Повышение долговечности гладких цилиндрических соединений при их восстановлении электромеханической обработкой тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.20.03, доктор наук Морозов Александр Викторович

• Морозов Александр Викторович
• доктор наук
• 2018

Оглавление диссертации доктор наук Морозов Александр Викторович

ВВЕДЕНИЕ

1. СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1 Анализ условий эксплуатации и методов повышения долговечности гладких цилиндрических подвижных соединений

1.1.1 Обзор и анализ износов и условий эксплуатации гладких цилиндрических подвижных соединений

1.1.2 Анализ условий эксплуатации деталей с гладкими цилиндрическими отверстиями, испытывающих односторонний или двусторонний симметричный износ

1.1.3 Распределение величины одностороннего износа отверстий деталей техники сельскохозяйственного назначения

1.1.4 Распределение величины двустороннего симметричного износа отверстий деталей гладких цилиндрических подвижных соединений

1.1.5 Обзор и анализ современных методов поверхностного упрочнения концентрированными потоками энергии

1.1.6 Влияние электромеханической обработки на эксплуатационные свойства деталей

1.1.7 Комбинированные способы повышения долговечности соединений на основе ЭМО

1.2 Анализ получения и методов повышения долговечности гладких цилиндрических неподвижных соединений

1.2.1 Анализ получения гладких цилиндрических неподвижных соединений

1.2.2 Факторы, влияющие на качество гладких цилиндрических неподвижных соединений

1.2.3 Анализ современных методов повышения долговечности гладких цилиндрических неподвижных соединений типа «втулка - корпус»

1.2.4 Сборка неподвижных соединений типа «втулка - корпус» дорнованием

1.3 Выводы и задачи исследований

2. ТЕОРЕТИКО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПОВЫШЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ВНУТРЕННИХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПУТЕМ РАЗРАБОТКИ И ПРИМЕНЕНИЯ ПРОЦЕССОВ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

2.1 Обоснование возможности и условий применения технологии электромеханической обработки внутренних цилиндрических поверхностей полосовым высокотемпературным источником

2.2. Классификация и анализ методов электромеханической обработки гладких цилиндрических отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.2.1. Выбор системы классификации

2.2.2. Классификация и анализ методов электромеханической обработки гладких цилиндрических отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.3 Тепловые процессы при электромеханической обработке отверстий движущимся полосовым высокотемпературным источником

2.3.1 Распределение тепловых потоков из зоны контакта между инструментом и деталью

2.3.2 Расчет температурных полей в детали при движении полосового высокотемпературного источника вдоль поверхности отверстия

2.4 Расчет площади пятна контакта твердосплавного инструмента с обрабатываемой поверхностью при ЭМО отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.4.1 Расчет площади пятна контакта конического твердосплавного инструмента с обрабатываемой поверхностью

2.4.2 Расчет площади пятна контакта сферического твердосплавного инструмента с обрабатываемой поверхностью

2.5 Напряженно-деформированное состояние тонкостенных втулок в прессовых соединениях полученных ОЭМД

2.6 Расчет осевых усилий возникающих при реализации процессов электромеханического дорнования

2.7 Аналитические предпосылки повышения прочности прессовых соединений «тонкостенная втулка - корпус» применением ОЭМД

2.8 Моделирование тепловых процессов при электромеханической обработке отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.8.1 Постановка и особенности решения задачи

2.8.2 Полученные результаты

2.9 Моделирование НДС деталей при ЭМО отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.9.1 Постановка и особенности решения задачи

2.9.2 Полученные результаты

2.10 Выводы

3 ОБЩИЕ И ЧАСТНЫЕ МЕТОДИКИ ИССЛЕДОВАНИЙ

3.1 Программа научного исследования

3.2 Образцы для исследований и инструмент

3.3 Экспериментальные установки, приборы и оборудование

3.4 Методика лабораторных исследований

3.4.1 Методика измерения осевого усилия

3.4.2 Методика измерения температуры в поверхностном слое

отверстия

3.4.3 Методика металлографических исследований

3.4.4 Методика микрорентгеноспектрального анализа

3.4.5 Методика измерения шероховатости поверхности

3.4.6 Методика исследования топографии поверхности сканирующей туннельной микроскопией

