Содержание к диссертации
Введение
1. Проблемы формирования резьб на стержневых изделиях пластическим деформированием. задачи исследования 8
1.1. Способы формирования наружных резьб
1.2. Исследования процессов накатывания наружных резьб 18
1.3. Точность резьб и проблемы обеспечения точности при накатывании 24
1.4. Задачи исследования 30
2. Реологические свойства сталей, применяемых при изготовлении стержневых изделий с резьбой 32
2.1. Сопротивление деформации при холодном пластическом деформировании и аппроксимация кривых упрочнения 33
2.2. Сопротивление деформации при горячем пластическом деформировании .
2.3. Выводы 44
3. Исследование процесса формирования резьбовых профилей пластическим деформированием 45
3.1. Вариационное уравнение и функционал принципа минимума полной работы деформации жестко-пластической упрочняемой среды -
3.2. Математическое моделирование процесса внедрения клина треугольного сечения в упрочняемое жестко-пластическое полупространство 54
3.3. Математическое моделирование процесса внедрения трапецеидального выступа резьбонакатного инструмента в металл заготовки 70
3.4. Расчет силовых параметров процесса формирования профиля резьбы 81
3.5. Расчет силового воздействия на инструмент при накатывании наружной резьбы плоскими плашками 88
3.6. Выводы 95
4. Прогнозирование износостойкости резьбонакатного инструмента 97
4.1.Основные положения метода конечных элементов в задачах теории упругости
4.2. Напряженно-деформированное состояние в трапецеидальном выступерезьбонакатного инструмента 102:
4.3. Расчет энергосиловых параметров трения на контактной поверхности выступа плашки при накатывании 117
4;4. Расчет износа выступов плашки и совершенствование ее конструкции 122
4.5. Выводы 125
5. Прогнозирование точности наружных резьб, сформированных накатыванием 127
5.1. Методика определения погрешностей диаметров накатанных резьб
5.2. Применение методики оценки погрешностей резьб для случая холодного накатывания 134
5.3. Выводы 141
6. Совершенствование процесса горячего накатьшания резьбы на путевых шурупах 142
6.1. Расчет энергосиловых параметров процесса горячего накатывания резьбы на путевых шурупах 144
6.2. Прогнозирование износостойкости плоских плашек для накатывания резьбы путевых шурупов 154
6.3. Прогнозирование точности резьбы путевых шурупов, сформированной горячим накатыванием плоскими плашками 156
6.4. Выводы 168
Общие выводы 170
Библиографический список 173
Приложения 184
- Исследования процессов накатывания наружных резьб
- Сопротивление деформации при горячем пластическом деформировании
- Математическое моделирование процесса внедрения клина треугольного сечения в упрочняемое жестко-пластическое полупространство
- Напряженно-деформированное состояние в трапецеидальном выступерезьбонакатного инструмента
Введение к работе
Стержневые крепежные изделия с резьбой (болты, винты, шурупы, шпильки и т.п.) находят широкое применение в различных отраслях промышленности. Как правило, они составляют 60-70% от общего числа деталей, входящих в конструкцию машин [1,2]. В настоящее время при массовом производстве таких изделий формирование резьбы осуществляют, как правило, накатыванием. Применение процессов накатывания наружных резьб по сравнению с процессами нарезания обеспечивает повышение производительности труда примерно в 3-5 раз, экономию металла, снижение шероховатости поверхности резьбы, а также повышение надежности и долговечности деталей в несколько раз [1,3].
При накатывании резьбы в процессе пластической деформации изменяется физическая природа и физико-механические свойства поверхностного слоя металла: за счет наклепа повышаются твердость и прочность, возникают остаточные сжимающие напряжения с благоприятным распределением их по сечению детали, видоизменятся форма и ориентация кристаллов, металл накатанной резьбы приобретает волокнистую текстуру и становится^анизотропным. Таким образом, в результате изменения физико-механических свойств увеличивается сопротивление поверхностного слоя пластической деформации и разрушению, а также значительно повышается усталостная прочность деталей [2].
