промежуточные опорные катки:

R 2 + Rок 2 R Rок cos rк, (7.12) rpo 2 = 2 (R + rк Rок cos ) где радиусы катков rк и осей расположения катков Rок находят по формулам:

(R ) sin a и Roк = R rк.

rк = 1 + sin 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 напря жений, можно утверждать, что максимальные величины по луширины контакта в обоих случаях должны равняться друг другу, т. е.:

Zкв = Zко (R r ) (Ro + hk ) (Rв + rpв ) (Rв hk ) 2 или (7.13) R о pв Rв = 0, 2 о Ro (rpо + hk ) Rв + (rpв hk ) 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 деформирующе го ролика, при котором в случае обработки вала будет дос тигнута такая же глубина упрочнения, что и при обработке отверстия:

( R c ) ( R hм ), (7.14) r= pв c R + hм ( R rpo ) ( R + hм ) где с =. (7.15) R rpo + hм Усилие деформирования можно рассчитать по формуле:

Lk zkв z dzdl, (7.16) Py = 2 m f (lk ) z k k 0 zk где f(lк) – закон изменения напряжений по линии макси мального внедрения ролика при предположении, что макси мальное напряжение в зоне контакта m = 1.

Для эллипсного контакта будем иметь:

. (7.17) 0,5 Lk lk f э (lk ) = 1 0,5 L k Для каплевидного контакта, состоящего из заходного уча стка и участка сбега, определяем величину изменения напря жения на заходном участке (7.18) l f k (l k1 ) = 1 k 0,5 L k и на участке сбега, где принимаем изменение напряжений по линейно меняющемуся закону K м ( ) Lk lk tg, (7.19) f сб (lk 2 ) = hм где К, m – 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 увеличи вают или уменьшают глубину внедрения ролика в деталь в за висимости от знака необходимой поправки и пересчитывают глубину упрочнения. Достигнув требуемой расчетной глуби ны упрочнения, находят соответствующую ей частоту враще ния раскатника 10 Py sin, (7.20) n= ( ) 0,034 p 1,1 Lк r Rок cos + Lp rpo Rop sin 2 к где углы и определяют из зависимостей (rpo + rк )2 + Rop Rок, 2 (7.21) = arccos 2 (rpo + rк ) Rop. (7.22) = На рис. 7.7 показаны графики изменения радиусов де формирующих роликов при обработке отверстий и валов, обеспечивающих одинаковую глубину упрочнения в зависи мости от диаметров обрабатываемых отверстий и валов и их соотношение.

rot rp,мм 1, 1, 16 1, 8 1, 110 130 Rд,мм 110 130 Rд,мм 50 70 90 50 70 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 точно стью до 1,6 % больше в 1,4 раза по сравнению с диаметрами деформирующих роликов, предназначенных для обработки от верстий. Это означает, что, определив значение диаметра де формирующего ролика при обработке вала при требуемой глу бине 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 отвер стия, одновременно увеличивается и радиус ролика, то при одной и той же частоте вращения раскатника следовало ожи дать, что глубина упрочнения должна уменьшаться. Однако, как видно из графиков, представленных на рис. 7.8, получен ные экспериментально глубины упрочнения увеличиваются.

Это объясняется тем, что одновременно увеличиваются и уси лия деформирования, вызванные увеличением размеров опор ных катков и роликов, а также ростом их масс.

Py,Н 110 130 Rд,мм 50 70 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 диа метра обрабатываемого отверстия должна уменьшаться. Кроме того, из гра фиков 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 раскатни ке 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 мо жет существенно повлиять на качество поверхности. Однако это будет происходить тогда, когда тепловое воздействие в контакте между роликом и деталью превышает определен ный предел, при котором начнут возникать фазовые и струк турные изменения материала детали. Существуют различные сведения о величинах температур, возникающих в контакт ной зоне [8, 80], причем называются значения от 80 °С до С. Температура зависит от многих факторов: усилия дефор мирования, формы и размеров контактной зоны, скорости деформирования, проскальзывания поверхности ролика от носительно поверхности детали, формы и размеров дефор мирующих роликов, характера и количества подводимой смазывающе-охлаждающей технологической среды. Учет всех составляющих на температуру в контактной зоне пред ставляет собой сложную математическую задачу. Поэтому, прежде чем создавать уточненную математическую модель расчета тепловых явлений, учитывающую все особенности протекания процесса, необходимо определить значение тем пературы, возникающей в зоне контакта при максимально возможной в производственной практике интенсивности де формирования. Если при этих условиях температура окажется больше порогового значения, то необходимо производить бо лее точные исследования.

Для решения указанного вопроса необходимо принять некоторые допущения. Будем предполагать, что контактная зона представляет собой полосовой источник с геометриче скими размерами равными максимальной полуширине кон такта zkm и длине контактной зоны Lk. Вся расходуемая мощ ность превращается в тепло. Поверхность детали является адиабатической, т. е. все тепло распространяется в тело дета ли. При этих предположениях, очевидно, достигается макси мально возможная температура на площади контакта. При те пловых расчетах будем использовать положения метода ис точников теплоты [90]. Количество теплоты, выделяемое в контактной зоне в единицу времени, состоит из двух состав ляющих Qk = Qkd + QkT, (7.23) где Qkd – теплота, выделяемая при упругопластическом деформировании поверхности детали;

QkT – теплота, выде ляемая 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 форму ле:

Qkd = Vi i dS i, (7.24) где Vi – скорость деформирования элементарной площадки dSi находящейся в пределах контакта, i – напряжение, дейст вующее на этой площадке.

Чтобы пользоваться данной формулой, необходимо иметь выражение для определения кинематики точек деформируе мой поверхности. Если не учитывать проскальзывания ролика, а считать, что точки деформируемой поверхности перемеща ются 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 ( p sin p );

S cy = rp 1 cos p, (7.25) где p – текущий угол контакта (перекатывания ролика).

При обработке отверстий траекториями точек деформи руемой поверхности являются гипоциклоиды.

(R d r p + h p ) d, (7.26) S z = ( R d r p + h p ) cos d + r p cos rp ( Rd rp + h p ) d, (7.27) S y = ( R d r p + h p ) sin d r p sin rp z где ;

;

= z sin d cos d = 1 d d (7.28). (7.29) d = D 2 + rp 2 2 Drp cos p Составляющие относительных деформаций по координатным осям определяются из выражений:

D arccos z d sin /, (7.30) dS z sin(arcsin z ) z = = D dz rp d где принято сокращение D = Rd rp + h p ;

d d Dr p cos p ;

(7.31) d / = = d dz z z ;

. (7.32) cos p = 1 sin p = r rp p 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 време ни. В результате для составляющих скоростей перемещения точек деформируемой поверхности по координатным осям У и Z от полуширины контакта получены зависимости Vcz = p z ;

Vcy = p rp rp 2 z 2, (7.33) где p угловая скорость вращения ролика.