3.4.7 Методика исследования отклонений от круглости

3.4.8 Методика измерения усилия выпрессовывания

3.4.9 Методика измерения момента проворачивания втулки в обойме

3.4.10 Методика триботехнических испытаний

3.5 Методика обработки результатов экспериментальных исследований

3.6 Методики стендовых испытаний

3.6.1 Методика ускоренных стендовых испытаний тонкостенных бронзовых втулок

3.6.2 Методика стендовых испытаний втулок обработанных ИЭМЗ

3.6.3 Методика стендовых испытаний втулок обработанных двусторонней ИЭМЗ

3.7 Оценка погрешностей измерений

3.8 Выводы

4. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ И ИХ АНАЛИЗ

4.1 Результаты экспериментальных исследований влияния режимов поверхностного электромеханического дорнования на эксплуатационные и технологические свойства железоуглеродистых сплавов

4.1.1 Влияние режимов поверхностного электромеханического дорнования на физико-механические свойства поверхности отверстия

4.1.2 Результаты исследований шероховатости

4.1.3 Результаты исследования остаточных деформаций при ПЭМД отверстий толстостенных деталей

4.1.4 Исследование износостойкости

4.2 Результаты экспериментальных исследований объемного электромеханического дорнования тонкостенных стальных втулок в обойме

4.2.1 Влияние режимов объемного электромеханического дорнования на физико-механические свойства поверхностного слоя

4.2.2 Влияние режимов объемного электромеханического дорнования на шероховатость и текстуру поверхности

4.2.3 Исследование осевого усилия процесса

4.2.4 Результаты исследования остаточных деформаций отверстий тонкостенных стальных втулок

4.2.5 Влияние режимов ОЭМД и микрогеометрии контактируемых поверхностей на качество прессового соединения «тонкостенная стальная втулка - обойма»

4.2.6 Влияние режимов ОЭМД на качественные и количественные характеристики тонкостенных стальных втулок и параметры технологического процесса

4.2.7 Исследование износостойкости тонкостенных стальных втулок обработанных ОЭМД

4.3 Результаты экспериментальных исследований объемного электромеханического дорнования тонкостенных бронзовых

втулок

4.3.1 Результаты рентгеноструктурного анализа

4.3.2 Результаты исследования шероховатости тонкостенных бронзовых втулок

4.3.3 Влияние режимов ОЭМД и микрогеометрии контактируемых поверхностей на качество прессового соединения «тонкостенная бронзовая втулка - обойма»

4.3.4 Сравнительные исследования износостойкости тонкостенных бронзовых втулок

4.3.5 Сравнительные стендовые испытания тонкостенных бронзовых втулок

4.4 Результаты исследований избирательной электромеханической закалки отверстий железоуглеродистых сплавов

4.4.1 Результаты исследования физико-механических свойств поверхностного слоя

4.4.2 Влияние режимов избирательной электромеханической закалки на глубину упрочненного слоя

4.4.3 Результаты исследования шероховатости отверстия после избирательной электромеханической закалки

4.4.4 Исследование износостойкости

4.4.5 Сравнительные стендовые испытания

4.6 Результаты эксплуатационных испытаний

4.7 Выводы

5. РАЗРАБОТКА ПРАКТИЧЕСКИХ РЕКОМЕНДАЦИЙ

5.1 Общие правила выполнения процессов электромеханической обработки отверстий деталей гладких цилиндрических соединений

5.2 Рекомендации по выбору инструмента

5.3 Обеспечение точности при ЭМО отверстий деталей полосовым высокотемпературным источником

5.4 Разработка технологий повышения долговечности гладких цилиндрических соединений применением процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником

5.5 Результаты использования процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником

5.6 Экономическая эффективность от внедрения разработанных технологий

5.7 Выводы

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

РЕКОМЕНДАЦИИ ПРОИЗВОДСТВУ

ПЕРСПЕКТИВЫ ДАЛЬНЕЙШЕЙ РАЗРАБОТКИ ТЕМЫ

ЛИТЕРАТУРА

ПРИЛОЖЕНИЯ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение долговечности гладких цилиндрических соединений при их восстановлении электромеханической обработкой»

ВВЕДЕНИЕ

В условиях старения и изнашивания машинно-тракторного парка, многократного удорожания машин, запасных частей и нехватки финансовых средств, техническое оснащение сельскохозяйственного производства должно решаться за счет разработки новых и совершенствования существующих технологических процессов ремонта.

