CC BY
45
УДК 621.787
РАДИУС ПЛАСТИЧЕСКОЙ ОБЛАСТИ ПРИ ДОРНОВАНИИ ОТВЕРСТИЙ В ТОЛСТОСТЕННЫХ ЦИЛИНДРАХ
В.Ф. Скворцов, И.С. Охотин
Томский политехнический университет E-mail: TMRI@tpu.ru
Показано, что радиус пластической области при дорновании отверстий в полых цилиндрах, изготовленных из материалов сли-нейным упрочнением, не зависит от степени их толстостенности и может быть определен по приведенной формуле.
Ключевые слова:
Дорнование отверстий, толстостенные цилиндры, радиус пластической области.
Key words:
Hole mandrelling, thick-walled cylinders, plastic region radius.
Радиус пластической области в обрабатываемых дорнованием толстостенных цилиндрах определяет характер их деформирования и толщину упрочненного дорнованием слоя. Поэтому установление влияния основных факторов дорнования на величину этого радиуса представляет значительный интерес.
Для расчета радиуса пластической области воспользуемся решением задачи об упруго-пластическом состоянии толстостенного цилиндра, нагруженного внутренним давлением и осевой силой [1]. Возможность подобного подхода к анализу деформированного состояния обрабатываемых дор-нованием толстостенных цилиндров обоснована в работах [2-4]. Запишем выражение радиального перемещения и на произвольном радиусе г цилиндра, справедливое как в упругой, так и в пластической области. Оно имеет вид [1]
и=^~ Hi
2 E r
(1)
где от, Е - предел текучести и модуль упругости материала цилиндра; гт - радиус пластической области. Выражение (1) получено в предположении о несжимаемости материала цилиндра и отсутствии его осевой деформации. Оно справедливо как для неупрочняющегося материала, так и для материала с линейным упрочнением.
Радиальное перемещение и1 на внутреннем радиусе г0 цилиндра запишется так
<7т К
и, =-—
1 2 E Г0
(2)
Принимая, что радиальное перемещение и1 равно половине натяга дорнования а, из ур. (2) после преобразований получаем
ar0 E
(3)
7т
Из этого выражения видно, что радиус пластической области возрастает с увеличением натяга дорнования, радиуса отверстия и модуля упругости материала цилиндра и уменьшается с повышением
предела текучести этого материала. Степень толстостенности цилиндров, характеризуемая отношением их наружного диаметра к диаметру отверстия D/d, на радиус пластической области влияния не оказывает. Другими словами, при дорновании отверстий данного диаметра с одинаковым натягом в цилиндрах различной степени толстостенно-сти, изготовленных из материала с указанными выше свойствами, следует ожидать одинакового радиуса пластической области (в цилиндрах, выполненных из материала с линейным упрочнением, - одинаковой толщины упрочненного слоя). Естественно, что сказанное справедливо при натягах дорнования, которые не вызовут сквозных пластических деформаций в наименее толстостенных цилиндрах.
Рис. 1. Кривая течения стали Х12Ф1
Найдем величину минимального относительного натяга дорнования (ат^2г0), которая приведет к распространению пластических деформаций до наружного радиуса цилиндра Л0. Принимая гт=Л0 из ур. (3), после преобразований получаем
2r0
Уз 7т
2 E
или, переходя от радиусов к диаметрам,
amin = 7т (D2
d 2 E
(4)
a
Гт =
а б
в
Рис. 2. Зависимости микротвердости обработанных одноцикловым дорнованием образцов от расстояния от поверхности отверстия. Сталь Х12Ф1, d=5 мм, a=0,06 мм, D/d=3,2 (а), D/d=4,6 (б) и D/d=6,5 (в). Штриховыми линиями показана наружная поверхность образцов
Для проверки формулы (3) были выполнены эксперименты по определению толщины упрочненного дорнованием слоя в образцах из стали Х12Ф1 (НВ 2100 МПа, о0 2=450 МПа) трех степеней толстостенности. Диаметр отверстий образцов составлял й=5 мм, высота - 30 мм, степень толсто-стенности образцов первого типа была В/д,=3,2, второго - 4,6, третьего - 6,5. Перед дорнованием образцы были подвергнуты вакуумному отжигу. Дорнование отверстий производили с применением специального приспособления [5] на вертикально-сверлильном станке дорном из твердого сплава ВК8 при скорости 0,5 м/мин по схеме сжатия. Углы рабочего и обратного конусов дорна составляли 6°, ширина соединяющей их цилиндрической ленточки - 3 мм. В качестве смазочного материала использовали смесь жидкости МР-7 с дисульфидом молибдена. Натяг дорнования а был принят равным 0,06 мм и обеспечивал полуупругий режим деформирования образцов. При таком небольшом натяге интенсивность пластических деформаций е в образцах, исключая их тонкий (не превышающий 0,3 мм) приконтактный слой, составляла не более
0,012. Как видно из рис. 1, при е<0,012 упрочнение стали Х12Ф1 с высокой точностью можно считать линейным. Исследование упрочнения образцов проводили путем измерения микротвердости на приборе ПМТ-3 при нагрузке на пирамиду 1,96 Н. Для изготовления шлифов образцы по высоте разрезали на две части, перпендикулярные оси образцов плоскости шлифов полировали с помощью алмазных паст уменьшающейся зернистости.