Ось У направлена в тело детали нормально ее поверхно сти, а ось Z по касательной к поверхности и перпендикуляр но оси контактной зоны.

Суммарная скорость деформирования будет равна:

Vc = р z 2 rp rp z 2. (7.34) Относительная деформация равна производной от теку щей полуширины контакта ;

cz = dscy.

dscz (7.35) cz = dz dz Связь напряжений с относительными деформациями можно установить из кривой упрочнения. Для этого кривую упрочнения аппроксимируют зависимостью z = A cz m ;

y = A cy m, (7.36) где А и m коэффициенты, зависящие от свойств обраба тываемого материала. Выбираются на основе реальной кри вой упрочнения сжатия и рассчитываются по формулам:

E T = E Tm ;

ln T, (7.37) A= Tm m= в T ln в где Т, в предел текучести и предел временного со противления деформируемого материала;

Т, в относи тельная деформация, соответствующая пределу текучести и пределу временного сопротивления.

Подставляя приведенные значения полученных величин в формулу (7.23) будем иметь ()() Lk zk m Qkd = A р z 2 + rp rp z 2 cz + cy dz dl. (7.38) m Найденное значение количества теплоты распределяется на площади поверхности детали проходимой роликом в еди ницу времени и умноженной на длину контакта S p= v p L k = p rp Lk. (7.39) На этой площади размещается nk штук контактных зон p rp. (7.40) vp n= = k 2zk 2zk Следовательно, количество теплоты, приходящееся на площадь, занимаемую одним контактом, составит величину Qкd Qкd 2 z k (7.41) Qk = =.

р rp nk Характер распространения тепла в тело детали зависит от скорости движения источника по поверхности детали, его раз меров и интенсивности тепловыделения. Как известно, все ис точники тепла подразделяются на неподвижные, движущиеся и быстродвижущиеся. Быстродвижущиеся – это источники, ско рость перемещения которых превышает скорость распростра нения теплоты в данном теле. Для установления факта, что ис точник тепловыделения при ППД (ролик) является быстродви жущимся, применяют безразмерный критерий тепла, называе мый коэффициентом Пекле:

v p zk, (7.42) Pe = где: zk – длина источника в направлении перемещения, м;

vр – скорость перемещения источника, м/с;

– коэффици ент температуропроводности материала, по которому пере мещается источник, м2/с.

Если Ре 10, то источник можно отнести к быстродви жущимся [90]. Расчеты показывают, что коэффициент Пекле при обработке ППД находится в пределах 400…750. Таким образом, при ППД роликами контактная зона является быст родвижущимся источником тепловыделения. Поскольку ско рость перемещения быстродвижущегося источника превы шает скорость распространения теплоты, то теплота распро страняется 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 одина ковой, а источник двумерным мгновенным и полосовым. Для этого случая существует математическое выражение, описы вающее температурное поле в теле детали при прямолиней ном движении источника по прямой вдоль координаты х:

qK vp y P dz u ], (7.43) ( z, y ) = exp[ 4 ( z z u ) 2 v p z zu где: коэффициент теплопроводности;

вт/м °С;

z, у – ко ординаты 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 обрабаты ваемой поверхностью в локальной области, определяемой как время проскакивания роликом ширины контакта.

Приняв, что максимальная полуширина контакта в ре альных условиях не превышает 2,5 мм, а скорость деформи рования обычно составляет величину, равную 120 м/мин, по лучим значение времени действия источника тепловыделе ния, приходящегося на контактную зону:

2 zk 2 2,5 10 3 60 (7.44) = 2,5 10 3.

tk = = vp При таком незначительном времени действия источника тепловыделения, которым является контактная зона, темпе ратура, выделяемая на площади контакта, должна быть дос таточно большой, чтобы под ее воздействием произошли ка чественные 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) при водит к зависимости для определения температуры, дейст вующей на площади контакта в квазистационарном темпера турном поле:

Qk ( n ) z k. (7.45) T= Pe( n) Из графиков, приведенных на рис. 7.9 видно, что темпе ратура увеличивается с ростом скорости обработки. Из гра фиков 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 ко торой не происходит существенных изменений в поверхно стном слое детали. Учитывая, что при этом в процессе обра ботки применяется интенсивное охлаждение, главным обра зом охлаждение инструмента, поскольку он постоянно нахо дится под воздействием температуры, то нагрев поверхности детали будет существенно меньше расчетного значения.

Другим выводом является утверждение, что температура су щественно зависит от радиуса деформирующего ролика:

большему значению радиуса ролика соответствует увели ченное количество тепла, выделяемого в контактной зоне при одной и той же глубине внедрения ролика. Это объясня ется тем, что одновременно увеличиваются размеры кон тактной зоны и время действия источника в локальной об ласти. Таким образом, для уменьшения количества тепла, вы деляемого 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 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЦЕТРОБЕЖНЫХ РАСКАТНИКОВ 8.1. ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ГЕОМЕТРИИ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ И УСИЛИЯ ДЕФОРМИРОВАНИЯ Подтверждение и уточнение теоретических исследова ний параметров контактной зоны, глубины внедрения де формирующего элемента в обрабатываемую поверхность, максимальных напряжений в зоне контакта, полученных в предыдущих главах, возможно только на основе эксперимен тальных исследований.

Для проведения исследований влияния усилия деформи рования на глубину внедрения ролика в поверхность детали и площадь контакта спроектирован специальный стенд, схе ма компоновки которого показана на рис. 8.1, а изготовлен ное устройство на рис. 8.2. Устройство для проведения экс периментальных исследований представляет собой рычаж ный механизм с соотношением плеч.

8 5 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 отноше нию к заготовке 9 как в реальных условиях обработки и че рез призму 7 контактирует с поверхностью детали – сегмен том трубы 9, неподвижно закрепленным на поворотном сто ле 5. Поворотный стол имеет ручной механизированный привод, позволяющий изменять величину угла самозатягива ния. Кроме того, на штативе 10 устанавливается индикатор часового типа 11 с ценой деления 1 мкм. Щуп индикатора проходит через отверстие в рычаге 2, муфте 6, призме 7 и ка сается непосредственно деформирующего ролика 8. Этим достигается измерение перемещения только самого ролика и его деформация. Устройство устанавливалось на столе фре зерного станка.