В сельскохозяйственной технике широко применяются гладкие цилиндрические соединения. В процессе эксплуатации машин, более 85% теряют свою работоспособность не из-за поломок, а вследствие изнашивания их рабочих поверхностей. Для повышения их долговечности необходимо формировать высокие эксплуатационные свойства на исполнительных поверхностях. При этом для наружных поверхностей такие технологии разработаны в большом объеме, а для внутренних упрочняющих технологий, обеспечивающих длительную безотказную работу соединений, разработано недостаточно. Особенно проблематична упрочняющая обработка отверстий деталей диаметром менее 40 мм, доля которых составляет около 60 % от общего объема.

Эффективным способом повышения износостойкости исполнительных поверхностей отверстий деталей, в том числе и для условий малооснащенных ремонтных предприятий, следует признать электромеханическую обработку (ЭМО). Однако малоизученным направлением является ЭМО отверстий деталей диаметром до 40 мм, что объясняется конструктивными особенностями инструментальной оснастки, применяемой при традиционных процессах ЭМО.

Таким образом, актуальность данных исследований заключается в разработке технологических процессов ЭМО, позволяющих с высокой эффективностью повышать долговечность таких соединений в процессе их восстановления и упрочнения.

Цель работы. Теоретически и экспериментально обосновать повышение долговечности гладких цилиндрических соединений электромеханической обработкой отверстий деталей.

Объект исследований - технологические процессы ЭМО отверстий деталей гладких цилиндрических соединений техники сельскохозяйственного назначения.

Предмет исследований - количественные показатели эксплуатационных свойств поверхностей отверстий, сформированных применением разработанных процессов ЭМО.

Научная новизна. Научную новизну работы составляют:

- теоретические уравнения и модели, характеризующие степень влияния режимов ПЭМД, ОЭМД и ИЭМЗ на распределение температурных полей в деталь и инструмент от полосового высокотемпературного источника;

- модели, характеризующие степень влияния режимов ПЭМД и ОЭМД на напряженно-деформированное состояние (НДС) изделий при интенсивных теплосиловых нагрузках;

- закономерности влияния технологических параметров разработанных процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником отверстий деталей гладких цилиндрических соединений на структуру, фазовый состав, механические и эксплуатационные свойства исполнительных поверхностей и долговечность соединений.

Теоретическая и практическая значимость работы. Обобщена и развита теория тепловых процессов, протекающих в объеме материала при воздействии движущегося полосового высокотемпературного источника. Полученные теоретические и экспериментальные зависимости позволяют определить рациональные параметры и режимы ЭМО полосовым высокотемпературным источником отверстий деталей гладких цилиндрических соединений.

Разработаны технологические процессы ЭМО отверстий деталей полосовым высокотемпературным источником, а также оборудование, инструмент, оснастка для реализации данных процессов, применение которых позволяет повысить долговечность гладких цилиндрических соединений.

Определены технологические режимы процессов ЭМО отверстий деталей из различных материалов полосовым высокотемпературным источником, гарантирующие необходимое качество по условиям эксплуатации обработанных поверхностей и качество прессового соединения типа «тонкостенная втулка - корпус».

Разработанные технологии восстановления гладких цилиндрических соединений с применением процессов ПЭМД, ОЭМД и ИЭМЗ позволяют увеличить срок их службы на 20 ... 63 % в сравнении с аналогичными базовыми соединениями.