Исследованию процессов накатывания резьб посвящены работы МИ. Пи-саревского [1,3-6], Ю.А. Миропольского, Э.П. Лугового [2,7-9], А.З. Журавлева [10-13], В.Г. Якухина [14,15], И.А. Биргера, Г.Б. Иосилевича [16,17] и др. Исследования, проведенные указанными авторами, в основном направлены на изучение технологии резьбонакатного производства. Между тем, недостаточно внимания уделяется исследованию процесса образования профиля резьбы под давлением инструмента. В частности, малоизученной на сегодняшний день является проблема влияния изменения реологических свойств металла в ходе пластической деформации на энергосиловые параметры процесса накатывания. Кроме этого, современное машиностроение предъявляет жесткие требования к точности резьбовых соединений, которая обеспечиваются стабильностью процесса накатывания. Однако, несмотря на множество трудов, посвященных исследованию процессов образования резьб, проблема получения изделий необходимой точности и качества не решена в полной мере и в настоящее время.
Точность резьбы зависит от колебаний различных факторов процесса накатывания (размеры заготовки, механические свойства, условия трения, температура и т.п.), а также жесткости силовой системы станка. На стадии проектирования технологического процесса накатывания резьбы необходимо прогнозировать влияние этих колебаний на погрешности геометрических размеров получаемых резьб. В не меньшей мере точность готовых изделий зависит и от совершенства конструкции накатного инструмента, профиль которого должен идеально соответствовать профилю получаемой резьбы. Как известно, в производственных условиях часто наблюдается быстрый износ рабочей части инструмента и, как следствие, снижение точности изделий. Износостойкость накатного инструмента, в свою очередь, существенно зависит от усилий накатывания, а также от материала, из которого выполнен инструмент, его геометрических параметров и способа обработки его поверхности. При разработке технологии накатывания (выбор оборудования, поиск рациональных скоростных и температурных режимов деформирования) и проектировании инструмента нужно точно знать усилия, действующие на инструмент. Для оценки прочности и износостойкости инструмента интерес представляет также схема распределения сжимающих напряжений в тех частях инструмента, которые осуществляют формирование профиля резьбы, а также распределение напряжений трения по их контактной поверхности. Для осуществления подобного рода расчетов также необходимо наличие соответствующих методов. Несмотря на то, что в последнее время и предлагались некоторые методы для осуществления расчетов подобного рода, не все они, как будет показано далее, обеспечивают требуемую точность. Поэтому очевидна необходимость разработки новых математических моделей и методов, применение которых к расчетам процессов различных спо-
7 собов накатывания позволит правильно оценивать требуемые энергозатраты, а также проектировать износостойкий накатной инструмент.
Таким образом, целью настоящей работы являлось повышение точности размеров накатанных резьб за счет обеспечения стабильности процесса накатывания, а также повышение износостойкости резьбонакатного инструмента за счет совершенствования его конструкции. Основными научными результатами, полученными впервые, являются: математическая модель процесса формирования профиля резьбы, в основу которой положен вариационный принцип минимума полной работы деформации, позволяющая при расчетах энергосиловых параметров учитывать изменение значения сопротивления деформации в зависимости степени деформации, температуры и скорости деформации; методика расчета работы сил трения и износа на контактной поверхности накатного инструмента; методика, позволяющая оценивать влияние колебаний геометрических, реологических, механических и технологических факторов процесса накатывания на точность размеров получаемых резьб с учетом жесткости резьбонакат-ных станков.
Результаты работы использованы в ОАО «Магнитогорский калибровочный завод» при разработке нового инструмента и технологии горячего накатывания резьбы на путевых шурупах.
Исследования процессов накатывания наружных резьб
Начало интенсивного развития теории накатывания резьб приходится примерно на конец 40-х - начало 50-х гг..XX-в. Из трудов зарубежных исследователей следует отметить работы немецких ученых X. Апеля [19], В. Нясера [20], Г. Монтага и Д. Кенига [21], австралийского исследователя Т. Форреса [22], японских ученых А. Ямамото, й. Есимото [23-25], а также американского ученого Д. Далласа [26], Изучением вопросов формирования наружных резьб в 40-е - 70-е гг. занимались советские ученые А.П. Губин [27], В.И. Загурский [28-30], ВТ. Дейнеко [31], Ю.Л. Фрумин [18]. За последние же десятилетия значительный вклад в теорию и практику резьбонакатного производства внесли такие исследователи как A3. Журавлев [10-13], Й.А Биргер, Г.Б. Иосилевич [16,17] и др. [32-48].