3 2 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, приз мы 7, поворотного стола 5, устройства для плавного нагруже ния 6 и подвески с переменным грузом 7, шарнирно закреп ленной на конце рычага 2. Устройство для плавного нагруже ния представляет собой винтовой домкрат 3, имеющий на конце шарнир шарового типа. Деформирующий элемент под воздействием приложенного к рычагу усилия, внедряясь в об рабатываемую поверхность детали, образует на промежуточ ном элементе в виде тонкой папиросной бумаги отпечаток контактной зоны. При этом индикатор часового типа фикси рует вертикальное перемещение только деформирующего элемента, равное сумме глубины внедрения и деформации са мого ролика. Деформация ролика при его сжатии согласно ли тературным данным, а также расчетам по существующим ме тодикам, является малой величиной по сравнению с глубиной упрочнения (не более 1…2 %).

Для проверки факта о малой деформации ролика аналитическим пу тем, рассчитаем изменение диаметра ролика под воздействием прилагае мой нагрузки. Под воздействием равномерно распределенной нормаль ной нагрузки интенсивности Р элементы поверхности ролика на гранич ной плоскости соприкосновения получают вертикальные перемещения.

Наибольшее перемещение имеет место в центре контакта и равняется [106]:

4(1 2 ) rр, (8.1) d max = E где dmax максимальное изменение диаметра ролика под воздейст вием приложенной силы, мм;

коэффициент Пуассона;

Е – модуль уп ругости;

rр – радиус ролика.

При значениях = 0,25;

Е = 2,2105 МПА в системе Mathcad были полу чены следующие зависимости (рис. 8.3). Предложенная методика определе ния 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 вы водам приводят и экспериментальные исследования многих авторов [60, 66, 115]. Следовательно, деформирующий ролик при ППД можно принять абсо лютно жестким и его деформацию в первом приближении не учитывать.

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 эксперименталь ные исследования влияния усилия деформирования и геомет рии деформирующего ролика на геометрию контактной зоны при следующих варьируемых параметрах: D – диаметр дета ли;

Ру – усилие деформирования;

d – диаметр деформирующе го элемента;

–задний угол установки ролика относительно оси детали. Значения варьируемых параметров приведены в табл. 8.1:

Таблица 8. ЗНАЧЕНИЯ ВАРЬИРУЕМЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ КОНТАКТНОЙ ЗОНЫ Диаметр деформируемой Нагрузка на ролик P, Диаметр ролика d, Задний угол, поверхности D, м Н м град 2,4·10- 0,1…0,5 800 1, 2,4·10- 0,16 200…2600 1, 1,0·10-2...6·10- 0,16 800 1, 2,4·10- 0,16 800 0,1…3, Выбор параметров и диапазонов их изменения, представ ленных в табл. 8.1, производился на основе анализа проведен ных теоретических исследований в полном соответствии с выводами, полученными в результате их проведения.

Вариация диаметра сегмента трубы осуществлялась уста новкой на поворотном столе последовательного ряда заплани рованных диаметров соответственно равных 0,1 м;

0,2 м;

0, м;

0,4 м;

0,5 м.

Вариация усилия деформирования осуществлялась путем изменения величины груза на подвеске 7 (см. рис. 8.1), обес печивающего величину усилия с учетом плеч : 200 Н;

Н;

1400 Н;

2000 Н;

2600 Н.

Значение диаметра деформирующего ролика варьиро валось от 10·10-3 м до 50·10-3 м. Ролик устанавливался как показано на рис. 8.1.

Вариация угла установки ролика относительно оси де тали осуществлялась с помощью поворота призмы в верти кальной плоскости. Испытания проводились при 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, мар кировали 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 оп ределения площади контактной зоны (рис. 8.4).

Полученный на бумаге отпечаток сканировался с разреше нием 1200 точек на квадратный дюйм с увеличенным парамет ром 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 обра боткой функциями языка программирования Object Pascal, предназначенными для работы с растровой графикой. В блоке программы математической обработки данных, рассчитыва лись ширина и высота изображения в пикселях, а также общее количество пикселей на изображении. Далее определялся па раметр цвета каждого пикселя изображения, и при удовлетво рении заданному условию их количество суммировалось. В ре зультате определялось число пикселей, приходящихся на отпе чаток 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 тео ретическим путем, и исследований контактной зоны на уста новке для экспериментальных исследований были определе ны рациональные значения конструктивных параметров ин струмента, по которым разработана техническая документа ция и изготовлен экспериментальный образец центробежно го раскатника для обработки отверстий ППД, имеющего сле дующие характеристики:

1. Диаметр обрабатываемого отверстия, мм............................. 2. Диаметр деформирующих роликов, мм....................................... 3. Диаметр опорного катка, мм....................................................... 4. Количество деформирующих элементов 5. и опорных катков, шт..................................................................... Частота вращения, мин-1............................................... 800… 6.

7. Усилие деформирования, 8. приходящееся на один ролик............................... 750… 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 уси лия 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 деформи рующий элемент 8, имеющий с ними идентичную форму на ружной образующей поверхности.

Начало Вод исходных данных Расчет высоты изображения Расчет ширины изображения (Width) Обнуление количества белых пикселей Sum(i, j) = i= j= да Цвет пикселя белый Sum(i, j) = Sum(i, j) + нет i = i+ нет j да j=j+ да i нет Расчет площади по полученным данным Вывод результата Конец Рис. 8.4. Алгоритм и блок-схема расчета автоматизированного определения площади контактной зоны 16 8 9 Рис. 8.5. Конструктивная схема раскатника центробежного: 1 – корпус, 2 – внутренняя по лость, 4 – опорный каток, 5 – подшипник,6 – ползун, 7 – радиальные пазы, 8 – деформирую щий элемент, 9 – шпилька, 10 – подшипник, 11 – обойма, 12 – наружное неподвижное кольцо, 13 – внутреннее кольцо, 14 – направляющие ребра, 15 – радиальные отверстия, 16 – внутрен няя часть опорных катков, 17 – обойма, 18 – обрабатываемая деталь В рассматриваемом инструменте направления осей ради альных пазов 7, ползунов 6, опорных катков 4, деформи рующих элементов 8 и шпилек 9 совпадают и выполнены под углом самозатягивания «» по отношению к оси враще ния инструмента. Это обеспечивает постоянство скорости подачи и создает условие для стабильного процесса пласти ческого деформирования, что обеспечивает качество обрабо танной поверхности. Шпильки 9 служат для удержания де формирующих элементов 8 от выпадения при неработающем инструменте. Кроме того, на корпусе 1 инструмента посред ством подшипника 10 крепится базирующее устройство, вы полненное в виде обоймы 11, внутренняя поверхность кото рой охватывает наружное неподвижное кольцо 12 подшип ника 10, закрепленного на корпусе 1 посредством внутренне го кольца 13.