Расчётная экономическая эффективность от внедрения разработанных технологий при программе ремонта 10000 шт. по каждому из изделий за счет увеличения их ресурса и снижения трудоемкости составит более 8 миллионов рублей.

Методология и методы исследования. Для решения поставленных задач применяли дифференциальное исчисление, методы математической статистики, корреляционно-регрессионного анализа. Результаты теоретических исследований и моделирования разработанных процессов подтверждены экспериментальной проверкой в лабораторных и производственных условиях. Достоверность полученных данных обеспечена применением методов математической обработки и статистического анализа результатов исследований, многофакторного анализа, лицензионных математических программных пакетов для ПЭВМ: ANSYS 14.5, COMSOL Multiphysics v5.2, «MathCAD-14», «Statistica-10» и «Microsoft Office Excel 2010».

Вклад автора в проведённое исследование. Автор - основной исполнитель данной диссертационной работы. Все диссертационные

исследования: критический обзор условий эксплуатации и причин потери работоспособности гладких цилиндрических соединений

сельскохозяйственной техники, а также способов повышения их долговечности, постановка проблемы, формулировка научной гипотезы, цели и задач исследований, разработка процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником отверстий, теоретическое обоснование повышения долговечности гладких цилиндрических соединений применением процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником, разработка опытных установок и инструмента для осуществления процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником отверстий деталей гладких цилиндрических соединений, экспериментальное подтверждение теоретических предпосылок и выявление рациональных технологических режимов разработанных процессов ЭМО, внедрение разработанных технологий в производство, а также определение экономической эффективности использования разработанных процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником, выполнены лично автором при его непосредственном участии.

Положения, выносимые на защиту:

- разработанная классификация и новые способы обработки отверстий деталей гладких цилиндрических соединений на основе ЭМО, а также оборудование и инструмент для их осуществления, защищенные патентами Российской Федерации;

- модели распределения температурных полей от полосового высокотемпературного источника и НДС деталей при осуществлении процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником;

- методики и стенды для экспериментального исследования долговечности гладких цилиндрических соединений;

- результаты лабораторных исследований, стендовых и эксплуатационных испытаний;

- практические рекомендации по применению разработанных технологий в ремонтном производстве и их технико-экономическая оценка.

Реализация результатов исследований. Разработанные технологические процессы с применением ПЭМД, ОЭМД и ИЭМЗ приняты к внедрению в ОАО «Ульяновский автомобильный завод», ОАО «Ульяновский моторный завод», ОАО «Автодеталь-Сервис», ООО «Ульяновскавтодор», ООО «Симбирскремснаб», ОАО «УТЁС», Ульяновский филиал ООО «Татнефть-АЗС Центр» (г. Ульяновск), ОАО «Мелекесскремтехпред» (Ульяновская обл., г. Димитровград), ОАО «Мехэнергосервис», ООО ПФ «Инзенский ДОЗ» (Ульяновская обл., г. Инза), ЗАО «Старомайнский завод механических изделий», ОАО «Пластик» (Самарская обл., г. Сызрань).

Степень достоверности и апробация результатов работы. Основные положения диссертационной работы доложены на: НПК, в том числе международных, проводимых в ФГБОУ ВО «Ульяновская ГСХА» в 2007 ... 2016 гг.; Международной НПК, посвященной 60-летию Победы в Великой Отечественной войне «Актуальные проблемы развития АПК», Волгоград, 19-21 апреля, 2005 г.; международной НТК, посвященной 30-летию Орловского государственного аграрного университета «Механизация интенсивных технологий в АПК», Орел, 17-20 октября 2005 г.; IX международной НПК «Современные технологии в машиностроении», Пенза, 28-29 декабря 2005 г.; II Российском форуме «Российским инновациям - российский капитал», Саранск, 9-10 июня 2009 г.; Международной НПК «Научное обеспечение агропромышленного производства». Курск, 2010 г.; Международной НПК «Разработка и внедрение ресурсо- и энергосберегающих технологий и устройств», Пенза, 2010 г.; L международной НТК «Достижения науки -агропромышленному производству». Челябинск, 2011 г.; Международной НПК «Техника и технологии: пути инновационного развития Юго-Западного Государственного университета, Курск, 2011 г.; VII Международной конференции «Актуальные вопросы современной техники и технологии»:

Липецк, 2012 г.; II Международной НПК «Современные инновации в науке и технике», Курск, 2012 г.; Международной НПК «Решение проблем развития предприятий: роль научных исследований», Краснодар, 2012 г.; Международной НПК «Стратегия инновационного развития агропромышленного комплекса», Курган, 2013 г.; Международном научно-техническом семинаре имени В.В. Михайлова «Проблемы экономичности и эксплуатации автотракторной техники», Саратов, 2013 г.; Международной НПК «Совершенствование конструкции, эксплуатации, и технического сервиса автотракторной и сельскохозяйственной техники», Уфа, 2013 г.; XIII Международной НПК «Тенденции сельскохозяйственного производства в современной России», Кемерово, 2014 г.; Международной научно-практической конференции, посвященной дню Российской науки, «Образование, наука, практика: инновационный аспект», Пензенская ГСХА, 2015 г.

Публикации. По основным положениям диссертационной работы опубликовано 109 печатных работ, в том числе 46 патентов РФ на изобретения и полезные модели, монография объёмом 11,4 п.л., 31 статья опубликована в перечне изданий, рекомендованных ВАК РФ, два зарегистрированных отчета о научно-исследовательских работах. Общий объем опубликованных работ составляет 65,9 п.л., из них 50,7 п.л. принадлежит соискателю.

Структура и объём диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти разделов, общих выводов, списка литературы (316 наименований) и приложений. Основное содержание работы изложено на 363 страницах, включая 220 рисунков и 33 таблицы.

1 СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1 Анализ условий эксплуатации и методов повышения долговечности гладких цилиндрических подвижных соединений

1.1.1 Обзор и анализ износов и условий эксплуатации гладких цилиндрических подвижных соединений

Эффективность использования и качество функционирования машин определяются уровнем их работоспособности и надежности.

Срок службы основных видов машин, механизмов и оборудования до капитального ремонта во многом зависит от износостойкости деталей их узлов трения [36, 44, 100, 103]. Как известно, большая часть деталей (80...85%) выходит из строя вследствие их интенсивного изнашивания, при этом большинство деталей ремонтируемых машин выбраковывается вследствие незначительного износа рабочих поверхностей, составляющего не более 1 % исходной массы деталей [44, 65, 211]. Из-за низкой долговечности деталей возникает экономически неоправданно высокий уровень расхода материальных и трудовых ресурсов. На рисунке 1.1 представлено процентное соотношение износов в зависимости от вида поверхности деталей машин.

Шлицевые поверхности Профильные фасонные поверхности Плоские поверхности Конические поверхности Поверхности зубьев шестерен Пазы, канавки, лыски Резьбовые поверхности Цилиндрические поверхности

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60%

Рисунок 1.1 - Диаграмма распределения износов деталей машин

Как видно из диаграммы, основная доля износа приходится на гладкие цилиндрические подвижные соединения, поэтому необходимо обеспечить износостойкость именно этих поверхностей. Основные конструктивные схемы данной группы соединений приведены на рисунке 1.2.

Рисунок 1.2 - Конструктивные схемы гладких цилиндрических подвижных соединений

Необходимо учитывать, что интенсивность изнашивания соединений чаще всего определяется структурой, физико-механическими и геометрическими характеристиками материалов деталей (твердость, шероховатость и т.д.), условиями работы соединения (наличие смазки, температура, воздействие абразива, давление, скорость относительного перемещения трущихся деталей), конструктивными особенностями соединения (шарнир, подшипник скольжения, направляющая; - наличие уплотнения, открытое сопряжение). С целью повышения долговечности гладких цилиндрических подвижных соединений необходимо добиваться улучшения качества поверхностей сопрягаемых деталей за счет использования упрочняющих технологий. Большой вклад в развитие технологий восстановления и упрочнения деталей и соединений сельскохозяйственной техники внесли: Б.М. Аскинази, К.А. Ачкасов,

A.Н. Батищев, В.П. Багмутов, Ф.Х. Бурумкулов, М.Н. Ерохин, В.М. Кряжков,

B.В. Курчаткин, П.П. Лезин, Е.А. Лисунов, В.П. Лялякин, С.С Некрасов,

A.В. Поляченко, Е.А. Пучин, В.В. Стрельцов, И.Е. Ульман, В.И. Цыпцын,

B.И. Черноиванов, В.А. Шадричев и другие ученые.

