Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса 14
1.1. Технологическое обеспечение качества поверхностного слоя деталей машин 14
1.2. Технологические возможности способов ППД 19
1.3. Резервы повышения эффективности динамического нагружения очага деформации 27
1.4. Способы сообщения энергии удара в очаг деформации 34
1.5. Цель и этапы исследования 42
Выводы 43
2. Исследование параметров способов упрочнения поверхностным пластическим деформированием 45
2.1. Эвристические методы создания новых способов обработки 45
2.2. Параметры способов ППД, характеризующие кинематику обработки 47
2.3. Параметры способов ППД, характеризующие условия контакта 54
2.3.1. Кривизна контактирующих поверхностей 54
2.3.2. Условия реализации контакта 57
2.4. Параметры способов ППД, характеризующие силу деформирования 60
2.5. Схемы, реализующие статико-импульсное нагружение 64
2.6. Взаимосвязь параметров статико-импульсной обработки с показателями качества поверхностного слоя 80
Выводы 86
3. Конструктивно-технолопческие параметры статико-импульсной обработки 88
3.1. Волновые состояния элементов ударной системы боек-волновод при статико-импульсной обработке 88
3.2. Формирование ударного импульса в очаге деформации 98
3.2.1. Головная часть импульса 98
3.2.2. Хвостовая часть импульса 107
3.3. Расчет коэффициента сопротивления внедрению инструмента при упругопластической деформации 113
3.4. Расчет приведенного радиуса кривизны инструмента и нагружаемой поверхности 124
3.5. Энергия удара, затрачиваемая на упругопластическую деформацию при статико-импульсном нагружении 126
3.6. Алгоритм расчета параметров импульса в очаге деформации 141
3.7. Измерительный комплекс для исследования импульсов 148
3.8. Оценка адекватности импульсов, полученных теоретически и экспериментально 156
3.9. Оценка влияния геометрических параметров инструмента на форму импульсов 157
3.10.Определение рациональных параметров ударной системы 166
3.11.Расчет статической составляющей нагрузки при статико-импульсной обработке 172
Выводы 180
4. Конструктивные параметры статико-импульсной обработки 184
4.1. Генераторы ударных импульсов 184
4.2. Генератор импульсов для упрочнения СИО 192
4.3. Разработка математической модели работы генератора импульсов... 196
4.4. Алгоритм расчета скорости разгона бойка генератора импульсов 209
4.5. Определение энергетических характеристик ГМИ 213
4.6. Экспериментальный комплекс для измерения энергетических характеристик ГМИ 218
4.7. Оценка адекватности экспериментальных и теоретических данных... 221
4.8. Результаты экспериментальных исследований работы генератора импульсов 225
4.9. Установка для реализации СИО 236
4.10.Автоматическое регулирование энергии ударов в процессе обработки деталей сложной формы 240
4.11.Технологическая оснастка для упрочнения внутренних цилиндрических поверхностей 245
Выводы 250
5. Влияние конструктивно-технологических и технологических параметров статико-импульсной обработки на показатели качества поверхностного слоя 253
5.1. Исследование формирования очага деформации под действием ударного импульса 253
5.2. Исследование влияния кратности приложения нагрузки на глубину, степень и равномерность упрочнения поверхностного слоя 272
5.3. Исследование влияния энергии импульсов на глубину и степень упрочнения 292
5.4. Исследование влияния формы и размеров инструмента на глубину и степень упрочнения 294
5.5. Исследования остаточных напряжений упрочненного поверхностного слоя 300
5.6. Исследования микрогеометрии упрочненной поверхности 300
5.6.1. Шероховатость упрочненной поверхности 300
5.6.2. Характер распространения микронеровностей по поверхности 312
5.7. Алгоритм выбора режимов упрочнения 317
Выводы 326
6. Применение статико-импульсной обработки для решения технологических задач 330
6.1. Место СИО в технологическом процессе 330
6.2. Упрочнение плоских поверхностей 335
6.3. Обработка внутренних цилиндрических поверхностей 352
Выводы 355
Заключение. Общие выводы 357
Библиографический список 360
Приложение 376
- Резервы повышения эффективности динамического нагружения очага деформации
- Параметры способов ППД, характеризующие кинематику обработки
- Расчет коэффициента сопротивления внедрению инструмента при упругопластической деформации
- Алгоритм расчета скорости разгона бойка генератора импульсов
Введение к работе
В современном машиностроении существует проблема преждевременного выхода из строя деталей машин. Потеря их работоспособности обычно связана с разрушением поверхностного слоя. Поэтому в технологических процессах все больше внимания уделяется операциям поверхностного упрочнения, обеспечивающим параметры качества поверхностного слоя на уровне, соответствующем максимальному повышению требуемой совокупности эксплуатационных свойств.