4 5 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 направляю щими шпонками 14. Наличие в предлагаемом инструменте базирующего устройства позволяет в процессе работы осу ществлять его направление по обработанной поверхности и является дополнительной опорой, придает устойчивость процессу пластического деформирования, что повышает ка чество обработанной поверхности. В корпусе инструмента выполнены радиальные отверстия для подачи смазывающе охлаждающей 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, мкм до Ra = 40 мкм. Раскатывание отверстия проводилось с частотой вращения инерционного инструмента, обеспечиваю щей необходимое усилие деформирования. Испытания пока зали, что инструмент обеспечивает требуемую шерохова тость 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, при веденных в предыдущих главах, были получены ана литические зависимости изменения параметров контактной зоны и напряженного состояния в оча ге 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 мо жет быть определена через пересчет размеров ро ликов, выполненный по определенной методике. Ис ходной информацией перерасчета является форму ла И. В Кудрявцева [53], принятая для вычисления глубины упрочнения при обработке валов. Право мерность полученных ранее теоретических резуль татов может быть подтверждена эксперимен тальными исследованиями направленными на:

• определение глубины внедрения деформирующих ро ликов и соответствующего этой глубине максимального на пряжения;

• определение площади контакта;

• определение глубины упрочненного слоя при обработке детали пятироликовым центробежным раскатником;

• исследование шероховатости поверхности при обработ ке детали пятироликовым центробежным раскатником.

Результаты измерений подвергались обработке по мето дам математической статистики и планирования эксперимен та и доводились до вывода регрессионных зависимостей.

Экспериментальные регрессии получены методом наимень ших квадратов. Суть этого метода заключается в том, что ес ли все измерения функции у1, у2,…уn произведены с одинако вой точностью и распределенные величины ошибок измере ния соответствуют нормальному закону, то параметры ис следуемого уравнения определяются из условия, при кото ром сумма квадратов отклонений измеренных значений от расчетных принимает наименьшее значение. Для нахождения неизвестных параметров (а0, а1,…, аn) решалась система ли нейных уравнений:

c0 a 0 + c1 a1 + c2 a 2 +... + cm a m = d o, (8.2) c1 a 0 + c2 a1 + c3 a 2 +... + c m +1 a m = d1, 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, (8.3) i = N d к = xiк y i, к = 0, 1, 2,..., m. (8.4) i = Полином степени m N, где число пар xi и yi, обеспечи вает аппроксимацию (и интерполяцию) таблично заданной функции yi (xi) с минимальной среднеквадратичной погреш ностью i2 / ( N + 1) (8.5) N E= i = 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, ап проксимация yi(xi) по методу наименьших квадратов имеет бо лее универсальный характер, чем обычная интерполяция.

Для определения линий регрессии была использована программа REGRES – полиномиальная регрессия (аппрокси мация) с автоматическим выбором степени полинома. В со ответствии с этой программой, на первом этапе получения регрессии задавалась степень регрессии m = 1. Отсчеты зна чений xi и yi вводились в программу машины. Далее вычис лялись постоянные величины Ci и dк по формулам 8.2 и 8.3.

Полученная система линейных уравнений по формуле 8. решалась методом Гаусса.

После определения a0, a1, a2 по формуле 7.4 вычислялась среднеквадратическая погрешность Е и сравнивалась с за данной Е1. Если Е E1, то степень полинома m увеличива лась на 1 и т. д., пока условие не соблюдалось. Расчет пре кращался как только оказывалось, что Е Е1.

Приведенные на графиках зависимости глубины внедре ния ролика от усилия деформирования построены по мето дике REGRES.

8.4.2. Зависимости глубины внедрения ролика и максимального напряжения в контакте от усилия деформирования Глубина внедрения деформирующего ролика в поверх ность обрабатываемой детали является одним из главных факторов, определяющих формирование качества поверхно стного слоя, а также геометрические параметры контактной зоны. Эта величина при заданном типе ролика и его размеров пропорциональна площади контакта и величине усилия де формирования, поэтому может рассматриваться как один из основных факторов, влияющих на результаты при обработке ППД. Как показали теоретические исследования, максималь ные 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 глу бине внедрения ролика усилие деформирования зависит от геометрических параметров деформирующего ролика и раз меров детали. Однако в литературных источниках имеются противоречивые данные, показывающие, что одно и то же усилие при обработке деталей роликами, вызывает формиро вание отличающихся друг от друга показателей качества.

Как установлено в первой главе имеется, ограниченное количество работ по исследованию глубины внедрения роли ков при обработке отверстий. Это связано со сложностью проведения экспериментальных и теоретических исследова ний, т. к., с одной стороны, теоретические исследования пред полагают создание трудоемких математических моделей, а с другой стороны при экспериментальных исследованиях необ ходимо измерять весьма малые перемещения в пределах ± 1, мкм и менее и учитывать большое количество систематиче ских и случайных погрешностей.

В настоящей работе определение глубины внедрения ро лика в деталь является запланированной задачей, т. к. поми мо самостоятельного значения, глубина внедрения является одной из величин, без которой нельзя рассчитать геометри ческие 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, диа метр деформирующего ролика равнялся 14 мм.

Регрессии зависимостей глубины внедрения ролика в за висимости от изменения усилия деформирования показаны на рис. 8.7.

h,мм 0, 0, 0, 0, Р,кН 1 5 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, T = 650 МПа Из анализа зависимостей следует, что на всем рассматри ваемом диапазоне изменения усилия деформирования (1,0…9,0) кН, графики представляют собой вогнутые параболы и моно тонно возрастают от значения hm = 0,038 мм при диаметре роли ка dp = 66 мм и hm = 0,066 мм при dp = 10 мм. В рассматривае мом диапазоне глубина внедрения ролика изменяется до зна чения 0,25 мм, ограниченного сеткой графической зависимо сти, и достаточна для получения необходимой глубины уп рочнения. Дальнейшее увеличение усилия деформирования при выбранных конструктивных параметрах ППД нецелесо образно.