Для назначения упрочнения, обеспечивающего повышение долговечности и надежности деталей гладких цилиндрических соединений, необходимы сведения об условиях работы, характере изнашивания поверхностей сопрягаемых деталей, материале деталей. Это важно для назначения режимов поверхностного упрочнения деталей. Преобладающими среди всего объема деталей гладких цилиндрических подвижных соединений автотракторной техники являются стальные и чугунные детали.

В связи с этим был проведен анализ железоуглеродистых деталей гладких цилиндрических подвижных соединений по следующим характеристикам: содержание углерода, величина предельно допустимого

износа. При этом выбирались детали, выбраковка которых производилась в связи с износом внутреннего диаметра.

Как видно из рисунка 1.3 наибольшее распространение имеют втулки и корпусные детали гладких цилиндрических подвижных соединений из сталей с содержанием углерода до 0,5 %. Это цементируемые стали 10, 20 и 25, качественные стали 40, 45, 40Х. Доля втулок и корпусных деталей из этих сталей превышает 60 % от исследованных. Гораздо реже других применяются железоуглеродистые сплавы с содержанием углерода 0,5 -1,0%. Около 10 % составляют детали с содержанием углерода 1 - 2 %, основную часть этой группы составляют втулки из железографитовых порошков. Значительную часть в гладких цилиндрических подвижных соединениях (более 20 %) составляют втулки и корпусные детали из чугунов и высокоуглеродистых порошковых материалов.

Рисунок 1.3 - Распределение железоуглеродистых втулок и корпусных деталей гладких цилиндрических подвижных соединений по содержанию углерода

Размерный анализ деталей показал, что около 40 % втулок имеют внутренний диаметр в интервале 30 мм, более 30 % втулок имеют внутренний диаметр в пределах 20 мм.

Особый интерес представляют данные о величине предельно допустимых износов (рисунок 1.4). Предельно допустимые износы свыше 70 % всех исследованных отверстий деталей гладких цилиндрических подвижных соединений составляют до 0,5 мм. Это обстоятельство делает правомерным применение поверхностных методов упрочнения с целью повышения долговечности значительной номенклатуры деталей с отверстиями.

ОД 0Г3 0.7 0,9 I,

Рисунок 1.4 - Распределение по величине износов отверстий деталей из железоуглеродистых сплавов

Согласно [101, 102, 110] износостойкость и долговечность соединений резко возрастает с повышением твердости одной или обеих трущихся деталей. В этом случае для изготовления деталей рекомендуется применять закаленные стали, отбеленные чугуны. Экономически невыгодно добиваться повышения твердости всей детали - бывает достаточным упрочнение исполнительной поверхности на глубину предельного износа данной детали. Большинство соединений поступают на сборку после термической или химико-термической обработок (таблица 1.1). Упрочнение отверстий данными способами являются длительным многооперационным процессом, включающим в себя предварительную механическую обработку,

объемную закалку и последующую лезвийную и/или абразивную чистовые операции, так как при длительном высокотемпературном нагреве детали (особенно тонкостенных втулок) имеет место коробление исполнительных поверхностей.

