Національний технічний університет України“

Київський політехнічний інститут”

ШЕЙКІН СЕРГІЙ ЄВГЕНОВИЧ

УДК 621.919

Наукові основи технологічного УПРАВЛІННЯ мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні

Спеціальність 05.02.08 - Технологія машинобудування

АВТОРЕФЕРАТ

дисертації на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Науковий консультант:

заслужений діяч науки й техніки України, доктор технічних наук,

професор Розенберг О. О.

Київ - 2008 р.

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана в Інституті надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля Національної академії наук України.

Науковий консультант: | Розенберг Олег Олександрович,

заслужений діяч науки і техніки України, доктор технічних наук, професор.

Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України, завідувач відділом.

Офіційні опоненти: | Киричок Петро Олексійович,

доктор технічних наук, професор.

Національний технічний університет України “Київський політехнічний інститут”.

Директор Видавничо-поліграфічного інституту, завідувач кафедрою “Технологія поліграфічного виробництва”

Посвятенко Едуард Карпович

доктор технічних наук, професор.

Національний транспортний університет, професор кафедри “Виробництво, ремонт та матеріалознавство”.

Сивак Іван Онуфрійович,

доктор технічних наук, професор.

Вінницький національний технічний університет.

Завідувач кафедрою “Технологія й автоматизація машинобудування”.

Захист відбудеться 18.03.2008 р. о 1500 на засіданні спеціалізованої вченої ради Д26.002.11 у Національному технічному університеті України “Київський політехнічний інститут” за адресою: 03056, м. Київ, проспект Перемоги, 37, Корпус 1, ауд. № 214.

З дисертацією можна ознайомитись в бібліотеці Національного технічного університету України “Київський політехнічний інститут” за адресою: 03056, м. Київ, проспект Перемоги, 37.

Автореферат розісланий 11.02. 2008 року.

Вчений секретар
спеціалізованої вченої ради, д.т.н. |

Майборода В.С.

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. У наш час надійність і довговічність деталей машин ма-ють винятково важливе значення. У більшості випадків їхнє руйнування почи-на-єть-ся з поверхні (зношування, втома, контактне руйнування й ін.). Це багато в чому пояснюється низькими службовими властивостями поверхневого шару.

Застосування методів холодного пластичного деформування (ХПД) є ефек-тивним способом підвищення довговічності деталей машин. Наприклад, поверхневе пластичне деформування (ППД) забезпечує одержання шару деформаційного зміц-нення, низькі значення висоти мікронерівностей і великі значення відносної опорної довжини профілю обробленої поверхні, що сприяє підвищенню міцності при цик-лічному навантаженні й опору зношуванню.

Раніше проведеними різними авторами дослідженнями встановлені основні за-ко-номірності формування мікрорельєфу в процесах ХПД. Однак отримані ре-зуль-тати не дають можливості визначати параметри шорсткості оброблюваної поверхні при деформуючому протягуванні на стадії проектування технологічної операції. Причиною тому є складність і різноманітність явищ у зоні контакту інструменту й оброблюваної деталі, а також велика кількість впливаючих факторів.

Результати, отримані проф. Розенбергом О. М., Розенбергом О. О., Проску-ря-ковим Ю. Г., Кузнєцовим В. А., Монченко В. П. при експериментальному до-слідженні деформаційного зміцнення поверхневого шару дозволяють прогнозувати параметри зміцнення лише якісно.

З експериментально-теоретичних робіт у цьому напрямку необхідно виділити дослідження, виконані з застосуванням методу візіопластичності під керівництвом проф. Деля Г. Д., а також роботи проф. Цеханова Ю. А. Однак метод, застосований проф. Делем Г. Д., внаслідок малих деформацій ділильних сіток не забезпечує висо-ку точність результатів.

Математичні моделі, що описують деформований стан поверхневого шару, от-ри-мані проф. Цехановим Ю. А., побудовані в припущенні, що розподіл мікро-твер-до-сті в деформованому поверхневому шарі носить лінійний характер, що не під-тверджується експериментальними дослідженнями.

Таким чином, отримані раніше результати не дають можливості визначати з необхідною точністю параметри стану поверхневого шару оброблюваної деталі на стадії проектування технологічної операції. Внаслідок цього дослідження, спря-мо-вані на створення наукових основ технологічного управління мікрорельєфом об-роблюваної поверхні та зміцненням поверхневого шару деталей при деформуючому протягуванні, є актуальними.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дисертаційна робота безпосередньо пов'язана з фундаментальними і науково-дослідних роботами, які виконувались в ІНМ НАН України: тема “Комп'ютерне прогнозування ресурсу пластичності при холодному пластичному деформуванні за схемою немонотонного навантаження крутозігнутих трубчастих виробів” № держ. реєстрації 0198U004582, тема “Обґрунтування вибору оптимальної теоретичної моделі розрахункової оцінки впливу параметрів холодного деформуючого протягування на стан поверхні труб-час-тих металовиробів”, № держ. реєстрації 0198U007083, а також договір 3888 з Інститутом проблем матеріалознавства ім. І. М. Францевіча “Розробка технологічної схеми обробки й виготовлення трубних заготовок інтенсивним холодним плас-тич-ним деформуванням з метою отримання дрібнодисперсних градієнтних структур” № держ. реєстрації 0103U006867.

Мета роботи і завдання дослідження: забезпечення експлуатаційних ха-рак-теристик оброблюваної деталі на основі розробки наукових основ технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при дефор-муючому протягуванні.

Для досягнення зазначеної мети необхідно було вирішити наступні задачі:

1. Аналіз методів дослідження формування мікронерівностей оброблюваної по-верхні й шару деформаційного зміцнення в процесах ХПД, оцінити їхню точність й ефективність.