При рассмотрении экспериментальной графической за висимости 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 пре восходит предел прочности (предел временного сопротивле ния).

m, МПа 1200 40 136 Р, кН 64 88 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, T = 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 = мкм, устанавливались по очереди в призмах на суппорт токар ного станка. В процессе раскатывания суппорту придавались подачи: Sо = 0,3 мм/об, Sо = 0,3 мм/об, Sо = 0,5 мм/об, Sо = 0, мм/об. В результате экспериментов получены регрессии за висимостей изменения шероховатости (рис. 8.9) от частоты вращения раскатника. Из этой зависимости следует, что из менения шероховатости представляют собой вогнутые пара болы, которые с увеличением частоты вращения инструмен та уменьшаются, а чистота поверхности – увеличивается.

Причем, на участке 1700…2000 мин-1 кривые начинают вы равниваться. 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, мм/об.

Ra, мкм 0, 0, 0, 0, 0, nи, мин- 800 1100 1400 Рис. 8.9. Экспериментальные зависимости шероховатости обработанной поверхности от частоты вращения центробежного раскатника:

Rо = 79,5 мм, rпр = 5 мм, = 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 раска тывания трубы определялась при помощи измерения микро твердости по Викерсу. Для проведения измерения и получе ния 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 микро твердости, перемещая алмазный индентор вдоль шлифа от внутренней поверхности отверстия к наружной, периодиче ски производя замер. Если поверхность образца упрочнена, то в глубину от поверхности микротвердость уменьшается.

Точка А перехода кривой 1 на прямолинейном горизонталь ном участке, определит длину ly перехода от упрочненного слоя к неупрочненному. Глубина упрочнения определяется по формуле h = l В.

у LШ Ro=80мм HV В= плоскость шлифа 1 0, Rн 0, полировать А lу hy Lш Рис. 8.10. Образец для экспериментального определения глубины упрочнения: кривая 1 – за висимость 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, 3, 2, 1, - nи,мин 800 1100 Рис. 8.11. Зависимость глубины упрочнения от частоты вращения центробежного рас катника: 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 упроч нения, что и при обработке валов. Полученное расхождение экспериментальных данных от расчетных можно объяснить следующим. На начальном участке при малых частотах враще ния инструмента увеличение глубины упрочнения происходит повторным приложением нагрузки, поскольку используется пять деформирующих роликов в центробежном раскатнике. По мере увеличения частоты вращения интенсивность усилия де формирования возрастает, и повторные приложения нагрузки меньше сказываются на итоговой глубине упрочнения. Анали зируя результаты экспериментальных исследований зависимо стей параметров контактной зоны и параметров качества по верхности, обработанной центробежным раскатником, можно сделать вывод, что они дали качественную и количественную сходимость с аналитическими зависимостями. Предельные от клонения 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 являет ся одним из сложно определяемых геометрических парамет ров контактной зоны, т. к. в процессе обработки ролик по стоянно находится в S, мм контакте с обрабатывае 24 мой поверхностью.

Одним из методов наиболее распростра ненных и рекомендуе 3 мых в литературных ис точниках является ис пользование промежу 9 P, кН точной тонкой бумаги 0 3 5 толщиной 0,02 мм, раз 0 1,5 2,0 h, мм 0,5 1, мещаемой между кон Рис. 8.12. Экспериментальные зависимости пло тактирующими телами.

щади контактной зоны от нагружающего усилия и глубины внедрения профильного ролика:

На рис. 8.12 и 8.13 пред rпр = 4 мм, 1 – диаметр ролика = 24 мм, 2 – диа метр ролика = 18 мм, 3 – диаметр ролика = 12 мм ставлены зависимости изменения площадей контактной зоны при деформировании поверхности отвер стий 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 ис следованиями, 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 де формации самого ролика.

S, мм 56 P, кН 0 4 h, мм 0 0,05 0,15 0, 0, Рис. 8.13. Экспериментальные зависимости площади контактной зоны от нагружающего усилия и глубины внедрения конического ролика:

угол конусности = 1 град, угол внедрения для конического ролика = 1 град, 1 – диаметр ролика = 24 мм;

2 – диаметр ролика = 18мм;

3 – диаметр ролика = 12 мм ГЛАВА 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 серий ного, крупносерийного и массового производства наиболее производительными, долговечными и надежными в эксплуа тации инструментами являются ротационные раскатники се параторного типа. В этих инструментах деформирующие ро лики расположены в гнездах сепаратора равномерно по ок ружности детали и контактируют с опорным конусом, через который передается усилие деформирования (рис. 9.1).

Px опт.

Р рез Рх Ру Р оптим.

Py опт.

1 2 hm 4 0,5Px=const D действ d = dmin - (0,5) d(H8/f7) n d min n S 0,5Px=const 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 ин струменты можно разделить на два типа – жесткие (рис. 9.1, а) и упругого действия (рис. 9.1, б) У жестких инструментов деформирующие ролики зани мают неизменное положение относительно опорного конуса на всем протяжении обработки, в то время как у инструмен тов 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 про стоты их конструкции. Однако этот вид инструмента имеет весьма существенные недостатки, основными из которых яв ляются большие колебания усилия деформирования за счет изменения глубины внедрения роликов в поверхность дета ли. Это связано с тем, что усилие деформирования обеспечи вается настройкой диаметра, описываемой роликами окруж ности, на заданный размер для всей партии деталей, посту пающей 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, на стройку роликов на глубину внедрения необходимо произво дить от верхнего предельного отклонения отверстия Дmax, увеличенного на половину поля рассеяния погрешности из мерения, возникающего при настройке инструмента на обра ботку заданного размера (см. рис. 9.1, б).

При поступлении на обработку детали с действитель ным размером Ддейств. глубина внедрения ролика окажется больше заданной на величину (Дмах – Ддейств + изм/2). Как видно из представленного рисунка максимальная глубина внедрения ролика может достигать величины (Дмах – Ддейств + hp + изм/2), равной сумме поля допуска на обрабатывае мый размер и заданной глубины внедрения ролика в том случае, если будет обрабатываться деталь с минимально воз можным 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 соиз меримы. Поэтому если производить настройку роликов от любого другого размера, находящегося в пределах допуска, то некоторые детали могут оказаться обработанными с не достаточным усилием деформирования или вообще не обра ботанными 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, мик ротрещин, ухудшению шероховатости и других изменений качества поверхностного слоя. Непостоянство усилия де формирования приводит также к более интенсивному износу деформирующих роликов и опорного конуса, являющихся основными и наиболее ответственными деталями инстру мента, а в результате и к более частому их выходу из строя.

Статический анализ выхода из строя инструментов, в реаль ных производственных условиях, подтверждает сказанное.