Таблица 1.1 - Стали и виды упрочняющей обработки, используемые для изготовления цапф шарнирных соединений [258]

Марка стали Вид упрочняющей обработки В % от общего количества

Сталь 20 цементация, закалка ТВЧ 10 %

Сталь 35 закалка ТВЧ 10 %

Сталь 45 закалка ТВЧ 10 %

Сталь 40Х закалка ТВЧ 70 %

Исследованию работоспособности трущихся соединений посвящены работы [25, 33, 36, 40, 44, 65, 93, 100, 102,103 и др.], в некоторых из них приводятся классификации изнашивающихся и восстанавливаемых сопряжений. Для большинства подвижных соединений определены и имеются в справочной литературе величины предельно допустимых зазоров, регламентированы допустимые износы каждой из трущихся деталей сопряжения, согласно которым в процессе дефектации принимается решение о годности детали для дальнейшей эксплуатации, о необходимости замены ее новой деталью.

Большую долю гладких цилиндрических подвижных соединений автотракторной техники составляют подшипники скольжения.

В зависимости от вида смазки в соединении коэффициент трения изменяется в интервале от 0,2 (трение без смазки) до 0,001 (жидкостное трение) и ниже (трение с газовой смазкой). Частота вращения вала

изменяется от близкой к нулю до 600 тыс. об/мин и более, а температура эксплуатации - от -60 °С до 450 °С. Давление на контактной площадке может достигать 100 МПа.

В процессе эксплуатации опор скольжения постоянно изменяется зазор, размеры и кривизна контактной площадки, давление и его распределение по дуге контакта, возрастают вибрации и динамические нагрузки. При этом изменяется температурный режим работы пары трения. Перечисленные факторы являются причиной не только колебаний интенсивности изнашивания подшипника и вала в начале и конце эксплуатации, но и перехода от одного ведущего вида изнашивания к другому. Наибольшие значения износа сопрягаемых деталей наблюдаются в период их приработки, после превышения допустимого зазора (выше 0,001 -0,01 диаметра вала), а также в периоды пуска и остановки. Среднее значение скорости изнашивания зависит от режимов и условий нагружения, материалов сопрягаемых тел, а также вида смазки.

Наряду с железоуглеродистыми сплавами широкое распространение в технике также нашли подшипники скольжения с мягкими вкладышами. Работают они преимущественно в условиях граничной смазки. Даже подшипники скольжения, предназначенные для работы в режиме жидкостного трения, во время пуска и остановки машины работают в условиях ограниченной смазки. В связи с этим изнашивание подшипников скольжения, работающих в условиях внешнего трения, зависит и от совместимости контактирующих материалов.

Широкое применение в подшипниках скольжения, кроме железоуглеродистых материалов, имеют оловянно-свинцовистые бронзы. Из Бр ОЦС5-5-5 в основном изготавливают цельные втулки, а для свернутых -преимущественно используется Бр ОЦС4-4-2,5 [30]. Данные бронзы обладают более высокими механическими характеристиками, в том числе

твердостью, чем баббиты.

Однако поверхности всех реальных подшипниковых материалов покрыты пленками сложного состава и взаимодействие между валом и вкладышем происходит через пленки, покрывающие их поверхности. Изменяя состав пленок, применяя дополнительные технологические операции, можно управлять процессом трения и изнашивания.

Процесс деформирования отдельных, наиболее нагруженных, участков должен проходить только в поверхностных слоях, не вовлекая в деформацию нижерасположенные слои. Облегчённая деформация поверхности с низким значением коэффициента трения достигается в следующих случаях:

- нанесение тонких поверхностных плёнок мягких металлов, полимерных покрытий или твёрдых смазок;

- образование тонких мягких плёнок в процессе контактирования поверхностей вследствие эффекта схватывания с мягкой структурной составляющей сплава или резкого разупрочнения поверхностных слоёв, а также в результате эффекта избирательного переноса;

- размягчение отдельных контактных участков поверхностей вследствие высокого уровня нагрева, создающегося на участках с пониженной теплопроводностью.

Наличие мягких составляющих на поверхности трения значительно снижает время приработки и формирование равновесной шероховатости, которая и определяет долговечность узла трения, несмотря на меняющиеся характеристики процесса трения.