В последнее время проведено ряд исследований направленных на разработку научно обоснованных требований к упрочненному слою [20, 48, 49, 55, 58, 102, 103, 160, 161, 177]. Установлена необходимость создания эпюр твердости и остаточных напряжений по глубине поверхностного слоя, максимально соответствующих эксплуатационным требованиям. Установлено, что в ряде случаев для повышения эксплуатационных свойств деталей машин необходимо создание поверхностного слоя с гетерогенно упрочненной структурой.
Существующие способы упрочняющей обработки не всегда позволяют успешно осуществлять перечисленные требования. Поэтому необходимо проведение исследований расширяющих технологические возможности способов упрочнения.
Одними из наиболее простых и эффективных способов упрочняющей обработки являются способы поверхностного пластического деформирования (ППД) [17, 31, 38, 101, 111, 112, 139, 156, 170, 197]. В результате обработки ППД может формироваться упрочненный поверхностный слой с показатели качества поверхностного слоя, изменяющимися в широком диапазоне: глубина упрочнения 0,1...15 мм, твердость упрочненного слоя может быть повышена до 20...150 %, достигаются сжимающие остаточные напряжений на уровне 200... 1400 МПа [19, 24, 121, 124, 130, 138, 151, 198].
Однако, возможность создания поверхностного слоя с требуемой равномерностью упрочнения, а также точное формирование способами ППД эпюр твердости и остаточных напряжений до сих пор остается не до конца реализованной, что часто является препятствием для их эффективного применения для целого ряда деталей машин.
Обеспечение такой возможности напрямую связано с количеством используемых параметров для регулирования режимов и, соответственно, показателей качества поверхностного слоя. Одними из основных параметров при ППД являются параметры, характеризующие силу деформирования. Все способы ППД можно разбить на способы, использующие статическую или динамическую силу деформирования.
Применение для нагружения динамической нагрузки энергетически более выгодно, чем статической, поскольку аналогичное по эффективности динамическое силовое воздействие может быть получено с меньшими энергетическими затратами. Поэтому для получения упрочненного поверхностного слоя с большой глубиной и степенью упрочнения наиболее целесообразно использование таких способов ППД, как чеканка, а при обработке больших внутренних цилиндрических поверхностей центробежной обработки или ударного раскатывания. Таким образом, при обработке ППД наиболее перспективным является возможность создания необходимых эпюр твердости и остаточных напряжений, а также гетерогенно упрочненной структуры в поверхностном слое с большой глубиной способами, использующими для нагружения энергию удара.
Однако одной из главных проблем успешного применения динамических способов ППД является низкая точность при регулировании показателей качества поверхностного слоя, т.к. при одинаковой кинетической энергии удара, энергия, расходуемая на пластическую деформацию, может быть разной. Это связано с тем, что с увеличением скорости нагружения уменьшается время протекания пластической деформации, поэтому ее величина будет за-
висеть не только от силы удара, т. е. амплитуды ударного импульса, но и от его длительности. Поэтому удар целесообразно рассматривать в виде распространяющихся по соударяемым телам (ударной системе) плоских акустических волн, которые характеризуются законом изменения деформаций или сил во времени, максимальным значением сил (амплитудой волны), временем действия сил (длительности волны) и энергией волны. Период такой волны называют ударным импульсом. Форма ударного импульса, поступающего в очаг деформации - пятно контакта инструмента с нагружаемой средой, и будет определять эффективность динамического нагружения в целом [8, 10, 13, 14, 44, 45, 205].
Таким образом, для наиболее полного использования динамической нагрузки при обработке ППД необходимо, чтобы она характеризовалась ударными импульсами с прямоугольной или близкой к ней пролонгированной формой.
Наиболее эффективно управление энергией удара за счет волнового нагружения пятна контакта использовалось при разрушении горных пород. В результате проведенных исследований [11, 12, 34, 104] установлено, что эффективность волнового нагружения будет зависеть от геометрических и акустических соотношений элементов используемой ударной системы. Это позволяет выбрать такие ее параметры, при которых энергия удара, передаваемая среде, будет наибольшей. Полученные в результате исследований рекомендации успешно применяются при проектировании импульсных установок для горнодобывающей промышленности.
Для деформационного упрочнения металлов с использованием динамической энергии подобных исследований проведено не было. Однако есть все основания полагать, что управление волнами деформации энергией ударного импульса, используемого для обработки ППД, позволит значительно повысить КПД процесса и увеличить точность регулирования получаемых в результате показателей качества на значительной глубине упрочненного по-
верхностного слоя до 8... 10 мм и более. Появляется возможность регулирования равномерности упрочненного поверхностного слоя, которая позволит получать как гомогенную, так и гетерогенно упрочненную структуру с заданным характером чередования твердых и мягких составляющих.
Для реализации волнового импульсного нагружения при упрочнении ППД необходимо использование ударной системы с промежуточным звеном - волноводом [30, 62, 72, 85, 105, 106]. Такая ударная система позволяет генерировать пролонгированные ударные импульсы, за счет использования отраженных волн деформации, формирующихся в виде хвостовой части импульса. Различные геометрические и акустические параметры бойка и волновода позволяют изменять форму как головной, так и хвостовой части ударного импульса. Непременным условием для реализации пролонгированного ударного импульса является неразрывный контакт инструмента с очагом деформации, осуществляемый предварительным статическим поджатием, т.е. условие статико-импульсного нагружения.