Особое место в теории накатывания наружных резьб занимают работы М.И. Писаревского, Ю.А, Миропольского и Э.П. Лугового [1-9]. В трудах этих ученых дан анализ известных способов формирования как наружных, так и внутренних резьб, описаны конструктивные особенности накатного оборудования, методы расчета процессов накатывания, требования к инструменту. Кроме этого, Ю.А. Миропольским и Э.П. Луговым проведен анализ факторов, влияющих на точность накатанных резьб, а также анализ показателей качества и технического уровня накатного оборудования [2].
Следует отметить, что, несмотря на все достоинства исследований, проведенных данными авторами, использование расчетных формул, предложенных ими не всегда представляется возможным, в силу того, что, во-первых, некоторые формулы применимы только к расчетам каких-либо определенных способов накатывания, а во-вторых, они не учитывают изменение реологических свойств металла заготовки в процессе формирования резьбового профиля. Кроме того, она не учитывает изменение в процессе деформирования металла заготовки такого его важного реологического свойства, как сопротивление деформации. Как известно, в случае холодного деформирования его значение зависит главным образом от степени деформации и характеризует упрочнение металла. В случае же горячего деформирования необходимо также учитывать зависимость значения сопротивления деформации как от накопленной степени деформации, так и от температуры, а также скорости деформационного процесса.
Определенный интерес представляют различные методы расчетов и формулы- предлагаемые исследователями в области поперечно-клиновой прокатки. На рис. 1.2 показана схема данного процесса.
Как видно, благодаря геометрическим особенностям инструмента и обрабатываемой заготовки он напоминает процесс накатывания наружной резьбы плоскими плашками. Следовательно, предоставляется возможность использовать результаты расчетов процесса образования профилей поперечно-клиновой прокаткой при исследовании процесса формирования профилей наружных резьб накатыванием. В работе [49] исследовалось напряженно-деформированное состояние в заготовке при поперечно-клиновой прокатке. При этом решалась задача о плоской деформации в ее радиальном сечении. Авторами приводятся 3 возможных вида полей линий скольжения в этом сечении: двустороннее поверхностное (рис. 1.3, а), одностороннее поверхностное (рис. 1.3, б) и центрированное, проникающее на ось образца (рис. 1.3, в). Отмечено, что в процессе прокатки реализуется то поле, которому соответствует наименьшая внешняя нагрузка. С помощью метода муаровых полос было установлено, что при степени обжатия 1,015 наблюдается местное, не проникающее на ось поле. При степенях обжатия 1,05; 1,10; 1,15; 1,20 в сечении образца можно выделить две жесткие области и область пластического течения, перекрывающую ось образца.
Поле линий скольжения в поперечном сечении заготовки в процессе поперечно-клиновой прокатки при степенях обжатия 5 1,02 (о,б) и д 1,02 (в) [49] На рис. 1.4 показаны распределение гидростатического давления, равного нормальному напряжению к плоскости радиального сечения (а) и интенсивности скорости деформации сдвига (б) в радиальном сечении образца при поперечно-клиновой прокатке. Как видно из этих рисунков, при этом процессе рас 21 пределение напряжений и скоростей деформаций по радиальному сечению заготовки отличается значительной неравномерностью.
Распределение гидростатического давления (а) и интенсивности скорости деформации сдвига (б) в поперечном сечении образца в процессе поперечно-клиновой прокатки при степени обжатия S = 1,15 [49]
Приведенные в [49] результаты исследований, несомненно, представляют ценность для специалистов как в области поперечно-клиновой прокатки, так и в области накатывания резьб. Тем не менее, как уже было сказано, авторами проводились исследования напряженно-деформированного состояния только в радиальном сечении заготовки. При этом полагалось, что осевые деформации равны нулю. В то же время, очевидно, что для создания объективной реологической картины формирования профиля резьбы, необходим учет осевой деформации. Кроме этого, авторами [49] лишь только упоминается о необходимости учета упрочнения, однако не предлагается для этого никаких способов и расчетных формул. Очевидно также и то обстоятельство, что, несмотря на все сходство процессов накатывания и поперечно-клиновой прокатки, у инструментов для каждого из этих процессов существуют свои конструктивные особенности. Поэтому применение методов расчетов процессов поперечно-клиновой прокатки к расчетам процессов накатывания резьб может иногда привести к существенным погрешностям результатов.
Сопротивление деформации при горячем пластическом деформировании
В то время как при холодной обработке давлением влиянием температуры и скорости деформации на значение сопротивления деформации можно пренебречь, то при горячей обработке в большинстве случаев учет этих факторов является необходимым [58]. Таким образом, при горячей обработке металлов давлением значение сопротивления деформации зависит от трех параметров: степени деформации, скорости деформации и температуры.