Более прогрессивным является инструмент, обеспечивающий стабильное качество поверхности за счет постоянного усилия деформирования. Постоянное усилие деформирования обес печивается тем, что сепаратор, в котором расположены де формирующие ролики, нагружают постоянным осевым уси лием, которое в процессе обработки уравновешивается осе вой составляющей усилия деформирования (см. рис. 9.1, б).

Если в процессе обработки происходит изменение диаметра обработки в пределах допуска, деформирующие ролики авто матически смещаются вдоль опорного конуса в ту или иную сторону в зависимости от направления изменения диаметра по отношению к исходному значению. Для этого устройство, на гружающее сепаратор, должно быть податливым. В результа те смещения роликов вдоль опорного конуса глубина внедре ния роликов в обрабатываемую поверхность оказывается на строенной на постоянную величину от действительного диа метра детали, поступившей на обработку. Она остается посто янной в течение всего процесса деформирования. Это показа но 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, на пример, анализировалось изменение подачи инструмента, работающего в режиме самозатягивания. Изменение самопо дачи для инструмента жесткого типа по мере увеличения ко личества обработанных деталей уменьшается значительно быстрее, чем самоподача инструмента постоянного усилия.

Это различие может быть объяснено разной интенсивностью износа гнезд сепаратора, в которых расположены деформи рующие ролики в этом и другом случаях. При обработке в результате износа образуется зазор между роликами и боко выми поверхностями гнезд сепаратора, положение которых и определяет установку роликов на угол самозатягивания. Со гласно полученным экспериментальным данным износ боко вых стенок сепаратора у инструментов постоянного усилия меньше, чем у инструментов жесткого типа, что можно счи тать подтверждением рассмотренных выше особенностей ра боты обоих типов инструментов. Результаты исследований были положены в основу разработки новых раскатников по стоянного 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 ротацион ных инструментов для обработки поверхностей деталей ППД является опорный конус, выполняемый в виде прямого кру гового конуса. Назначением этой детали инструмента явля ется установка роликов на требуемый задний угол и возмож ность настройки роликов на заданную глубину их внедрения в обрабатываемую поверхность.


В ряде случаев, при необходимости обеспечения самоза тягивания 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:

S (9.1) = arctg +, d p где дополнительный угол, компенсирующий про скальзывание, = 10…15`.

Если = 0, то контакт между роликами и опорным кону сом 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 пре вращает 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 меж ду роликами и опорным конусом. При равенстве сдавливаю щих сил напряжения пропорциональны площадям контактов, поэтому максимальное напряжение будет приложено на уп ругом контакте, что и определит в основном усталостную прочность роликов и опорного конуса. Условия нагрузки на обрабатываемую поверхность определяют требуемые пара метры качества обработанной поверхности и являются за данными. В связи с этим для снижения нагрузки на опорный конус и деформирующие ролики необходимо изменить усло вия деформирования между ними таким образом, чтобы уменьшить контактные напряжения, сохраняя неизменными заданный закон изменения и интенсивность напряжений ме жду роликом и поверхностью детали. Для этого, очевидно, что при установке на угол самозатягивания ролики должны соприкасаться с опорным конусом по максимально возмож ным площадям контакта. При заданных диаметрах опорного конуса и роликов, сумма которых равна диаметру обрабаты ваемого отверстия, а, следовательно, не может изменяться опорный конус, и ролики должны соприкасаться своими об разующими по всей длине контакта. Этого можно достичь изменением формы боковой поверхности роликов или опор ного конуса. С точки зрения технологичности предпочти тельным является изменение формы опорного конуса, т. к.

роликов значительно больше, кроме того, очень часто ис пользуются готовые ролики с прямолинейной образующей, изготавливаемые для упорных конических подшипников.

Сказанное иллюстрируется схемой контактирования ко нического ролика, имеющего прямолинейную образующую с прямым круговым конусом и линейчатым конусом (рис. 9.3).

Q Px/Zp W W A Б dk A Б Px/Zp А-А Б-Б Рис. 9.3. Схема контактирования конического ролика с прямым круговым и линейчатым конусом Рассмотрим взаимодействие конических деформирую щих роликов и опорного конуса. Расстояние от ближайшей точки образующей линии ролика до опорного конуса можно вычислить из зависимости М = x 2 + y 2 (rp + lk tg ) 2 + lk tg 2.

(9.2) Уравнение прямого кругового конуса rк = rкм + lк tg. (9.3) Вычитая из этого выражения величину сближения опор ного конуса с деформирующим роликом и составив раз ность, можно найти закон изменения сближения ролика по длине контакта.

Из этого уравнения следует, что при = 0°, оно превра щается в уравнение прямого кругового конуса:

x 2 + y 2 (rкм + lк tg ) = 0. (9.4) Полагая затем = 0°, найдем:

x 2 + y 2 rкм lк 2 tg 2 = (9.5) и, принимая соотношение постоянных величин в виде:

rкм, (9.6) с= tg получим уравнение гиперболоида вращения:

x2 y2 l = 1. (9.7) 2+ rкм rкм c Это линейчатые поверхности, следовательно, и поверх ность, описываемая уравнением (9.7), при произвольных значениях углов и тоже будет линейчатой.

В последнее время режим самозатягивания находит ши рокое применение для обработки длинномерных деталей, особенно при совмещенной обкатке резанием и ППД роли ками гладких валов и отверстий. В последнем случае необ ходимо создать максимально возможную силу сцепления де формирующих роликов с обрабатываемой поверхностью.

Как показывают исследования работы обкатников, работаю щих в режиме самозатягивания, усилие обкатывания кото рых обеспечивает момент, преодолевающий силы резания, иногда возникает проскальзывание роликов, причем про скальзывание роликов по поверхности опорного конуса на ступает при меньшем усилии по сравнению с проскальзыва нием роликов относительно обрабатываемой поверхности.

9.3. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РАСКАТЫВАНИЯ Как было выявлено в процессе проведения эксперимен тальных исследований, при раскатывании труб диаметром 160 мм опытным образцом центробежного раскатника, на отдельных участках обработки появлялась ощутимая вибра ция. Это свидетельствует о существовании динамических со ставляющих сил, действующих на промежуточный опорный каток и деформирующий ролик. Вибрация может быть вы звана неточностью изготовления деталей в пределах откло нений от номинальных размеров осевых составляющих соз даваемого усилия деформирования, действующего на ползу ны, в корпусах которых установлены подшипниковые опоры промежуточных катков, а также случайными неучтенными факторами. Обнаруженные вибрации не могут не сказывать ся на стабильности процесса раскатывания, а следовательно снижают качество обработанной поверхности. Поэтому, представляется целесообразным произвести оценку влияния совокупности сил, действующих в инерционном узле и при ложенных к опорному катку и ползунам, в корпусе которого расположены их подшипники.