Во время управления процессом статико-импульсного нагружения, т.е. статико-импульсной обработки ППД приходится варьировать значениями комплекса новых параметров. Это с одной стороны, существенно расширяет возможности ППД, а с другой - резко усложняет управление формированием показателей качества поверхностного слоя. При этом СИО становится наиболее общим способом динамического нагружения очага деформации при ППД [71, 74, 80, 134, 163-167, 180, 181, 190], однако ее закономерности до сих пор остаются не исследованными.
Таким образом, имеет место научная проблема, заключающаяся в выявлении закономерностей статико-импульсного волнового нагружения очага деформации с целью повышения эффективности и расширения технологических возможностей ППД, обеспечения заданных показателей качества поверхностного слоя, глубоко и гетерогенно упрочненных слоев материала.
В связи с этим целью настоящей работы является: обеспечение показателей качества глубоко и гетерогенно упрочненного поверхностного слоя материала за счет разработки научных основ управления процессом статико-импульсной обработки поверхностным пластическим деформированием.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
Выявить и систематизировать параметры наиболее общего метода обработки ППД - статико-импульсной обработки, разделить их на конструктивные, конструктивно-технологические и технологические. Разработать обобщенную классификацию способов обработки ППД.
Разработать математическое обеспечение для расчета конструктивно-технологических параметров статико-импульсной обработки: формы, размеров и акустических свойств элементов ударной системы, формы и размеров инструмента из условия обеспечения требуемой формы ударного импульса в очаге деформации.
Обосновать и выбрать конструктивные параметры статико-импульсной обработки: размеры конструктивных элементов генератора механических импульсов (ГМИ) и технологической оснастки. Разработать аналитические зависимости для расчета характерных конструктивных элементов генератора импульсов.
Исследовать влияние конструктивно-технологических и технологических параметров СИО на показатели качества поверхностного слоя. Выявить возможности регулирования равномерности упрочнения поверхностного слоя с целью создания гетерогенной структуры.
Выполнить экспериментальную и производственную апробацию статико-импульсной обработки деталей различной формы. Разработать технологические рекомендации по созданию требуемых показателей качества поверхностного слоя обрабатываемых деталей машин.
Научная новизна полученных результатов заключается:
в теоретическом обосновании требований к параметрам статико-импульсной обработки, обеспечивающим наиболее эффективную для данных условий форму ударного импульса, результатом которого являются аналитические зависимости, связывающие изменение контактной силы в очаге деформации по времени со скоростью, формой и размерами элементов ударной системы и кривизной инструмента и нагружаемой поверхности, свойствами обрабатываемого материала;
теоретическом обосновании конструкций генераторов импульсов для обработки поверхностным пластическим деформированием, включающем аналитические зависимости, связывающие настроечные характеристики: давление и расход рабочей жидкости, конструктивные элементы: форму и размеры ударной системы, форму и размеры распределителя, а также геометрические параметры трубопровода, свойства рабочей жидкости, с энергией и частотой ударных импульсов;
в выявлении вида и характера взаимосвязей между конструктивными (линейными и диаметральными размерами бойковой части и кранового распределителя генератора импульсов), конструктивно-технологическими (линейными и диаметральными размерами, а также акустическими свойствами элементов ударной системы, формой и размерами инструмента) и технологическими (энергией и частотой ударов, статической составляющей нагрузки, подачей) параметрами статико-импульсной обработки;
в теоретическом и экспериментальном обосновании требований к параметрам статико-импульсной обработки, обеспечивающим заданные показатели качества поверхностного слоя, результатом которых являются анали-тико-экспериментальные зависимости, связывающие энергию деформирующего воздействия и перекрытие пластических отпечатков с получаемой шероховатостью поверхности, глубиной, степенью и равномерностью упрочнения.
Практическая ценность работы заключается в разработке
конструкторско-технологической инфраструктуры статико-импульсной обработки, обеспечивающей создание глубоко и гетерогенно упрочненного поверхностного слоя материала;
рекомендаций по конструктивным параметрам статико-импульсной обработки, позволяющих проектировать конструкции генераторов импульсов;
технологических рекомендаций по выбору параметров СИО для обеспечения требуемых показателей качества, в том числе создания гетерогенно упрочненного поверхностного слоя деталей машин.