2. Розробку нових й вдосконалення відомих методів дослідження законо-мір-но-стей зминання мікронерівностей, коефіцієнта тертя по Кулону в процесі дефор-му-ючого протягування, вдосконалення методики дослідження деформованого стану поверхневого шару методом ділильних сіток.

3. Дослідження закономірностей деформування мікронерівностей оброб-лю-ва-ної поверхні, розроблення на їхній основі математичних моделей, що дозволяють управляти висотою мікронерівностей при деформуючому протягуванні.

4. Дослідження НДС зони локальної пластичної деформації при обробці дета-лей з нескінченною товщиною стінки, вплив на нього технологічних режимів. Роз-роблення математичної моделі управління параметрами деформаційного зміцнення й пластичності поверхневого шару.

5. Дослідження впливу технологічних режимів й шорсткості на формування локальної зони пластичної деформації в контакті інструменту з оброблюваним ви-робом при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою товщиною стінки. Роз-робка математичних моделей управління параметрами деформаційного зміцнення й пластичності поверхневого шару.

6. Розробку алгоритмів та методик розрахунку технологічних режимів дефор-му-ючого протягування, які забезпечують висоту мікронерівностей обробленої по-верхні, твердість, глибину й пластичність шару деформаційного зміцнення у відповідності до технічних вимог.

7. Проведення виробничих випробувань отриманих наукових результатів й впровадження їх у виробництво.

Об'єктом дослідження є оброблена поверхня й поверхневий шар оброб-лю-ваної деталі при деформуючому протягуванні деталей з нескінченною й кінцевою товщиною стінок.

Предмет дослідження: мікрорельєф оброблюваної поверхні, характеристики шару деформаційного зміцнення.

Методологія й методи досліджень

Методологічною основою роботи є системний підхід до вивчення процесу особ-ливостей і закономірностей формування мікрорельєфу й шару деформаційного зміцнення при деформуючому протягуванні.

Теоретичні дослідження базуються на основних положеннях теорії плас-тичності.

В експериментальних дослідженнях використані методи кореляційного ана-лізу й математичної статистики.

Робота виконувалася із застосуванням сучасних методів обчислювальної техніки.

Наукова новизна отриманих результатів

1. Вперше створені наукові основи технологічного управління мікрорельєфом поверхні та зміцненням поверхневого шару при деформуючому протягуванні дета-лей, які полягають в розробці математичних моделей, що дозволяють:– 

управляти висотою мікронерівностей обробленої поверхні, при деформую-чому протягуванні; – 

управляти параметрами деформаційного зміцнення поверхневого шару (мік-ротвердість, глибина) виходячи з того, що розподіл інтенсивності напруг по глибині поверхневого шару має нелінійний характер; – 

управляти величиною використаного ресурсу пластичності в поверхневому шарі при обробці деталей різної товстостінності;

2. Встановлено, що при деформуючому протягуванні з кількістю циклів дефор-му-вання до 2-х висота мікронерівностей залежить лише від механічних харак-те-ристик оброблюваного металу й середнього контактного тиску на контактних по-верх-нях. При кількості циклів обробки більше 2-х висоту мікронерівностей об-роб-леної поверхні визначає також сумарна питома робота тертя на контактних по-верхнях.

3. Вперше виявлені закономірності впливу технологічних факторів процесу (ро-бочого кута інструменту, кількості циклів деформування) за умови нелінійної зміни інтенсивності напруг по глибині поверхневого шару на НДС локальної області плас-тичного деформування й, як наслідок, мікротвердість, глибину, використаний ре-сурс пластичності шару деформаційного зміцнення при деформуючому про-тя-гуванні деталей з нескінченною товщиною стінки.

4. Вперше встановлено, що при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки форма зони локального пластичного деформування відповідає схемі, що має місце при обробці заготовки з нескінченною товщиною стінки. У цих умовах зако-но-мірності механіки формування зміцненого поверхневого шару деталей з кінцевою товщиною стінки відповідають встановленим закономірностям при обробці деталей з нескінченною товщиною стінки.

Практичне значення отриманих результатів

Результати, отримані в роботі, дозволили розробити інженерні методики ви-зна-чення технологічних режимів операції деформуючого протягування на стадії про-ектування технологічного процесу з урахуванням вимог до висоти мікроне-рів-ностей обробленої поверхні, а також стану деформованого поверхневого шару такі, як гли-бина, значення й розподіл твердості по глибині, використаний ресурс пла-стичності.

Отримані результати дисертаційної роботи доцільно використовувати на ма-шинобудівних підприємствах при проектуванні технологічних процесів, які містять операції холодного пластичного деформування.

Матеріали дисертації можуть бути також рекомендовано до використання в уч-бових курсах технології обробки металів, конструювання технологічного облад-нан-ня, що пропонуються студентам політехнічних університетів.

Особистий внесок здобувача. Автор безпосередньо брав участь у проведенні всіх експериментів й обробці експериментальних даних. Постановка задач й обго-во-рення результатів експериментальних і теоретичних досліджень проводилася з нау-ковим консультантом даної роботи. Особисто автором розроблено математичні мо-делі, які описують вплив технологічних факторів на формування мікронерівностей при деформуючому протягуванні [1, 2, 4, 10, 13, 18, 22, 23, 30]; поставлено задачі, розроблено конструкцію пристроїв, сплановано й проведено експерименти при відпрацьовуванні методик визначення коефіцієнту тертя й контактного тиску при проведенні досліджень [32–34]. При вивченні особливостей формування зони локального пластичного деформування при обробці деталей з кінцевою товщиною стінки особисто автором проведено експерименти, виконано їх аналіз, визначені граничні умови отриманих залежностей, виконано їх експериментальну перевірку [3, 5, 6, 11, 12, 20, 24, 26, 27, 31]; автор формулював і вирішував задачі, а також виконував розрахунки при дослідженні напружено-деформованого стану при оброб-ці деталей з нескінченною товщиною стінки [1, 14, 16]; формулював задачі до-сліджень й проводив розрахунок технологічних режимів обробки, виходячи з не-обхідних значень накопиченої деформації [8, 9, 19, 21, 25, 28, 29, 30]; автор фор-мулював і вирішував задачі досліджень, а також визначав граничні умови при розрахунку деформуючого інструменту виходячи з отриманих результатів вивчення розподілу нормальних наруг на контактній поверхні [7].