На рис. 9.4 показана принципиальная конструктивная схема усовершенствованного узла установки ползуна в ради альном 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 уравновеше ния составляющей Pz силы раскатывания. Взаимодействие ползунов инерционных узлов с корпусом инструмента осуще ствляется через контакт с поверхностью пазов. При этом дей ствуют нормальные силы Pn1 и Pn2. При изменении радиаль ных размеров в пределах допуска обрабатываемой трубы или при наличии дисбалансных составляющих самого раскатни ка, 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 слу чайных факторов, суммарное усилие деформирования непо стоянно.

Pz Py np Pc Pn T1 l l2 T Pn Pпр Rср 3 l Рис. 9.4. Схема взаимодействия сухарей в пазах корпуса центробежного раскатника Если погрешность углового положения осей опорных катков равна к, то значение неуравновешенной состав ляющей силы Рк, приходящейся на один опорный каток, будет:

P к = 4 (Pn + Tк ) sin 2( к ), 2 2 (9.8) где принято, что Рn1 = Pn2 = Рn, Тk1 = Тk2, f – коэффициент трения.

Значение усилий Рn1 и Pn2 можно вычислить из уравне ний статики равновесия сил, приложенных к ролику и ползу нам, P r Pn = z к. (9.9) 2 l Полагая, что суммарное неуравновешенное усилие де формирования, как замыкающее звено угловой размерной цепи, равно в предельном случае сумме составляющих звеньев этой цепи, получим:

zк R = 2 P sin( ) 1 + f 2 = 2 n P sin( ) 1 + f 2. (9.10) к к c n n Вычисленное значение усилия Rс, действующего на корпус, можноперенести в центр раскатника, приложив к не му дополнительно крутящий момент Мс.

Для уменьшения неуравновешенного остаточного усилия Rс, которое действует через контакт со стенками пазов на раскатник и на опорный каток, можно применить дополни тельный элемент конструкции – компенсирующую пружину 4. Конструктивные параметры пружины необходимо рассчи тывать 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. (9.11) l3 l При конструировании обрабатывающего инструмента приоритетным является выбор таких его конструктивных па раметров, которые обеспечивают заданное качество обработ ки и высокую производительность. Для центробежного рас катника такими параметрами являются геометрические па раметры 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 упроч нения 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 увели чить профильный радиус ролика при обработке тороидаль ными роликами. Таким образом требования, предъявляемые к геометрическим параметрам контакта, а следовательно, и к геометрическим параметрам роликов с точки зрения одно временного обеспечения заданной глубины упрочнения и минимальной шероховатости оказываются противоречивы ми. Тем не менее, конструктивные особенности центробеж ного раскатывания позволяют решить положительно данную задачу. Для этого деформирующий элемент является комби нированным и состоит из двух частей: деформирующей и выглаживающей. Деформирующая часть представляет собой тороидальный ролик, установленный в специально выпол ненных в опорных катках канавках, профиль которых соот ветствует рабочей части ролика (рис 9.5). Профильный ради ус и диаметр деформирующей части выбраны с учетом соз дания в поверхностном слое требуемой глубины упрочнения при минимально возможном усилии деформирования. По скольку профильный радиус не обеспечивает требуемой ше роховатости, то за профильным роликом установлен цилинд рический ролик, при помощи которого происходит выглажи вание и снижение шероховатости до заданного значения. Для устойчивого положения профильного ролика в процессе ра боты он снабжен осью, входящей в отверстие выглаживаю щего ролика. Соотношение диаметров профильного и вы глаживающего 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 анали тических и экспериментальных исследований, с учетом ре альных условий, для которых создан промышленный цен тробежный раскатник, разработаны алгоритм и блок-схема программного обеспечения автоматизированного расчета оп тимальных параметров центробежного раскатника, обеспе чивающих заданные показатели качества (рис. 9.6).

Выбор материала катков начало и роликов Ввод данных Расчет геометрических параметров h,, R, Rзад, m, р, к, Lp, Lк, So, nст роликов R 2 + Rок 2 R Rок cos rк rpo = 2 (R + rк Rок cos ) Выбор типа ролика 4 Rz2 + S Rop = R rp ;

Rпр = Выбор количества роликов Расчет геометрических параметров опорных катков ( R ) sin a ;

rк = 1 + sin Roк = R rк Выбор схемы обработки Расчет геометрических параметров контактной зоны прямое раскатывание нет да ( R c) ( R hм ) rpv = c R + hм Выбор материала роликов ( R rpo ) ( R + hм ) с= R rpo + hм Расчет геометрических Расчет усилия деформирования параметров роликов 2 Lк z кv z 0,5 Lк lк R sin( ) a ;

4 Rz + S 2 Py = 1 1 z Rпр = rp = м 0,5 Lк 1 + sin( ) кv 8 0 zкv Rop = R rp Расчет глубины упрочнения Py h yp = 2 Т 1 1 + + R r rпр Расчет требуемой частоты вращения pv Py sin nрасч = ( ) 0,0034 p 1,1 Lк rк2 Rок cos + Lp rpo Rop sin да hур hзад да nрасч n ст нет нет да hур hзад 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 шерохо ватость Rзад, угол внедрения деформирующего ролика, ра диус обрабатываемой поверхности R, длина деформирующих роликов Lp и опорных катков Lк и подачи Sо, р. к – удельная масса материалов роликов и катков соответственно, nст – ба зовая частота вращения детали.

Далее предлагается осуществить выбор типа деформирующих роли ков, а также их количество в раскатнике.

В следующем блоке производится выбор схемы обработ ки: прямое раскатывание или раскатывание через промежу точные опорные катки. В этом же блоке проводится сравни тельный анализ введенного и возможного вариантов количе ства роликов zp, в зависимости от выбранной схемы обработ ки. 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. Да лее происходит расчет конструктивных параметров деформи рующих роликов, таких как его радиус rp, радиус осей его рас положения в инструменте Rop и профильный радиус Rпp.

Если выбрана схема обработки через промежуточные опорные катки, то происходит расчет геометрических пара метров деформирующих роликов: rp, Rop и Rпp.

Следующим этапом производится расчет конструктив ных параметров опорных катков, таких как радиус катка rк и радиус расположения осей катка Roк.