В [65] по результатам опытных данных для некоторых сталей приведены графики зависимости коэффициентов kt,ku,ke от соответствующих параметров. В данной работе значения термомеханических коэффициентов аппроксимировались экспоненциальными зависимостями вида [66] кр = ар0 + ар1е р + ар2е 2р + арЪе Ър, (2.7) где в качестве параметра р последовательно использовались параметры t,utet.
Для указанных марок сталей и максимальные относительные по-фешности аппроксимации на выбранных диапазонах экспериментальных значений. На рис. 2.3 - 2.5 показаны экспериментальные значения коэффициентов к„ и построены графики полученных аппроксимирующих зависимостей (2.7)
1. Используя метод наименьших квадратов, проведена аппроксимация экспериментальных кривых. упрочнения металлов, применяемых при холодной обработке давлением. Предложено зависимость сопротивления деформации от логарифмической степени деформации представлять в виде экспоненциальной функции. Получены коэффициенты этой зависимости для свинца, сталей 10,20 ,35,40Х и построены соответствующие графики.
2. Используя метод наименьших квадратов, проведена аппроксимация экспоненциальными зависимостями термомеханических коэффициентов ke., kt и ки, характеризующих зависимость сопротивления деформации от степени деформации, температуры заготовки и скорости деформации для сталей 08кп, 25 и 45 при горячем деформировании. Построены соответствующие графики.
3. Анализ графиков и максимальных относительных погрешностей аппрокси мации подтверждает пригодность использования предложенных зависимо стей при математическом моделировании процессов, как холодного, так и горячего пластического деформирования.
В данной работе при исследовании процессов пластического деформирования использовался вариационный принцип минимума полной работы деформации, который нашел широкое применение при исследовании различных процессов ОМД. Это объясняется его сравнительной простотой и универсальностью, поскольку все вариационные методы механики имеют в своей основе один из ее фундаментальных законов - принцип Даламбера - Лагранжа [67-71]. В то время, как другие известные методы исследования процессов ОМД, например метод характеристик или метод совместного решения уравнений равновесия и уравнений течения пластической среды, отличаются либо не достаточной точностью результатов, либо большим количеством необходимых вычислений, вариационные методы решений требуют наличия лишь одного единственного функционала, выражающего принцип минимума полной работы деформации. Математические методы расчетов, применяющиеся в данной работе, помимо всего прочего, позволяют учитывать изменение значения сопротивления деформации металла в процессе его деформирования.
Теория пластической деформации металлов создана трудами многих отечественных и зарубежных ученых. В первую очередь необходимо отметить труды СИ. Губкина [72], Г.А. Смирнова-Аляева [73], АА. Ильюшина [74], ЕЛ. Унксова [75-77], ИЛ. Тарновского [58,78], ГЛ. Гуна [61], Дж. Мейза [79], О. Хилла [80], а также многих других ученых, рассмотревших различные направления и вопросы данной теории [81-93]. В теории и практике исследований энергосиловых параметров при пластическом формоизменении весьма эффективными оказываются вариационные методы анализа, которые широко применяются и в теории упругости. Основоположниками их применения к решениям задач обработки металлов давлением являются А.А Марков [94], О. Хилл [80] и др. Однако, первой попыткой глобального внедрения вариационных методов в практику инженерных расчетов процессов ОМД явились труды ученых уральской школы обработки металлов давлением под руководством ИМ. Тарновского [58,78,95-100]. В последствии развитие вариационных методов воплотилось в работах Г.Я. Гуна [61] и других исследователей.
В упомянутых работах показана возможность использования принципов вариационного исчисления для определения энергосиловых параметров при малых деформациях и дальнейшего использования полученных результатов для расчетов процессов конечной деформации, поскольку любой процесс конечной деформации можно рассматривать как результат нескольких последовательных малых деформаций (этапов данной конечной деформации). При этом принимается допущение, что на каждом отдельном переходе (этапе) деформация достаточно мала, чтобы можно было считать перемещения материальных элементов рассматриваемого тела малыми по сравнению с размерами самого тела, а значения компонент тензора деформаций малыми по сравнению с единицей. При этом принимаются гипотезы о сплошности материала, о несжимаемости, а также гипотеза «единой кривой». Основным недостатком работ вышеперечисленных исследователей является то обстоятельство, что при выводе вариационных уравнений изменение реологических свойств среды в:процессе ее деформирования либо не учитывалось вовсе, либо учитывалось с помощью функциональных зависимостей, подобных (1.2), коэффициенты которых сложно вычислять аппроксимацией. По этим причинам применение полученных уравнении к расчетам реальных процессов обработки давлением не всегда гарантирует получение точных результатов. Вследствие этого в данной работе в известные вариационные уравнения были внесены некоторые корректировки, позволяющие учитывать зависимости (2.2) и (2.7), выражающие значение сопротивления деформации на конкретном этапе деформирования.