При рішенні задач технологічної механіки деформуючого протягування прово-ди-лись наукові консультації з професором Воронезького архітектурно-будівельного університету Цехановим Ю. А.

Безпосередньо автором сформульовано основні наукові положення розкриті в роботі, а також висновки.

Апробація роботи. Основні положення дисертації доповідались на: Міжна-род-ній науково-технічній конференції, Воронезький державний технічний університет, 1996; Міжвузівській науково-технічної конференції, Воронеж, Воронезький дер-жав-ний технічний університет, 1998; Міжнародній конференції асоціації технологів-машинобудівників України, Київ, 1998; Міжнародній конференції “Ресурсо-сбере-гаю-щие технологии, оборудование и автоматизация штамповочного производства”, Тульський державний університет, 1999; Міжнародній конференції “Нетради-цион-ные методы обработки”, Воронеж, 2002; Міжнародній конференції “Інтерпартнер-2003. Високі технології: тенденції розвитку”, Харків, НТУ “ХПІ” – Алушта, 2003, II международной научно-технической конференции “Механика пластического фор--мо--из-менения. Технология и оборудование обработки металлов давлением”, Туль-ский государственный университет, Тула, 2004; 6 й 7-й міжнародних науково-технічних конференціях “Инженерия поверхности и реновации изделий”, 2006, 2007 рр., Ялта–Київ: АТМ України.

Публікації за темою дисертації. Основні результати досліджень опубліковані в 44 основних друкованих працях. А саме у 1-й монографії, 3 авторських свідоцтвах СРСР, 40 статтях у різних наукових виданнях. З них 30 – в провідних фахових ви-дан-нях, з яких 5 робіт написані автором без співавторів, 25 робіт написані у спів-ав-тор-стві із співробітниками, які приймали участь у дослідженнях та технічних роз-робках.

Структура і обсяг роботи. Дисертаційна робота викладена на 250 сто-рін-ках машинописного тексту і складається з вступу, шести глав, висновків, 5 додатків, и списку використаних літературних джерел (219 найменувань. Робота ілюстрована 24 таблицями, 164 рисунками.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступу обґрунтовується актуальність теми дисертаційної роботи, на-ве-дені мета й задачі досліджень, викладаються наукові положення, які виносяться на захист, наукова й практична новизна отриманих результатів, наведена за-галь-на характеристика дисертаційної роботи.

У першому розділі розглядається стан проблеми на момент постановки до-сліджень, формулюються задачі й методи досліджень, що відповідає першій по-ставленій задачі.

На основі аналізу літературних джерел зроблено висновок, що стан поверх-не-вого шару деталей машин значною мірою визначає їхні експлуатаційні харак-тери-стики. При цьому важливу роль у підвищенні експлуатаційних характеристик де-та-лей грає шорсткість і параметри деформаційного зміцнення поверхневого шару.

Проведено аналіз різних моделей формування мікрорельєфу оброблюваної по-верхні в процесах ХПД. Указується, що у випадку, коли мікронерівності дефор-му-ються інструментом з тангенціальним переміщенням, їхня висота істотно нижче, ніж при деформуванні без переміщення. Проведено аналіз раніше виконаних до-сліджень формування мікронерівностей у процесі деформуючого протягування, виконаних різними дослідниками. Аналіз дозволив зробити висновок, що ці до-слідження но-сять, в основному, експериментальний характер, моделі, що до-зво-ляють проводити теоретичний розрахунок параметрів шорсткості оброблюваної поверхні при де-фор-муючому протягуванні на стадії проектування технологічної операції, не створені. Причиною тому є велика кількість впливаючих факторів і складність і різноманіття явищ у зоні контакту інструмента з оброблюваною де-таллю.

Результати раніше проведених експериментальних досліджень шорсткості поверхні, обробленої деформуючим протягуванням, можуть бути застосовані тільки для якісного прогнозування зміни її параметрів.

ППД є ефективним способом підвищення довговічності деталей машин. До-слід-ни-ка-ми виявлені основні закономірності впливу параметрів деформаційного зміц-нення на структуру металу й експлуатаційні характеристики деталей машин. Наприклад вста-нов-лено, що залежність втомної міцності від ступеня дефор-ма-цій-ного зміцнення но-сить екстремальний характер. Величина попередньої деформації впливає на структуру ме-талу, його твердість і глибину цементованого шару після наступної термічної об-робки.

Таким чином, для забезпечення необхідних експлуатаційних характеристик де-талей, оброблених деформуючим протягуванням, необхідно одержати задані па-ра-метри стану їхнього поверхневого шару в процесі виготовлення, а також вміти їх розраховувати на стадії проектування технологічного процесу.

Розрахувати такі параметри механічного стану поверхневого шару, як нако-пи-чена деформація й пластичність можливо знаючи характер НДС контактної зони.

Дослідженням НДС при деформуючому протягуванні займалися Ю. Г. Про-ску-ряков, Г. Д. Дель, Д. Е Зайцев, В. А. Кузнєцов, О. А. Розенберг, Ю. А. Цеханов.

Але виконані дослідження містять ряд допущень, внаслідок чого точність отри-маних результатів не завжди достатня. Таким чином, НДС заготовок при дефор-му-ючому протягуванні вивчено недостатньо, моделі, що дозволяють кількісно прогно-зувати параметри зміцненого поверхневого шару на етапі проектування техноло-гічного процесу, у даний час не створені.