В следующем блоке рассчитываются геометрические па раметры контактной зоны;

полуширина контактной зоны zк и длина контактной зоны lк, при этом, как сказано выше, глу бина 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 рас считывается 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 сопос тавляются величины заданной и расчетной глубин упрочне ния. 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 значе ния глубины упрочнения, с заранее определенной точностью, рассчитывается необходимая частота вращения центробеж ного раскатника, обеспечивающая заданное усилие дефор мирования Py. Полученное значение частоты вращения инст румента сравнивается с возможностями его обеспечения ба зовым станком. Если полученное значение частоты вращения раскатника оказывается больше, чем может обеспечить базо вый станок, то управление передается в начало программы.

Если же обороты достижимы, то производится вывод полу ченных результатов: радиус ролика rp;

радиус расположения осей ролика Rop;

радиус опорного катка rк;

радиус располо жения осей опорного катка Roк;

профильный радиус ролика Rпp;

шероховатость поверхности Rz;

глубина упрочненного слоя hy;

частота вращения центробежного раскатника n и за вершение 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.

Ro=80мм HV плос В= шлифа 1 0, Rн 0, А lу Lш hy Начало Ввод ис ходных Расчет высоты изо бражения (Height) Расчет ширины изо бражения (Width) Обнуление количества белых пикселей Sum(i, j) = i= j= да Цвет пикселя Sum(i, j) = Sum(i, j) + нет i = i+ нет j height да j=j+ да i width нет Расчет площади по по лученным данным Вывод результата Конец Рис. 8.4. Алгоритм и блок-схема расчета автоматизированного определения площади контактной зоны Py Py Py Py Py При конструировании обрабатывающего инструмента приоритетными является выбор та ких его конструктивных параметров, которые обеспечивают заданное качество обработки и высокую производительность. Для центробежного раскатника такими параметрами яв ляются выбор геометрических параметров деформирующих роликов. Они должны ком плексно обеспечивать заданную совокупность показателей качества поверхностного слоя.

Такими параметрами в первую очередь являются достижение требуемой глубины упроч ненного слоя и шероховатости. Известно, что глубина упрочнения зависит от усилия деформирования и размеров контактной зоны. При одном и том же усилии деформирова ния глубина упрочнения тем больше, чем меньше размеры контактной зоны или связан ными с ней размерами деформирующего ролика. Для обеспечения заданной шероховато сти при одном и том же усилии деформирования наоборот необходимо увеличить про фильный радиус ролика при обработке тороидальными роликами. Таким образом, требо вания предъявляемые к геометрическим варметрам контакта, а следовательно, и к геомет рическим параметрам роликов с точки зрения одновременного обеспечения заданной глу бины упрочнения и минимальной шероховатости оказываются противоречивыми. Тем не менее, конструктивные особенности центробежного раскатывания позволяют решить по ложительно данную задачу. Для этого деформирующий элемент является комбинирован ным 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 шерохова тости, то за профильным роликом установлен цилиндрический ролик, при помощи кото рого происходит выглаживание и снижение шероховатости до заданного значения. Для устойчивого положения профильного ролика в процессе работы он снабжен осью входя щей в отверстие выглаживающего ролика Соотношение диаметров профильного и выгла живающего роликов обеспечивает разность в глубинах их внедрения в обрабатываемую поверхность.

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 многороли ковыми 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 пластиче ским 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 дефор мацией: Учеб. пособие, Тульский политехн. ин-т, Тула, 1978. – 80 с.

7. Барац Я. И. Измерение контактных температур при поверхностном пластическом дефор мировании. – 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. на ук. – Л. 1964.

9. Браславский В. М. Расчет глубины наклепа с учетом формы пластически деформирован ной поверхности // Вестник машиностроения, 1977, № 4, С. 62–66.

10. Браславский В. М. Технология обкатки крупных деталей роликами. 2-е изд. – М.: Ма шиностроение, 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): Ти пы 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. науч но-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.: Размерно чистовая обработка деталей машин пластическим деформированием взамен обработки ре занием. – 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 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 пластиче ской 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 вдав ливания 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 поверх ностном 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 пластиче ского деформирования. – Вестн. машиностр., 1966, № 9, С. 42–44.

36. Коновалов Е. Г., Сидоренко В. А. Чистовая и упрочняющая ротационная обработка по верхностей. – Минск: Высшая школа, 1968. – 363 с.

37. Коровчинский М. В. Распределение напряжений в окрестности локального контакта уп ругих 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: Справоч ник. – 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 об катыванием 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 упроч нение 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: Маши ностроение, 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 деформиро ванием: 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.

52. Отений Я. Н., Белов А. В., Ольштынский П. В., Ольштынский С. Н. Обоснование опти мальной формы деформирующих роликов при обработке ППД. Сборник материалов “Со временные технологии в машиностроении”. Часть II. – Пенза, 2000. С. 5–8.

53. Папшев Д. Д. Отделочно-упрочняющая обработка поверхностным пластическим дефор мированием. – 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 упрочняю ще-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 обра ботки металлов. – М.: Машиностроение, 1971, – 208 с.

60. Резников А. Н. Температура и охлаждение режущих инструментов. – Куйбышев: Куй бышевское книжное изд-во, 1959. – 82 с.

61. Румянцев А. В. Чистовая обработка внутренних цилиндрических поверхностей деталей роли ковым 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.: Диалек тика, 1996. – 480 с.

64. Современные способы и технология обработки деталей упрочняюще-калибрующими инст рументами / Под ред. Ю. Г. Проскурякова. – Челябинск, 1962. – 144 с.

65. Сегал В. М. Пластический контакт при движении шероховатого цилиндра по идеально пласти ческому полупространству. Механика твердого тела, 1971, № 3, С. 184–189.

66. Сегал В. М. Сопротивление качению цилиндра по идеально пластическому полупро странству. – Там же, 1973, № 5, С. 75–79.

67. Сегал В. М. Методы исследования напряженно-деформированного состояния в процес сах пластического формоизменения металлов. – Автореф. дис. докт. техн. наук. – Минск, 1974. – 44 с.

68. Смелянский В. М. Механика упрочнения деталей поверхностным пластическим дефор мированием. – 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 обра ботке ППД. Известия вузов, Машиностроение. 1983. №10. – С.125–129.

71. Смелянский В. М., Чоудхири Мд. Н. Расчетная модель формирования остаточных на пряжений при ППД обкатыванием и выглаживанием / Повышение качества изготовления деталей и изделий в машиностроении. Материалы семинара. – М.: МДНТП им Ф. Э. Дзер жинского, 1988. – С.72–78.



Pages:     | 1 | 2 || 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.