Выражение, от которого вычисляется объемный интеграл в (3.1) представляет собой удельную работу внутренних сил,на виртуальных перемещениях в точке. Уравнение (3.1) справедливо как для пластической среды, так и для упругой. Будем теперь рассматривать исключительно пластическую деформацию, полагая, что материал тела является жестко-пластическим. Представим полную удельную работу внутренних сил в уравнении (3.1) как некоторое среднее всех шести ее слагаемых. Для этого воспользуемся гипотезой «единой кривой». Как известно [58], в соответствии с ней, если при пластической деформации при какой-либо схеме напряженного состояния (например, при растяжении) имеется некоторая экспериментально установленная зависимость между напряжениями и деформациями а - Ф(є), то аналогичная зависимость будет и между {інтенсивностями напряжений и степенью деформации при любой другой схеме напряженного состояния.
Математическое моделирование процесса внедрения клина треугольного сечения в упрочняемое жестко-пластическое полупространство
При построении математических моделей накатывания резьбы некоторыми авторами рассматривалась задача о внедрении острого клина в полупространство [102,103]. Данная задача представляет определенный практический интерес, так как известно, что профили многих резьб действительно близки к треугольным. В основу разработанной в рамках настоящей работы математической мо 55 дели положены выведенные в предыдущем разделе вариационное уравнение и функционал полной работы деформации. Благодаря этому модель позволяет учитывать изменение значения сопротивления деформации металла по ходу деформирования на малом этапе [104].
При построении модели полагалось, что деформируемая среда является. жестко-пластической, т.е. упругая деформация отсутствует, а пластическая, в соответствии с условием текучести Тубера-Мизеса (3.9), начинается сразу при достижении интенсивностью напряжений значения предела текучести (сопротивления деформации) металла. При этом принимались гипотезы о сплошности и несжимаемости деформируемой среды, а также гипотеза «единой кривой». На рис. 3.4 показано поперечное сечение клина треугольной формы, правая половина очага деформации и схема течения металла при вдавливании клина. Очевидно, что в любом другом поперечном сечении клина по всей его толщине будет аналогичная схема течения.
После подстановки (3.22) и (3.24) в (3.21), вычисления значения относительного перемещения по поверхности трения (3.20) и последующих подстановок (3.20) и (3.21) в (3,19), варьированием параметра а в диапазоне от 0 до 1 и последовательным интегрированием, находится минимальное значение для полной работы деформации и истинные поля перемещений и деформаций металла. Как отмечалось в разделе .3.1, полная работа деформации равна работе нормальных к контактной поверхности сил.
В данной работе принималось п-А, значения коэффициентов /?/эЕ;-(/ = 1..4) брались из соответствующей справочной таблицы [105]. Таким образом, рассчитывается значение усилия F на малом этапе внедрения клина. Для расчета процесса поэтапного внедрения, необходимо на каждом очередном этапе учитывать упрочнение металла на предыдущих этапах внедрения. Это осуществляется, например, путем вычисления на каждом предыдущем этапе среднего арифметического значений еі0+ єІУ полученных по ходу
интегрирования по формуле (3.26). На каждом новом этапе, благодаря перемещению клина на предыдущем, также происходит увеличение значений В и Я. Отношение же этих величин А: полагается постоянным по ходу всего процесса.
Для практической реализации разработанной математической модели с помощью среды программирования Borland Delphi была составлена программа для ЭВМ, которая, помимо выполнения основных расчетов, позволяет по их результатам осуществлять графические построения полей перемещений и інтенсивностей деформации. В результате расчетов оказалось, что значение функционала полной работы деформации (3.19) при заданном = 0,6 достигает своего минимального значения при а = 0.15.
Помимо распределения интенсивностей деформаций, определенный интерес для исследования процесса представляют значения и направления главных деформаций в различных точках очага деформации.