Залишкова пластичність обробленої поверхні при деформуючому протягуванні досліджувалася Ю. А. Цехановим. Однак внаслідок зроблених припущень, про які вка-зувалося вище, отримані залежності мають недостатню точність.

У літературі також відсутні моделі, що дозволяють розраховувати параметри де-формаційного зміцнення поверхневого шару деталей з кінцевою товщиною стін-ки.

У другому розділі наведений перелік оброблюваних й інструментальних мате-ріалів й їхні механічні властивості. У відповідності із першою і другою постав-ле-ними задачами викладена суть розроблених і відомих раніше методик.

Для дослідження закономірностей формування мікрорельєфу при кількості циклів обробки менше 2-х використані крешери конічної, пірамідальної й приз-ма-тичної форми зі сталі ст. 3, сталі 10 (НВ 110), сталі 20Х (НВ 160), сталі 40Х (НВ 190), В8 (НВ 200), ХВГ (НВ 255), Х18Н10Т (НВ 150), 40ХНМА (НВ 270), міді М1 (НВ 83), ВТ6 (НВ 350).

Деформування крешерів здійснювалося на гідравлічному пресі ИПС-200. Де-фор-мування втулок проводили на спеціальному гідравлічному пресі, що дозволяє розвивати зусилля до 100 кн.

У дослідженнях застосовувалися інструменти із твердого сплаву ВК 15 (НRA 86), а також зі сталі Х12Ф1 (НRС 62) з покриттями TiN й CrN, осадженими спосо-бом конденсації високошвидкісних плазмових потоків в умовах іонного бомбар-ду-вання (КІБ) на установці “Булат – 3Т”.

При обробці конструкційних й інструментальних сталей як технологічне зма-щен-ня використовувався сульфофрезол, при обробці нержавіючої сталі Х18Н10Т – екс-пе-риментальні зразки змащень, а також технологічне змащення “Формол” ТУ .301-4830-93.

При визначенні довжини контакту інструменту із заготовкою викори-сто-вувався алмазний порошок АСМ 20/14 ГОСТ 9206-80.

Довжину контакту при деформуючому протягуванні заготовок визначали за допомогою алмазного покриття, яке наносилось на внутрішню поверхню втулок у вигляді плям. Довжина контакту визначалась по довжині подряпин, що залишилися на робочій поверхні інструменту після прошивання.

Шорсткість обробленої поверхні вимірювали на профілометрі-профілографі Telesurf -5M-120.

Коефіцієнт тертя по Кулону визначали по різних методиках, розроблених в ІНМ НАН України. Чотири з використаних методик захищені авторськими сві-доцтвами. Використання різних методик диктувалося з однієї сторони кон-струк-тивними особливостями застосованих інструментів, з іншого боку – тим, що ці дослідження виконувалися протягом ряду років, під час яких розроблялися нові методики й удосконалювалися відомі.

При використанні деформуючих інструментів із твердого сплаву коефіцієнт тертя визначався в такий спосіб. Перша половина довжини втулки оброблялася інструментом, який обертався, друга – без обертання. Коефіцієнт тертя роз-рахо-вували виходячи з умов рівноваги сил, прикладених до інструменту по залеж-ності f = F/N = (Q – Q1)tg б/(Q – Q1cos г)f, де Q1 – осьова сила протягування на ділянці з обертанням інструменту, Q – осьова сила протягування на ділянці без обертання, г – кут нахилу траєкторії руху інструменту.

Крім того, для визначення коефіцієнта тертя використовувалась методика, яка базується на моделюванні умов контактної взаємодії інструмента з оброблюваним виробом. На циліндричній заготовці, закріпленій в патроні токарного верстата, токарною обробкою був виконаний трапецевидний виступ по гвинтовій лінії з ку-том ц. Інструмент виготовляли у вигляді стрижня, торець якого відповідав профілю робочого деформуючого елемента. Інструмент закріплювали в державці, яку вста-новлювали на динамометр УДМ 100.

Заготовку приводили в обертання, а інструмент притискали до виступу силою Py і переміщували уздовж осі заготовки з подачею, рівною кроку гвинтової лінії. При цьому вимірювали сили Py й Pz. Коефіцієнт тертя визначали по формулі:

Для розрахунку коефіцієнта тертя й дослідження розподілу контактного тиску по контактній поверхні використовували також збірний деформуючий інструмент, що складається з декількох кілець, посаджених на оправку.

Оброблювану деталь встановлювали на динамометр, а інструмент приводили в обертання. Далі проводили деформуюче прошивання заготовки.

Коефіцієнт тертя розраховували по залежності:

де УQi – сумарне осьове зусилля при обробці без обертання інструмента; УQiв – сумарне осьове зусилля при обробці з обертанням інструмента; ц – кут повороту вектора сили тертя.

При використанні сталевого інструмента зі зносостійкими покриттями ко-ефі--цієнт тертя по Кулону розраховували з умови рівноваги сил, прикладених до інструменту:

,

де F – сила тертя; Р – радіальна сила; N – нормальна сила; б – кут нахилу твірної робочого конуса інструменту; Q – осьова сила протягування.

Всі методики опубліковані в наукових працях автора.

Контактний тиск розраховували по залежності:

,

де з = arctg f.

Деформований стан досліджувався методом візіопластичности з використанням ділильних сіток. У товстостінну втулку із внутрішньої поверхні запресовували плос-ку прямокутну вставку товщиною 1мм, на бічній поверхні якої дряпанням була нанесена прямокутна ділильна сітка із кроком 0,2 мм. У сталій стадії процес де-фор-мування припиняли, пластину випресовували й деформовану ділильну сітку фото-графували.