Выполненное в диссертации научное исследование связано с:
научно-технической программой министерства образования 2032/98 «Энерго- и ресурсосберегающие технологии статико-импульсного упрочнения" 01.01.1998 г.-31.12.1999 г.;
научно-технической программой министерства образования 205.03.01.026 «Разработка технологической оснастки и рекомендаций по использованию статико-импульсной обработки для упрочнения тяжелонагру-женных транспортных деталей» 01.01.2000 г. - 31.12.2000 г.;
научно-технической программой министерства образования 205.03.01.009 «Совершенствование технологии статико-импульсного упрочнения транспортных деталей» 01.01.2001 г.-31.12.2002 г.;
научно-технической программой министерства образования 205.03.01.029 «Обеспечение качества внутренних цилиндрических поверхностей деталей технологических и транспортных машин статико-импульсной обработкой» 01.01.2003 г.-31.12.2004 г.;
научно-технической программой министерства образования 210.01.01.011 «Разработка информационного каталога технологических методов обеспечения качества и продления жизненного цикла машиностроительных изделий» 01.01.2003 г.-31.12.2004 г.;
научно-технической программой министерства образования № 4387 «Управление параметрами деформационного упрочнения деталей машин статико-импульсной обработкой» 01.01.2005 г. -31.12.2005 г.;
грантом РФФИ РК ЦЧР-2003 № 03-01-96481 «Исследование закономерностей формирования и влияния волны деформации на свойства нагружаемого материала» 01.01.2003 г.-31.12.2005 г.;
Теоретические и экспериментальные исследования базировались на научных основах: технологии машиностроения, в том числе теории обработки поверхностным пластическим деформированием; теории удара, а также механики деформируемого твердого тела. Использованы методы математической физики, математической статистики и теории планирования эксперимента; методы математического моделирования.
Экспериментальная и теоретическая части диссертации выполнены на кафедре "Технология машиностроения, станки и инструменты" Орловского государственного технического университета (ОрелГТУ) и в Муромском институте (филиале) ВлГУ.
Особую признательность за постоянную помощь и советы автор выражает: научному консультанту - доктору технических наук, профессору Ки-ричеку А.В. и автору статико-импульсного метода разрушения горных пород, лауреату государственной премии, доктору технических наук, профессору Лазуткину А.Г.
В 4 и 5 разделах диссертационной работы приведены отдельные результаты, полученные совместно с аспирантом автора Силантьевым С.А.
Резервы повышения эффективности динамического нагружения очага деформации
Известно, что удар - сложное физическое явление. В настоящее время основные научные положения, описывающие явления, происходящие при ударе, разработаны применительно к нагружению горных пород, а полученные рекомендации предназначены для проектирования импульсных машин. Поэтому именно для горной промышленности были получены результаты исследования удара, позволяющие оценить его эффективность при различных условиях нагружения. Большой вклад в такие исследования внесли Александров Е.В., Алимов О.Д., Батуев Г.С., Еремьянц В.Э., Кичигин А.Ф., Лазуткин А.Г., Манжосов В.К., Пановко Я.Г., Соколинский В.Б., Ушаков Л.С. и др. [10, 13, 50, 104, 117, 128, 129, 146].
Известно, что при нагружении среды с одинаковой энергией удара могут быть получены различные результаты. Это объясняется волновыми процессами, происходящими в ударной системе при ударе. При длине ударяющего тела (бойка) не меньше длины волны удар целесообразно рассматривать в виде распространяющихся по соударяемым телам (ударной системе) плоских акустических волн, которые характеризуются законом изменения деформаций или сил во времени, максимальным значением сил (амплитудой волны), временем действия сил (длительности волны) и энергией волны. Период такой волны называют ударным импульсом. Форма ударного импульса поступающего в пятно контакта инструмента с нагружаемой средой, и будет определять энергию, передаваемую нагружаемой среде [10, 13, 104].
Волновыми процессами можно управлять изменением геометрических и акустических свойств элементов ударной системы. В соответствии с этим одна и та же энергия удара может различным образом распределяться между элементами ударной системы, регулируя энергию импульса передаваемого в нагружаемую среду.
Установлено, что наибольший эффект достигается при воздействии на нагружаемую среду пролонгированными импульсами в условиях предударного статического нагружения. Пролонгация достигается за счет удара бойком через промежуточное звено - волновод. В результате использования такой ударной системы в пятне контакта формируются ударные импульсы с головной и хвостовой частью. Хвостовая часть импульса образуется за счет рекуперации отраженных волн деформации, что достигается предударным статическим поджатием инструмента к нагружаемому материалу. Использование хвостовой части ударного импульса позволяет пролонгировать его воздействие на нагружаемую среду, увеличивая КПД процесса.
До настоящего времени исследования по формированию пролонгированного ударного импульса проводились для разрушения хрупких материалов. Для осуществления рекуперации отраженной энергии от нагружаемой среды, создавая эффект пролонгированного ударного воздействия, проф. Лазуткиным А.Г. были предложены рациональные соотношения параметров бойка и волновода (длин L\ и L2, диаметров d\ и d2, масс т\ и т2): L\IL2 1, d\/d2 1, т\/т2= 3,5...4,5. Исследования различных соотношений параметров такой ударной системы в данном диапазоне показали, что доля головной части импульса может составлять 68...5 %, а энергия хвостовой части 0...72 % всей энергии удара [104].