Эллипсы деформаций, направления и величины главных деформаций при внедрении острого клина в полупространство Для проверки пригодности вышеописанной математической модели для расчетов усилия внедрения клина, в лабораторных условиях были проведены экспериментальные исследования внедрения клинового индентора в свинцовые образцы. Исследования проводились на испытательной машине «ТША test 2300» (Германия), которая позволяет определять растягивающие и сжимающие усилия в зависимости от величины растяжения или сжатия соответственно [106].
Внешний вид машины приведен на рис. 3.8. Схема внедрения индентора показана на рис. 3.9. Поперечное сечение индентора является равносторонним треугольником. Для испытания предварительно были изготовлены три свинцовых образца, имеющих форму прямоугольных параллелепипедов со сторонами b,L,H. Размеры образцов приведены в табл. 3.1. Образцы изготавливались таким образом, чтобы значения b,L,H наиболее точно соответствовали размерам матрицы пуансона.
На всех образцах внедрение проводилось до глубины h 5 мм. При последовательном внедрении индентора фиксировались значения глубины и соответствующего усилия. На рис. 3:10 приведены экспериментальные значения усилия F и рассчитанные по методу, изложенному в предыдущем пункте. Экспериментальная зависимость была получена как среднее 3-х экспериментов. При расчетах использовалась функция кривой упрочнения (2.2), значения коэффициентов cr0,als 32 ДД свинца брались из табл..2.1. Также использовались следующие исходные данные: к = 1, а = 30, // = 0.2, / = 21.5мм. Величина В (см. рис, 3.4) изменялась в зависимости от текущей глубины внедрения И.
Сопоставляя графики, легко видеть, что максимальная относительная погрешность теоретических результатов составляет не более 10-12%, что подтверждает пригодность разработанной математической модели для применения к расчетам энергосиловых параметров внедрения острых клиньев в жестко-пластическую упрочняемую среду.
Напряженно-деформированное состояние в трапецеидальном выступерезьбонакатного инструмента
В [113] описана методика расчета напряженно-деформированного состояния в клине треугольного сечения при его внедрении в полупространство. Ниже приведено изложение разработанной методики применительно к трапецеидальному выступу накатного инструмента. Методика основана на использовании результатов расчетов энергосиловых параметров процесса формирования резьбового профиля в соответствии с математической моделью, которая была описана в предыдущей главе. Эти результаты используются для определения поверхностных напряжений на контактных элементах.
Рассматривается этап внедрения выступа, на котором завершается формирование профиля резьбы. В поперечном сечении выступа выделяется область D, вводится прямоугольная система координат ХОТ и производится разбиение области D на треугольные равновеликие элементы как показано на рис. 4.3. Поверхностные напряжения приложены симметрично на гранях выступа, плоски ми проекциями которых являются отрезки ВА1,А1 А и АА2А2С. Их значения постоянны на каждом из граничных элементов. Пусть на отрезках А±А, АА2 имеется по j, а на отрезках АХВ, А2С по к2 контактных элементов, а длины их контактных сторон соответственно равны /,1;и L2. Общее же количество контактных элементов на участках ААгВ и АА2С равно к = к1+к2. Контактным считается элемент, который соприкасается с деформируемой средой стороной, а не вершиной. Поверхностные напряжения на каждой из контактных сторон обуславливаются деформациями пластических объемов, проекциями которых на плоскость сечения являются площади Sj (j = 1,..,).
Для расчета напряженно-деформированного состояния и графических построений была разработана прикладная библиотека для графического редактора КОМПАС-ГРАФИК [114]. Библиотека была разработана с использованием средств объектно-ориентированного программирования среды Borland Delphi. С ее помощью были проведены расчеты напряженно-деформированного состояния в выступе инструмента при завершении холодного формирования профиля метрической резьбы на заготовке из стали 40Х. По результатам расчетов были осуществлены графические построения поля интенсивностей напряжений сг,-, а также схематическое представление значений и направлений главных на 109 пряжений на конечных элементах (рис. 4.8 и 4.9) в поперечном сечении выступа инструмента. Аналогичные расчеты были проведены для случая холодного формирования профиля резьбы путевых шурупов на заготовке из стали 35, Для этого случая, помимо поля интенсивностей напряжений и схемы главных напряжений, осуществлены графические построения полей напряжений сгх,ау,тху (рис. 4.10 - 4.14). На рис. 4.9 и 4;14 длины стрелок пропорциональны абсолютным значениям напряжений и выделены максимальные по абсолютной величине напряжения. На рис. 4.9 максимальные по абсолютной величине сжимающие напряжения равны [ст]1113 -2934 МПа, а на рис. 4Л4 xmax = 3041 МПа.