Напружений стан досліджували експериментально методом виміру твердості. Для цього використовувались втулки зі сталі 45 (НВ 190) з відношенням зовнішнього діаметра до внутрішнього D0/d0 = 3 і довжиною 150 мм. На сталій стадії (при по-стій-ному зусиллі протягування) процес зупиняли. У зразків робили вирізки в меридіо-наль-ному напрямку. Меридіональну площину шліфували й полірували. Потім на при--ладі ПМТ-3 вимірювали мікротвердість деформованої області.

Дослідження форми зони локального деформування робили на профілометрі-про-філографі ВЭИ “Калибр” мод. 201 з використанням пристрою для виміру хви-лястості.

Третій розділ присвячений рішенню третьої з поставлених задач, а саме до-слідженню закономірностей деформування мікронерівностей і розробці мате-ма-тич-них моделей, що описують формування мікрорельєфу по параметру Rz при різ-них техно-логічних режимах деформуючого протягування при різній кількості циклів обробки.

Виконані раніше в ІНМ НАН України експерименти показали, що при дефор-му-ючому протягуванні сила тертя може значною мірою визначати механізм фор-мування мікрорельєфу обробленої поверхні.

При кількості циклів обробки до двох (включно) основне деформування мік-ро-нерівностей відбувається шляхом їхнього зминання вдавленням і впливом сил тер-тя можна зневажити.

Для одержання якісної поверхні не-об-хідно перед деформуючим протягуванням очистити внутрішню поверхню заготовок від окалини й іржі, що залишаються після гарячої прокатки труб. Для цієї мети звичайно застосовують розточування.

У цьому випадку мікрорельєф об-роб-лю--ваної поверхні представляє чергування за-падин і виступів (рис. ). Як показують експериментальні дослідження, при Rz ? мкм розподіл висот мікровиступів з точністю, прийнятною для інженерних роз-рахунків, може бути описаний нормальним законом . Високоефективні тех-но-логічні зма-щен-ня істотно зменшують сили тертя. За та-ких умов при кількості циклів дефор-му-вання 1–2 основне деформування вихідних мікронерівностей відбу-ва-ється шляхом їх-нього зминання здавлюванням. При цьому доти, поки пластична область досягне ос-нови мікронерівності, процес деформування повинен залишатися геометрично по-дібним і середній контактний тиск у міру зминання повинен зали-шатися постійним.

Рис. 1. Теоретична модель зми-нан-ня мікронерівностей

Для перевірки даного припущення пластичне стискання мікронерівностей до-сліджувалося на моделях у вигляді крешерів. При цьому встановлено, що середній кон-тактний тиск n до значних ступенів зминання залишається постійним для кож-ного матеріалу. Його величина (МПа) ста--новить для: сталі 10 – 1280, В8 – 2170, Х18Н10Т – 1740, сталі 45 – 1960, міді – 530.

Аналіз експериментальних даних до-зво-ляє зробити висновок, що при малій кіль--кості числі циклів деформування (1–2)Rz обробленої поверхні залежить лише від одного інтегрального параметра – но-мінального контактного тиску q, що, у свою чергу, визначається всім комплексом технологічних параметрів процесу.

Експериментальне вивчення мік-ро-рельє-фу, отриманого в результаті токарної об-робки показує, що при значеннях Rz < мкм розподіл висот мікронерів-ностей з прийнятною для інженерних розрахунків точністю може бути описаний нормальним законом.

Враховуючи це, а також використовуючи дані експериментів, отримані залеж-ності для розрахунку контактного тиску й висоти мікронерівностей:

, ,

де – висота зім'ятих мікронерівностей, а один інтегральний коефіцієнт враховує всі фактичні дані геометрії мікрорельєфу. Його встановлюють обробкою відповідних експериментальних даних по профілограмам поверхонь. Наприклад, для конічних і пірамідальних виступів (моделювання обробки поверхні шліфу-ван-ням) з, , , , , одержуємо; для призматичних виступів (стругання й го-стрін-ня) з, , , ,; одержуємо. У середньому можна прийняти. От-ри-мана без-роз-мірна крива (рис. 2), що зв'я-зує q з без-розмірною шорсткістю й рівняння, що неї апроксимує:

Рис. 2. Залежність відносної шорст-кості від відносного кон-тактного тиску при кількості цик-лів обробки до двох

.

Порівняння отриманих екс-пери-мен-тально значень уn зі значеннями твер-дості оброблюваного матеріалу по-казало, що за-мість уn з достатньою для інженерної прак-тики точністю мож-на вико-ри-сто-ву-вати значення твер-дості по Бринеллю.

Експериментальна перевірка за-про-по-но-ваної залежності проводилася при од-но-цикловому деформуючому про-тя-гу-ванні вту-лок з отвором, по-верх-ня якого попе-ред-ньо шліфувалася, а також при об-робці де-талей з різних марок сталей, різ-ної ви-хід-ної шорст-ко-сті, при ви-ко-ри-стан-ні різних тех-но--ло-гічних зма-щень й ін-стру-мен-таль-них ма-теріалів багато-еле-мент--ними протяж-ками.

На основі аналізу екс-пери-мен-таль-них даних виявлені граничні умови засто-су-вання розробленої методики: при числі циклів обробки до двох, розра-хун-кові дані задовільно відповідають дослідним, при більшому числі циклів деформування мето-дика дає похибку.

При кількості циклів обробки більше 2-х характер деформування мікроне-рів-ностей змінюється. Спостерігається завалювання вершин мікронерівностей під дією сил тертя, активізуються явища масопереносу, на контактних поверхнях стоха-стич-но утворюються й руйнуються містки схоплювання, руйнуються й знову утворяться окісні плівки. Таким чином, тертя на контактних поверхнях є складним фізико-хімічним процесом з великою кількістю впливаючих факторів.