При поверхностном пластическом деформировании металлов наиболее близкими к описанному способу нагружения являются способы, сочетающие при обработке статическую и динамическую нагрузку. Технология упрочне ния при этом включает следующие этапы: предварительное статическое и последующее периодическое импульсное нагружение инструмента.
Обобщая накопленный опыт [1, 3, 6, 24], способы упрочнения, сочетающие при обработке статическую и динамическую нагрузку, можно разделить на следующие (рис. 1.4): 1) с низкой энергией удара (отделочно-упрочняющее ППД): а) с преобладанием статической составляющей нагрузки (рис. 1.4, б); Ь)с соизмеримыми значениями статической и динамической составляющих нагрузки (Л, =30 Н, Рст=10 Н) (рис. 1.4, а); 2) с высокой энергией удара (Ау = 80 Дж): a) с низкой статической составляющей нагрузки (Ау = 80 Дж, Р вООН) (рис. 1.4, г) (Ау = 21.. .34 Дж, Рст = 300 Н - обкатка вибрирующим роликом); b) с соизмеримой статической составляющей нагрузки (Ау = 25 Дж, Рп=2кН) (рис. 1.4, в).
Процесс обработки такими способами происходит следующим образом. Деформирующий инструмент 1 (рис. 1.4, а), присоединенный с помощью концентратора 2 к ультразвуковому преобразователю 3, прижимается к обрабатываемой поверхности детали 4 усилием, развиваемым пружиной 5. Статическая нагрузка на деформирующий элемент регулируется ходовым винтом 6 с гайкой 7. Ударные импульсы наносятся с частотой 50...100 Гц и скважностью 1,3...3,0. Статическая составляющая нагрузки ЮН, амплитуда импульсной нагрузки 30 Н. Изменяемыми параметрами являются частота и скважность воздействия на деформирующий инструмент. Технологические режимы такого способа наиболее соответствуют ультразвуковой обработке, после которой глубина упрочненного слоя составляет 0,09...0,15 мм.
Параметры способов ППД, характеризующие кинематику обработки
Все кинематические схемы способов ГШД можно разделить на схемы где обработка происходит свободной инструментальной средой, схемы дор-нования и классические кинематические схемы.
К способам ППД с кинематической схемой обработки свободной инструментальной средой относятся способы, использующие направленный поток дроби (дробеструйную обработку) или объемную обработку дробью.
При дробеструйной обработке (рис. 2.2, а) на поверхность детали воздействуют направленным потоком дроби. Относительное движение детали и потока дроби осуществляется в зависимости от формы обрабатываемой детали. Например, при обработке детали цилиндрической формы может использоваться кинематическая схема обработки на токарном станке, когда деталь совершает вращательное движение, а инструмент, в данном случае поток дроби, воздействует на ее поверхность с подачей вдоль оси детали.
Виброударная обработка (рис. 2.2, б) производится в результате множества микроударов и относительного скольжения рабочих тел по поверхности обрабатываемой детали. Виброударная обработка может производиться с закреплением детали в контейнере и без закрепления. Применение объемной вибрации позволяет лучше обрабатывать труднодоступные места деталей сложной замкнутой формы. Допустимые наклеп и остаточные напряжения сжатия при виброобработке зависят от способа загрузки деталей, состава и количества рабочих сред, направления действия траектории колебаний, параметров колебательного процесса и других факторов, изменяя которые, можно в определенных пределах управлять процессом упрочнения.
В силу ограниченных энергетических возможностей обработке дробью продолжительность упрочнения значительна (от 10...20 мин до нескольких часов), а вероятность перенаклепа деталей практически исключается.
Деформационное упрочнение внутренних цилиндрических поверхностей является сложной технологической операцией. Это обусловлено закрытостью отверстий и связанными с этим трудностями ориентации инструмента относительно обрабатываемой поверхности, подвода СОЖ, измерения и контроля макрогеометрии и размеров, наблюдения процесса, использования более сложной конструкции инструмента и другими особенностями.
Для упрочнения ППД внутренних цилиндрических поверхностей большого диаметра используется раскатывание, выглаживание или центробежная обработка, для более мелких диаметров - дорнование. Схемы дорно-вания имеют кинематические особенности, отличные от других способов ППД (рис. 2.3).
При дорновании дорн проходит через отверстие под действием статической нагрузки, которое должно быть меньше диаметра инструмента на величину натяга. Дорнование характеризуется следующими параметрами: натягом, силой дорнования или силой тяги, скоростью дорнования (скорость пластического деформирования), а также конструкцией и формой инструментов. С увеличением натяга и толщины стенки детали соответственно увеличивается сила, прикладываемая к дорну, уменьшается скорость дорнования. Кинематическим параметром такой схемы можно считать скорость деформирования. Однако необходимо учитывать, что она будет зависеть от натяга, силы деформирования, диаметра обрабатываемого отверстия, формы и размеров инструмента, применяемых смазочных материалов.
Традиционная кинематическая схема нагружения характерна для способов, использующих кинематику фрезерных, строгальных, токарных, накатных станков и т.д. (например, выглаживание, обкатывание, раскатывание, виброобкатывание, чеканка, ударное раскатывание, ультразвуковая обработка).