Для прогнозирования износостойкости резьбонакатных инструментов, помимо значений нормальных напряжений, необходимо также знать и напряжения трения на контактной поверхности, а также соответствующую работу сил трения. С этой целью в данной работе использовалась известная методика расчета коэффициента трения [115], исходные данные которой приведены в табл. 4.1. Индекс і у обозначений в.табя. 1 означает, что параметр относится к материалу заготовки, а обозначения без индекса относятся к материалу инструмента. Следует отметить, что некоторые обозначения, применяемые в данном разделе, дублируют обозначения предыдущих разделов, однако используются в другом качестве.
Напомним, что в данной работе при проведении расчетов энергосиловых параметров внедрения выступа инструмента, использовалось заданное значение коэффициента трения ju (табл. 3.2). В излагаемой же методике значения коэффициентов трения /; рассчитываются, исходя из использования предварительно полученных значений нормальных поверхностных напряжений. Таким образом, предоставляется возможность оценки корректности первоначального задания коэффициента ц и, при выявлении существенного расхождения значений fi-a.fjy корректировки значения //.
Для проведения расчетов была составлена программа для ЭВМ. В результате расчетов, в частности, было установлено, что наибольшему износу подвержены части контактных, поверхностей выступов инструмента, которые осуществляют формирование вершин резьбового профиля. На основании этого факта, а также того, что при накатывании плоскими плашками максимум радиальных.усилий приходится на конец заборных частей плашек (см. раздел 3.5), предложено новое техническое решение [118], которое направлено на повышение срока службы плоских плашек. Разработанный инструмент содержит резь-бонакатную плашку / (рис. 4.16 и-4.17), имеющую заборную часть 2 и калибрующую часть 3, на которые нанесены элементы профиля резьбы. В плашке / выполнен паз 4 по форме «ласточкиного хвоста», в котором жестко зафиксирована вставка .5 из высокопрочного износостойкого материала, например, из твердого сплава ВК20КС. Вставка 5 в пазе 4 зафиксирована двумя клиньями 6 и 7, которые стянуты двумя винтами 8. Вставка 5 имеет боковую поверхность 9 и контактную рабочую поверхность 10.
При предельной степени износа контактной рабочей поверхности 10 и ухудшении качества и точности резьбы, наносимой на поверхность изготавливаемых стержневых изделий, вставка 5 вынимается из паза 4 и осуществляется подшлифовка ее боковой поверхности 9.
1. Разработана прикладная динамическая библиотека графического редактора КОМПАС-ГРАФИК (свидетельство № 2005611865), позволяющая рассчитывать плоское упругое напряженно-деформированное состояние по методу конечных элементов и представлять результаты в графической форме.
2. Используя разработанную библиотеку, выполнены расчеты напряженно-деформированного состояния в резьбонакатном инструменте при формировании профиля метрической резьбы на заготовке из стали 40Х и формировании профиля резьбы путевых шурупов на заготовке из стали 35. Анализ результатов расчетов показал, что наибольшие сжимающие напряжения при формировании резьбового профиля испытывают те участки выступа инструмента, которые осуществляют формирование верхней части вершины профиля.
3. Разработана методика расчета энергосиловых параметров трения на поверхности контакта выступа плоской плашки с заготовкой при накатывании. Используя данную методику, проведены расчеты износа контактной поверхности в процессе холодного накатывания резьбы путевых шурупов. На основании результатов этих расчетов, а также расчетов по методу, описанному в разделе 3.5 установлено, что максимальный износ наблюдается на конце заборных частей плашек.
4. Разработано новое техническое решение (патент РФ № 39101), в соответствии с которым, резьбонакатные плашки изготавливаются со специальной вставкой из высокопрочного износостойкого материала, расположенной в концах их заборных и началах калибрующих частей. Применение разработанной конструкции позволяет повысить срок службы плашек, повысить качество резьбы крепежных изделий и снизить затраты на производство новых инструментов.
5. Установлено, что применение вставки из твердого сплава обеспечивает снижение износа в 1,5 - 1,7 раза. Также установлено, что применение шлифования плашек дает снижение износа примерно в 1,2 раза.