У цьому випадку побудувати чисто теоретичну модель, що описує процес фор-мування мікрорельєфу поверхні, який оброблюється деформуючим протягуванням, не представляється можливим. Опис даного процесу на основі експериментальних даних також не представляється можливим, тому що потребує проведення великої кількості трудомістких багатофакторних дослідів. Практика показує, що в цих випадках ефективним є застосування методів теорії подібності й розмірностей.

Аналіз контактної взаємодії інструмента із заготовкою дозволив виділити основні параметри, що визначають характер контактних явищ при деформуючому протягуванні. Ними є вихідна висота мікронерівностей Rzo, максимальний кон-такт-ний тиск qmax, робота тертя Aтр, механічні характеристики оброблюваного матеріалу. Далі, побудувавши вирази й виконавши перетворення відповідно до принципів те-орії подібності, одержуємо вирази, що якісно відображає залежність відносної шорст-кості від основних факторів про-це-су деформуючого протягування

,

де – коефіцієнт тертя, контактний тиск і довжина контакту при -м циклі відповідно (визначаються по відомих методиках).

Для перевірки отриманої залежності були проведені експерименти по де-фор-мую-чому протягуванню втулок зі сталей 45, 10, У8 інструментами із ВК15 і ста-ле-вими з покриттям CrN й TiN. Результати експе-ри-ментів представлені на рис. 3 у вигляді залежності безрозмірної шорст-ко-сті від безрозмірного критерію по-діб-ності, що містить най-більш важ-ли-ві параметри процесу де-фор-му--ю-чого про-тягування. Ця залежність ап-рок-симу-єть-ся формулою:

, що мо-же бути рекомендована для ін-же-нерних технологічних розрахунків.

Рис. 3. Залежність безрозмірної шорсткості від при кількості циклів деформування більше 2-х

Для розрахунку обробленої по-верх-ні, відповідно до шостої по-став-леної задачі, розроблені алгоритми ви-значення технологічних режимів дефор-му-ючого про-тягування. Їх можна вико-ристати для розробки САПР процесу з метою керу-ван-ня параметрами стану поверхневого шару.

Четвертий розділ присвячений рі-шенню четвертої поставленої задачі, а саме, дослідженню НДС зони пла-стич-ної деформації при обробці деталей з не-скін-ченною товщиною стінки й впливу на нього технологічних пара-мет-рів про-цесу, роз-робці математичних мо-делей, що до-зволяють робити розра-хунок техно-логіч-них режимів деформу-ю-чого протягування виходячи з вимог до деформаційного зміцнення й пластичності поверхневого шару на стадії проектування технологічної операції.

Деформований стан контактної зони досліджували експериментально мето-дом ділильних сіток при робочих кутах інструмента б = 5 і 10 при використанні втулок зі сталей 45, 20, ШХ15. Дослідження показали, що характер деформування сіток не залежить від матеріалу заготовки. Отримані сітки мають слабо-де-фор-мований характер (рис. 4). Для розшифровки експериментальних даних удоскона-лена методика, розроблена Ю. А. Цехановим. Відповідно до даної методики швидкості сталого плину розраховували інтегруванням функцій, що апроксимують вузлові координати. Однак у роботі Ю. А. Цеханова розглядалися тільки лінії сітки одного сімейства, що збігаються з лініями току, і не враховувалася експе-ри-ментальна інформація, яку дають скривлені лінії іншого ортогонального сімейства. По ділильних сітках будувалися ізолінії кутів S-ліній у напрямку осі заготовки й кутів г L-ліній у радіальному напрямку (рис. 5).

Для обчислювання швидкості плину матеріалу для L-ліній отримане додаткове інтегральне співвідношення:

а) б)

Рис. 4. Ділильні сітки: а) робочий кут інструменту б =5?;б) б =10?

Рис. 5. Схема для розрахунку швидкостей сталого плину: геометричні параметри ділильної сітки

Підінтегральну функцію одержували обробкою експериментальних даних для кутів й г. Розрахунок швидкостей проводився за допомогою співвідношень для швидкостей уздовж S й L-ліній сітки. Представивши співвідношення у вигляді кінцевих різностей і виконавши мінімізацію похибок методом найменших квадра-тів, отримуємо систему рівнянь, вирішуючи яку обчислюємо співвідношення у вузлах сітки. Обчислення проводилося поетапно для окремих областей, у якості яких приймалися L-лінії.

Накопичену деформацію () розраховували інтегруванням інтенсивності швид-костей деформації уздовж ліній току. Як розрахункові області приймалися окремі фрагменти ділильної сітки.

Ізолінії відносних швидкостей плину матеріалу заготовки зі сталі 45 пред-ставлені на рис. 6. Як видно, перед контактною зоною має місце помітне галь-му-вання плину матеріалу, до виходу з неї швидкість зростає.

Інтенсивність швидкостей деформацій о0 розраховувалася по залежності:

,

де, оr, оц, оz, оrz – компоненти тензора швидкостей.

Рис. 6. Ізолінії відносних швидкостей плину матеріалу V/V0 при дефор-му-ю-чому протягуванні інструментом з робочим кутом:

а) = 5; б) = 10.

На рис. 7, а, б наведені графіки зміни інтенсивності деформацій уздовж ліній току при обробці інструментом з робочим кутом 5 й 10 відповідно. Видно, що найбільш інтенсивно деформування відбувається біля поверхні на початку й напри-кінці контакту. Зі збільшенням глибини інтенсивність швидкостей деформації змен-шу-ється. Інтегруванням інтенсивності деформацій уздовж ліній току розрахо-ву-ва-лася накопичена деформація , розподіл якої уздовж ліній струму показаний на рис. 8, а, б.