При выглаживании, обкатывании, раскатывании (рис. 2.4, а) инструмент под действием статической нагрузки воздействует на обрабатываемую поверхность. При этом детали сообщается движение вращения, а инструменту движение подачи вдоль оси детали с некоторой скоростью.
При виброобкатывании (рис. 2.4, б) по сравнению с обкатыванием вводится дополнительный технологический параметр кратности в виде осциллирующего движения (вибродвижения) инструмента, что позволяет создавать на поверхности регулярный микрорельеф с требуемой формой микронеровностей. В результате достигается значительно меньший износ поверхности, чем после обкатывания [124, 200].
При упрочняющей чеканке (рис. 2.4, г) кинематика способа аналогична обкатыванию, только вместо статической силы на упрочняемую поверхность воздействуют динамической нагрузкой.
При центробежной обработке (рис. 2.4, д) на поверхность наносят последовательные удары рабочими элементами (шарами или роликами), свободно сидящими в радиальных отверстиях вращающегося диска, перемещающегося вдоль оси детали. Под действием центробежных сил рабочие элементы в радиальных отверстиях занимают крайнее положение, а при ударе об обрабатываемую поверхность опускаются на глубину, равную натягу, отдавая энергию, создаваемую центробежной силой.
Обработка вращающимися металлическими щетками (рис. 2.4, ё) осуществляется по той же схеме, что и центробежная обработка, с той лишь разницей, что в качестве инструментов шаров или роликов используется проволочный инструмент. Обработка металлическими щетками позволяет обеспечивать одновременную зачистку и деформационное упрочнение поверхности и в том числе в труднодоступных местах.
При ударном раскатывании (рис. 2.4, з) кинематика способа аналогична раскатыванию, только к статической нагрузке добавляется динамическая, образованная за счет натяга создаваемого кулачковой оправкой. При ультразвуковой обработке (рис. 2.4, и), в отличие от обкатывания или выглаживания, инструменту дополнительно сообщают ультразвуковые колебания с частотой 18...24 кГц и амплитудой 15...30 мкм.
При чеканке через статически нагруженный инструмент (рис. 2.4, к), в отличие от упрочняющей чеканки, инструмент сначала статически поджимают к нагружаемой поверхности, а затем через него наносят удары. Это позволяет более полно использовать энергию удара для упругопластической деформации и несколько улучшить шероховатость обработанной поверхности [24, 124]. Анализ рассмотренных способов показывает, что их кинематика складывается из движений подачи инструмента (детали) относительно детали (инструмента) и скорости обработки.
Подача может быть непрерывной и дискретной. Дискретная подача применяется при проскальзывании инструмента во время движения в направлении подачи. В этом случае в очаге деформации возникают высокие касательные напряжения, снижающие стойкость инструмента и качество обрабатываемой поверхности. Так, например, при ударном раскатывании подача прекращается (аккумулируется) в момент заклинивания (удара) роликов и производится после удара. При подаче инструменту дополнительно может придаваться осциллирующее движение. Это позволяет создавать на обрабатываемой поверхности регулярный микрорельеф. Осциллирующее движение инструмента, может задаваться по направлению подачи и в направлении скорости. Широко применяется в статических способах обработки виброобкатывании, вибровыглаживании, виброраскатывании, а также в некоторых способах использующих комбинированную статическую и динамическую нагрузку, например в УЗО.
Скорость обработки может быть постоянной и переменной. В основном все способы ППД с традиционной кинематической схемой нагружения используют постоянную скорость. Однако в ряде случаев возможность изменять скорость в процессе обработки сложнопрофильных деталей такими динамическими способами, как чеканка, позволяет регулировать равномерность наклепанного слоя, поэтому тоже должна быть учтена.
Расчет коэффициента сопротивления внедрению инструмента при упругопластической деформации
Как следует из полученных уравнений (3.28), (3.41) большое влияние на процесс взаимодействия силовой импульсной системы с нагружаемой средой оказывает характеристика сопротивления среды внедрению в нее ин-дентора, которая определяется физико-механическими свойствами нагружаемого материала, а также кривизной индентора и нагружаемой поверхности. Принято считать, что для данных конкретных условий сила сопротивления определяется в основном величиной внедрения индентора, а влияние скорости внедрения несущественно. Это представление подтверждается экспериментальными данными, полученными при скоростях внедрения порядка нескольких метров в секунду [13]. Поэтому в подобных условиях уместно пользоваться характеристикой сопротивления среды в виде зависимости «сила - внедрение».
В качестве приближенной модели «сила-внедрение» для материалов, обладающих упругопластическими свойствами, существует модель в виде ломаной прямой, угол наклона отрезков которой к оси абсцисс монотонно убывает [13]. Математически данная модель записывается в следующем виде
Данная модель позволяет аппроксимировать любую действительную зависимость «сила-внедрение» с требуемой точностью некоторым числом отрезков прямых, причем для адекватного изображения обычно достаточно не более восьми отрезков.