Результаты экспериментов приведены на рис. 2. Каждая точка на графиках получена в результате не менее десяти измерений. Из рис. 2 видно, что толщина упрочненного дор-нованием слоя в образцах всех трех типов составляет около 3,5 мм, т. е. не зависит от степени тол-стостенности образца. Расчетное значение толщины упрочненного дорнованием слоя, определенное с помощью формулы (3) при стт=ст0,2=450 МПа и Е=2-105 МПа, составило 3,7 мм. Следовательно, формула (3) позволяет с достаточной для практики точностью прогнозировать толщину упрочненного слоя при дорновании отверстий в толстостенных цилиндрах, изготовленных из материала с линейным упрочнением.
Расчеты, выполненные по формуле (4), показали, что для сквозного пластического деформирования толстостенных цилиндров из стали Х12Ф1 минимальный относительный натяг дорнования должен составлять: при ^/^=3,2 - 0,020; при ^/^=4,6 - 0,041; при ^/^=6,5 - 0,082. Очевидно, что точность расчетов по этой формуле является такой же, как и по формуле (3).
Таким образом, радиус пластической области при дорновании отверстий в полых цилиндрах из материалов с линейным упрочнением не зависит от степени их толстостенности и может быть определен по формуле (3). Минимальный относительный натяг дорнования, вызывающий сквозные пластические деформации в полых цилиндрах из указанных материалов, может быть найден по формуле (4).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Малинин Н.Н. Прикладная теория пластичности и ползучести. - М.: Машиностроение, 1975. - 400 с.
2. Розенберг А.М., Розенберг О.А. Механика пластического деформирования в процессах резания и деформирующего протягивания. - Киев: Наукова думка, 1990. - 320 с.
3. Розенберг О.А., Цеханов Ю.А., Шейкин С.Е. Технологическая механика деформирующего протягивания. - Воронеж: ВГТА, 2001. - 203 с.
4. Проскуряков Ю.Г Дорнование отверстий. - М.-Свердловск: Машгиз, 1961. - 192 с.
5. Скворцов В.Ф., Арляпов А.Ю., Охотин И.С. Дорнование глубоких отверстий малого диаметра в толстостенных заготовках с большими натягами // Современные проблемы в технологии машиностроения: Сб. трудов Всерос. научно-практ. конф. -Новосибирск: Изд-во НГТУ, 2009. - С. 164-167.
Поступила 20.01.2011 г.
УДК 621.9.02
МОДЕЛИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ ФОРМИРОВАНИЯ ПЛОСКОВЕРШИННОГО МИКРОРЕЛЬЕФА ПОВЕРХНОСТЕЙ ТРЕНИЯ СО СМАЗОЧНЫМИ МИКРОКАРМАНАМИ ПРИ МНОГОЦЕЛЕВОЙ ОБРАБОТКЕ ДЕТАЛЕЙ
В.П. Кузнецов, О.В. Дмитриева
Курганский государственный университет E-mail: wpkuzn@mail.ru; dmitrieva_o_v@mail.ru
Рассмотрены вопросы формирования микрорельефа поверхностей трения высокоточных деталей с повышенными эксплуатационными свойствами при многопереходной финишной обработке на токарно-фрезерных центрах. На основе моделирования режимов деформирующего профилирования установлены закономерности управления объемом получаемых смазочных микрокарманов
Ключевые слова:
Плосковершинный микрорельеф поверхности, смазочные микрокарманы. Key words:
Flat-topped micro relief surface, oil micropockets.
Формирование микропрофиля поверхности трения высокоточной детали на стадии изготовления определяется способом, режимами механической обработки и микрогеометрическими параметрами инструмента. Проведенные исследования [1, 2] доказали, что увеличение маслоемкости от 0,081 до 1,28 мкм3/мкм2 позволяет на порядок увеличить за-диростойкость поверхности. Абразивный износ поверхности зависит как от относительной площади микроканавок на обрабатываемой поверхности, которая может составлять 28...43 % в зависимости от условий нагружения трибосопряжения, так и от формы их профиля. Оптимальным с точки зрения обеспечения условий трения является плосковершинный микропрофиль поверхностей трения, состоящий из чередующихся относительно глубоких впадин (смазочных микрокарманов) и плоских выступов (плато), позволяющий повысить сопротивление абразивному износу в 1,4...1,6 раза [1].
Для обеспечения плосковершинного микрорельефа поверхности заготовки со смазочными микрокарманами разработаны способ и технология многопереходной обработки поверхностей трения [3, 4]. Разработанная технология реализована применительно к обработке типовой детали «коленчатый вал компрессора» (сталь 40Х, НКС 54.56) и базируется на последовательности взаимосвя-
занных переходов многоцелевой обработки поверхностей трения высокоточных деталей нато-карно-фрезерных центрах:
1. Предварительное формирование микропрофиля поверхности трения высокоточной детали чистовым точением и выравнивающим выглаживанием (smoothing burnishing).
2. Деформирующее профилирование смазочных микрокарманов на поверхности трения мульт-иинденторным инструментом.
3. Формирование плосковершинного микропрофиля поверхности со смазочными микрокарманами финишным полирующим выглаживанием (polish burnishing).
Максимальная высота профиля Rmx поверхности для нанесения смазочных микрокарманов должна быть на порядок меньше их рекомендуемой [1] глубины 3.6 мкм, т. е. Rmax<0,lH, где H- глубина смазочных микрокарманов. Шероховатость поверхности трения, получаемая в результате чистового точения (подача 5=0,1 мм/об, скорость v=100 м/мин) Rmax=4,5 мкм, что соизмеримо с рекомендуемой глубиной наносимых смазочных микрокарманов (рис. 1, а). Следовательно, для формирования поверхности трения необходимо предварительное выравнивающее выглаживание. Увеличивая силу выглаживания до уровня, обеспечи-