Рис. 7. Розподіл інтенсивності швидкості деформацій при протягуванні інструментом з робочим кутом: а) 5°, б) 10°

Рис. 8. Розподіл накопиченої деформації при протягуванні інструментом з робочим кутом: а) 5°, б) 10°

У розподілі уздовж ліній току спостерігається певна закономірність. На-копичена деформація в поверхневому шарі для 1, 2, 3 ліній при робочому куті інструмента 5° практично однакова. Те ж можна сказати й для 1, 2, 3, 4, 5 ліній при робочому куті інструмента 10. За результатами розрахунку побудовані безрозмірні криві (рис. 9), що показують зміну накопиченої деформації .залежно від відносної глибини шару заготовки h/д де, h – глибина шару, д – натяг.

Спадаючі ділянки отриманих залежностей практично паралельні. Це дозволяє при використанні інструменту з іншими робочими кутами застосовувати для роз-рахунків інтерполяцію або екстраполяцію. Залежність 3 (рис. 9) отримана таким методом.

Математичною обробкою результатів отримані рівняння для розрахунку накопиченої деформації залежно від робочого кута інструмента й відносного натягу:

де . – глибина шару; . – натяг; б – кут робочого конуса інструмента в градусах.

При обробці багатоелементними протяжками для розрахунку сумарної вико-ристовується принцип суперпозиції.

Рис. 9. Безрозмірні криві залеж-но-стей . від глибини шару за-го-товки , віднесеної до натягу для де-талей оброблених інструментом с б: 1) 5, 2) 10, 3) 8; 4) ? – методом вимірювання твердости

Виявлені закономірності дають мож-ливість також розраховувати мікротвер-дість по глибині поверхневого шару. Для виконання відповідних розрахунків не-об-хідно мати отриманий механічними ви-пробуваннями тарувальний графік для об-роблюваного металу.

Необхідно відзначити, що отри-ма-ни-ми результатами можливо користуватися для розрахунку параметрів зміцнення по-верхневого шару, що лежить безпо-се-редньо під шаром, утвореним в результаті деформування мікронерівностей, тобто механіка деформування якого описується вищевикладеними моделями НДС. Для розрахунку зміцнення шару, утвореного в результаті деформування мікронерів-но-стей, запро-по-нованою методикою ко-ри-стуватися не можна внаслідок складності й нерегулярності мікрорельєфу, струк-тури і явищ деформування.

Напружений стан зони локального пластичного деформування при дефор-мую-чому протягуванні деталей з нескінченною товщиною стінки вивчали експери-мен-тально методом виміру твердості. Для розрахунку інтенсивності напруг викори-сто-вували тарувальний графік, що зв’язує мікротвердість й інтенсивність напруг.

Як відомо, деформований стан у кон-тактній зоні заготовок із нескін-чен-ною товщиною стінки можна вважати плоским.

Якщо в пластичній області дефор-мо-ваної заготовки відомий розподіл ін-тен-сивності напруг по глибині y: у0 = у0(y), то задача стає статично визна-че-ною. Аналіз експериментальних даних показує, що вже після третього циклу деформуючого про-тягування пластична постійна k = у0/ міняється лише по глибині по-верх-невого ша-ру, практично не змінюючись уздовж осі заготівлі X. Аналіз експериментальних даних пока-зав, що кубічна апроксимація дозволяє досить точно описувати таке зміцнення:

Внаслідок малості застосовуваних на практиці робочих кутів дефор-му-ю-чого елемента й застосування високо-ефективних технологічних змащень, що значно зменшують тертя, прийнята роз-ра-хункова схема (рис. 10), що відповідає вдавленню інструменту в нескінченний пластично неоднорідний напівпростір з ві-до-мим розподілом інтенсивності й постійної пластичності по глибині: ., ..

На ділянці DO має місце нормальний тиск інструменту, дотичні напруження відсутні.

Задача вирішувалося методом ліній ковзання з урахуванням зміни . Пластич-на область складається із трьох зон: I зона – ОВА, II – зона ОВС, III зона – ОС. Для кожної зони отримані співвідношення для . (у – гідростатичний тиск, з – коефіцієнт жорсткості напруженого стану).

Для контактної поверхні ці вирази мають вигляд:

Відзначимо, що відповідно до теоретичного аналізу задачі й експе-ри-мен-тальних даних пластична область при деформуючому протягуванні не симетрична, а відповідає випадку “бічного видавлювання” матеріалу заготовки перед інстру-мен-том (штрихова лінія на рис. 10).

Рис. 10. Розрахункова схема для визначення напруженого стану в контактній зоні методом ліній ковзання

Ізолінії у/kmax й уx/kmax, розраховані за запропонованою методикою для заготовки зі сталі 45 після 5-го циклу деформування наведені на рис. 11, а. Тут же наведені епюри розподілу напруг й уздовж поверхні контакту, розраховані за запропонованою методикою (суцільна лінія) і з використанням точного рішення, наведеного в роботі Б. А. Друянова (штрихова лінія) (рис. 11, б). Як видно, роз-ходження не перевищує 6 %. Отже, отримане інженерне рішення цілком прийнятно.

З епюри зміни уздовж оброблюваної поверхні видно, що перед інструментом = –1,73, що відповідає стиску в умовах плоскої деформації.

Під контактною поверхнею матеріал перебуває в умовах сильного об'ємного стиску ( = –7,16), що сприятливо з погляду забезпечення високої пластичності.

При великому градієнту зміцнення осьові напруги наприкінці контакту стають позитивними, що може привести до появи мікротріщин в охрупченом поверхневому шарі.

а) б)

Рис. 11. Напружений стан в контактній зоні й на контактній поверхні після 3-го циклу, розраховане для випадку kmax/kmin = 2;

коефіцієнти апроксимації: = –0,04167, = 0,23472, = –0,69305, d = 1.