Для реального отображения волн деформаций возникающих в ударной системе и очаге деформации при статико-импульсной обработке необходимо выявить вид зависимости «сила-внедрение» при упругопластической деформации металлов.
В результате проведенного анализа [9, 42, 50, 111] можно заключить, что зависимость «сила - внедрение» при упругопластической деформации под действием динамической нагрузки не является линейной, поскольку общая деформация а включает в себя упругую осу и пластическую ап составляющие. Причем согласно [42] независимо от характера нагрузки где oto - сближение инструмента с нагружаемой поверхностью при чисто упругом силовом контакте (формула Герца)[147].
В соответствии с эмпирическим законом Герстнера при нагружении локальной области за пределом упругости упругая и пластическая составляющие деформации развиваются независимо одна от другой. Энергия, затрачиваемая на смятие вершин микронеровностей упрочняемой поверхности, на начальную и последующую упругую деформацию при внедрении, несоизмеримо меньше энергии, затрачиваемой на пластическую деформацию, и составляет 3...8 % [9, 114]. В связи с этим при определенном приближении величиной ау можно пренебречь.
Тогда зависимость «сила-внедрение» может быть представлена зависимостями описывающими только пластическую деформацию. В этом случае можно воспользоваться формулой, предложенной М.С. Дроздом, которая справедлива для глубины отпечатка до 0,7...1 мм и скорости удара l v 10м/с [42] где Rnp - приведенный радиус кривизны соударяющихся тел, мм; НДо - пластическая твердость обрабатываемого металла, «ц- динамический коэффициент пластической твердости На основании предложенных зависимостей построены теоретические кривые глубины внедрения индентора при упругопластической и пластической деформации для различных сталей (рис. 3.6). На них наложены кривые, полученные экспериментальным путем [69]. Экспериментальные зависимости расположены между зависимостями, построенными по формулам для пластической (3.44) и упругопластической (3.43) деформации. Расхождение между экспериментальными данными и данными, просчитанными по (3.44) составили 14 %. Различие экспериментальных значений для пластической деформации и значений для упругопла-стической близко к 3...8 %. Таким образом, коэффициент сопротивления внедрению запишется Из формулы (3.46) следует, что значения к определяются кривизной индентора и нагружаемой поверхности, характеризуемой Япр, свойствами материала нагружаемой поверхности, характеризуемыми НД0, и скоростью удара v. Полученная зависимость позволяет учитывать при характеристике сопротивления среды внедрению индентора скорость удара. В большей степени на к влияют приведенный радиус и пластическая твердость. Как видно из зависимостей, (рис. 3.7) построенных по (3.46), это влияние примерно одинаково. Изменение скорости удара в меньшей степени влияет на значение к (рис. 3.8) и (рис. 3.9). Причем с увеличением пластической твердости материала степень влияния скорости удара на к уменьшается. Так, при Rnp = 5 мм, изменение скорости удара v от 4 до 8 м/с для НДо = 2000 МПа приводит к увеличению к от 0,985-108 до 1,135-108 Н/м, т. е. на 17,6%, а для НДо = 4000 МПа - к увеличению к от 1,675 -108 до 1,93 -108Н/м, т. е. на 15,2%. При /?пр = 20мм, изменение скорости удара v от 4 до 8 м/с для НДо = 2000 МПа приводит к увеличению к от 3,86 -108 до 4,54 -108 Н/м, т. е. на 17,6%, а для НД0 = 4000 МПа - к увеличению к от 6,78-108 до 7,72 -108 Н/м, т. е. на 13,8 % (рис. 3.8).
Алгоритм расчета скорости разгона бойка генератора импульсов
Геометрические параметры бойка d\\, d\2, dn, dT должны быть выбраны таким образом, чтобы боек по форме приближался к гладкому цилиндрическому стержню. Как было отмечено выше, это позволит генерировать ударный импульс прямоугольной формы, который содержит наибольшее количество энергии. Выравнивание значений dlt, dn, d , dT ведет к увеличению давления рабочей жидкости/?„.
Параметры трубопровода „.тр, 4л.тР . Аі.тр. А.тР Rz н.тр. z н.тр значительно влияют на потери давления рабочей жидкости подводящейся к генератору импульсов. Их выбор должен производится в соответствии с возможностями базирования ГМИ и основываться на опыте изготовления подобных конструкций из трубопроводов.
Основными конструктивными параметрами, определяющими габаритные размеры ГМИ являются масса т\ и рабочий ход бойка р_х. Рабочий ход бойка определяет также требуемый расход QH. Ход бойка должен соответствовать требуемому объему разгонной полости ГМИ, которая, в свою очередь, выбирается в соответствии с подаваемым расходом. Вместе с давлением рабочей жидкости/7н, расходом QH и частотой ударов/ масса бойка т\ и рабочий ход бойка р.х в основном определяют энергию ударов ГМИ. При работе ГМИ регулировка энергии ударов осуществляется, как правило, только давлением рабочей жидкости ри, а расход QH остается постоянным максимальным. Следовательно, по полученной модели необходимо определить зависимость энергии ударов А =у{т\, 1р.х,Рн,Л Исследования параметров проводились в следующем диапазоне: ті = 3,5...7,5кг, р.х=0,01...0,05м,рн=6...22МПа,/=10...40Гц.
Параметры гидроударников необходимо выбирать такими чтобы реко мендуемая граница скорости ударов бойка соответствовала 8... 10 м/с. Ее превышение требует высоких прочностных свойств от материала бойка не соблюдение которых может привести к его разрушению. Поэтому, например для масс 3,5...7,5 кг, энергия ударов не должна превышать 175...370 Дж.
Для выбранного диапазона конструктивных и настроечных параметров ГМИ расход рабочей жидкости принят постоянным QH= 50 л/мин при котором скорость ударов бойка не превышает 10 м/с. В результате расчетов по полученной модели были построены теоретические зависимости (рис. 4.9). Проведем их анализ.
В данном диапазоне регулирования максимальная энергия ударов А = 370 Дж достигается при нагружении бойком массой т\ = 7,5 кг, с частотой ударов/= 20 Гц при давлении рабочей жидкости /?„= 14 МПа и рабочем ходе бойка р.х = 0,05 м (рис. 4.9, к), а также при/= 30 Гц, рн = 22 МПа и Р.х= 0,03 м (рис. 4.9, л). КПД генераторов импульсов с такими параметрами в первом случае составляет 63 %, а во втором 60 %, однако второй случай часто бывает более предпочтителен, так как позволяет значительно увеличивать производительность процесса СИО за счет увеличения в 1,5 раза частоты ударов. Аналогичная картина наблюдается и для меньших масс бойка ГМИ. Так для т\ = 5,5 кг при/= 20 Гц, рн = 10 МПа, рх = 0,05 м максимальная энергия ударов А = 267 Дж при этом КПД составляет 64 % (рис. 4.9, ё)\ при /= 30 Гц, /?„ = 14 МПа, рх = 0,03 м - А = 250 Дж и КПД также составляет 64 % (рис. 4.9, ж). Для пц = 3,5 кг при/= 20 Гц, рн = 14 МПа, р.х= 0,04 м -А = 173 Дж, КПД 30 % (рис. 4.9, б); при/= 30 Гц,рн= 12 МПа, р.х= 0,03 м -А = 173 Дж, КПД 52 % (рис. 4.9, в).
Из последнего случая (рис. 4.9, в) видно, что использование ГМИ с бойком малой массы при низкой частоте ударов нерационально из-за низкого КПД. Вместе с тем, увеличение частоты ударов для ГМИ с большой массой бойка приводит к снижению энергии ударов: при увеличении частоты повышается скорость и одновременно снижается время, отведенное на разгон, по истечению которого золотник распределителя переключается в положение взвода, в результате происходит перехват бойка еще не дошедшего до конца рабочего хода, и боек начинает двигаться на взвод. Однако в этих случаях энергия ударов может быть повышена за счет увеличения давления рабочей жидкости.
Так, при повышении частоты ударов до 40 Гц, для бойков с массой Wi = 3,5 кг максимальная энергия ударов А = 170 Дж достигается при рн = 14 МПа и р.х = 0,02 м, а КПД составляет 58 % (рис. 4.9, г). Для бойков с ті = 5,5 кг максимальная энергия ударов А = 272 Дж достигается при рн=22МПа и р_х = 0,02 м, при КПД 59 % (рис. 4.9, з). Для массы бойка ті = 7,5 кг давления рабочей жидкостирн = 22 МПа начинает не хватать и при Р.х= 0,02 м, максимальная энергия ударов А = 291 Дж, ниже чем при меньших значениях частоты ударов, КПД составляет 63 % (рис. 4.9, л ).
При уменьшении частоты ударов до 10 Гц из-за потери скорости разгона энергия ударов снижается. Ее максимальное значение достигается при максимальном рабочем ходе на максимальном давлении рабочей жидкости. Так, если/= 10 Гц, рн = 22 МПа, рх = 0,05 м: при ті = 3,5 кг, А = 145 Дж, КПД 8 % (рис. 4.9, а); при тх = 5,5 кг, А = 220 Дж, КПД 12 % (рис. 4.9, д); при ті = 7,5 кг, А = 290 Дж, КПД 16 % (рис. 4.9, и). Проведенный анализ позволяет сделать следующие выводы.
Повышение массы бойка увеличивает энергию ударов при любом давлении рабочей жидкости только, когда частота ударов меньше 10... 15 Гц (10 Гц для масс около 3,5 кг, 15 Гц для масс около 7,5 кг). С ростом частоты ударов, несмотря на увеличение скорости разгона, бойки с большой массой не могут разгоняться до максимальной скорости поскольку уменьшается время, отведенное на разгон бойка и происходит перехват бойка при разгоне, что и приводит к снижению энергии ударов.