Для оцінки пластичності використався критерій Колмогорова, що враховує історію деформування матеріалу:

, (2)

де гр (з) – гранична деформація, що відповідає певному значенню коефіцієнта жорсткості.

Аналіз процесу накопичення деформацій, що базується на виконаних до-сліджен-нях НДС, показав, що основне накопичення ушкоджень у поверхневому шарі відбувається перед зоною контакту інструмента з оброблюваним виробом. Отримано формулу для розрахунку використаного ресурсу пластичності:

(3)

де N – число циклів обробки.

Для б = 5 величина щ = 2,4, а для б = 10 – щ = 3; згр(–1,73) матеріалу заготовки визначається експериментально при стиску в умовах плоскої деформації або за довідковим даними.

Таким чином, на підставі проведених досліджень механіки деформуючого про-тягування деталей з нескінченною товщиною стінки розроблені інженерні методики визначення технологічних режимів, що дозволяють одержувати необхідні пара-мет-ри деформаційного зміцнення й пластичності. Вони можуть бути рекомендовані для використання в інженерній технологічній практиці.

На їхній основі, відповідно до шостої поставленої задачі, розроблено алгоритми визначення технологічних режимів деформуючого протягування, що забезпечують необхідний стан поверхневого шару по цих параметрах. Ці алгоритми можна вико-ристати для розробки САПР процесу деформуючого протягування з метою керування параметрами стану поверхневого шару.

П'ятий розділ присвячений рішенню п'ятої поставленої задачі – дослідженню впливу технологічних режимів на формування локальної зони пластичної дефор-ма-ції в контактній зоні при деформуючому протягуванні деталей з кінцевою тов-щи-ною стінки, побудові на основі виявлених закономірностей математичних моделей, що дозволяють визначати технологічні режими виходячи з вимог до параметрів шару деформаційного зміцнення на етапі проектування технологічної операції.

Відомо, що деформування поверхневого шару деталі, а отже, утворення тек-сту-ри при використанні рідких технологічних змащень, може відбуватися під дією декількох факторів: тертя інструмента й оброблюваної поверхні, мікро-схоп-лю-вання інструменту з оброблюваною поверхнею, деформуванням мікронерівностей, локаль-ним деформуванням у зоні контакту. Перші три фактори формують самі тонкі при-по-верхні шари текстури на глибину порядку висоти мікронерівностей. Законо-мір-ності деформування поверхневого шару й утворення в ньому текстури під дією цих факторів досить докладно описано в літературі. Локальне дефор-му-вання формує текстуру на більшу глибину – порядку довжини контакту ін-стру-мента із заготовкою. Застосування твердих змащень дозволяє локалізувати зсувні деформації від сил тертя в зоні контакту інструмента з оброблюваною деталлю в шарі змащення й уникнути безпосереднього контакту робочої поверхні ін-стру-менту й оброблюваної поверхні й, тим самим, виключити вплив на формування деформованого поверх-не-вого шару перших трьох факторів. У цьому випадку по наявності текстури в поверх-невому шарі можна судити про наявність зони ло-кальної пластичної деформації в процесі обробки деталі. У роботах О. О. Ро-зен-берга зроблено припущення, що ло-кальна деформація поперед інструменту, утво-риться лише у випадку, коли контактний тиск перевищує критичній, рівний дійсній напрузі в шийці розірваного зразка (рис. 12, а). При менших значеннях контакт-ного тиску перед інструментом стінка деталі плавно гнеться сполучаючись із по-верхнею інструменту (рис. 12, б).

Рис. 12. Схема взаємодії інструменту с оброблюваною деталлю при де-фор-муючому протягуванні заготовок с кінцевою товщиною стінки

Для перевірки даного припущення було проведене дослідження структури поверхневого шару тонкостінних деталей, оброблених із застосуванням твердого змащення на основі дисульфіду молібдену після 20 циклів обробки. Контактний тиск при цьому був менше критичного. Результати наведені на рис. 13. Як видно, у стінках деталей на значній глибині зміцненого поверхневого шару є текстура. З огляду на викладене вище, утворення текстури в цьому випадку пояснюється наявністю в зоні деформування локальної зони деформування.

Рис. 13. Текстура поверхневого шару за-го-товок із армко-заліза, оброблених деформу-ю-чим протягуванням із засто-суванням твер---дого змащення (d0 = 35 мм, t = 3 мм) після 20 циклів обробки (100)

Наявність текстури в поверхневому шарі деталі, обробленої деформуючим про-тягуванням із застосуванням твердих змащень, виявлено вперше.

Для детального вивчення впливу технологічних режимів деформуючого про-тягування на механіку локальної пластичної деформації в зоні контакту інструмента з оброблюваним виробом при деформуючому протягуванні були проведені експерименти по вивченню форми поверхні заготовки в контактній області.

Для експериментів використовувались втулки з армко-заліза (НВ 101) з отво-ром діаметром мм, товщиною стінки t = 2; 2,5; 5; 7; 12; 15; 17 мм і дов-жиною 100 мм. Обробка виконувалась з натягами а = 0,3 мм й 0,5 мм. На середині довжини втулки інструмент зупиняли, випресовували у зворотному напрямку й робили профілографування зони контакту на профілометрі-профілографі ВЭИ “Калібр” мод. 201.

Далі проводили обробку зображення на персональному комп’ютері. Приклад от-риманих профілограм наведений на рис. 14.

Рис. 14. Профілограма зони контакту інструменту з оброблюваним виробом при деформуючому протягуванні деталей t = 2,5 мм, а = 0,5 мм

На рис. 15 показані профілі внут-ріш-ньої поверхні деталі біля зони контакту, на яких добре видно зону характерного для всіх випадків напливу. Таким чином, екс-периментально доведено, що харак-тер-на об-ласть локальних пластичних дефор-ма-цій у вигляді напливу перед