Основным преимуществом мягких материалов по сравнению с другими антифрикционными материалами является возможность их применения при высоких нагрузках, а также при криогенных (-200 °С) и высоких температурах (до 1000 °С), слабая зависимость коэффициента трения от условий нагружения, отсутствие газовыделения. Кроме того,

покрытия из мягких металлов обладают, как правило, хорошей адгезией к матричному металлу, высокой износостойкостью, тепло- и электропроводностью. Они обеспечивают возможность получения покрытий с плавным увеличением сопротивления сдвигу.

При выборе элементов трущейся пары подшипника скольжения необходимо, прежде всего, учитывать, при каком режиме трения будут эксплуатироваться подшипники скольжения, установить преимущественные виды повреждений [30].

На рисунке 1.5 представлены наиболее характерные виды повреждений подшипников скольжения в зависимости от режима трения.

Рисунок 1.5 - Виды повреждений подшипников скольжения в зависимости от режима трения

Основными методами повышения долговечности подшипников скольжения являются:

- правильный выбор материала втулки, учитывающий его триботехнические и механические характеристики, сопротивление усталости, температурную стойкость, совместимость материалов вала и втулки и т.д.;

- запрессовка втулки с оптимальным натягом в корпус, приводящая к возникновению сжимающих напряжений в ее поверхностном слое, увеличению площади контакта и уменьшению растягивающих контактных напряжений, вызывающих усталостное изнашивание материала;

- изготовление тонкостенной втулки, что обеспечивает лучший теплоотвод, уменьшает температурные напряжения;

- более точная установка подшипников в корпусе машины, снижение ударных нагрузок;

- исключение зазора между корпусом и втулкой, наличие которого вызывает изгиб втулки и возникновение в ее объеме дополнительных напряжений;

- обеспечение надежной фиксации втулки или вкладышей в корпусе подшипника, исключающей их проворачивание и осевое перемещение;

- защита от попадания в зону трения подшипника абразивных частиц, влаги и химически активных веществ;

- приработка и достижение шероховатости поверхностей трения сопрягаемых деталей, близкой к равновесной;

- нанесение на рабочие поверхности сопрягаемых деталей антифрикционных износостойких покрытий;

- правильный выбор смазочного материала и оптимального способа его подачи в зону трения и т.д.

1.1.2 Анализ условий эксплуатации деталей с гладкими цилиндрическими отверстиями, испытывающих односторонний или двусторонний симметричный износ

В зависимости от конструктивных особенностей машин, их назначения и выполняемых операций характер взаимодействия гладких цилиндрических подвижных соединений может быть обусловлен неравномерностью распределения нагрузок на рабочие поверхности деталей.

Так, в гладких цилиндрических подвижных соединениях, отверстие может выполнять роль опоры для вала (см. рисунок. 1.6 а), в этом случае отверстие в детали неподвижно, а вал вращается в отверстии, например вал вращается в отверстии корпуса гидробака тракторов Т - 25А, Т - 40 или МТЗ - 80 (рисунок 1.7). Также и вал, установленный в отверстии, может служить для данной детали опорой (см. рисунок. 1.6 б) при этом вал неподвижен, а деталь с отверстием, опирающимся на вал, вращается относительно последнего, например, коромысло клапана вращается на цапфе [129, 130, 279, 280].

а б

Рисунок 1.6 - Схемы контактного взаимодействия деталей гладких цилиндрических подвижных соединений: а - опорное отверстие и подвижный вал; б - опорный вал и деталь с отверстием, опирающаяся на вал

Особенно неблагоприятно на работу деталей с отверстиями, служащими опорами для вала сказываются, неравномерность распределения контактного давления и скорости скольжения, многократные смещения и проскальзывания сопрягаемых поверхностей друг относительно друга, циклический характер приложения нагрузки, что приводит к дополнительным пластическим деформациям и изменению геометрии профиля, контактному, усталостному разрушению неровностей последнего, а в некоторых случаях - к возникновению микрорезания. Все это вызывает достаточно быструю потерю работоспособности пары трения в целом.

ОI юр нос отверстие Опорное отверстие Втулка полурамы

»ала гидроцмлинда трактора МТЗ - 80

Гидробак трактора Т -130 Рисунок 1.7 - Примеры износа опорных отверстий деталей сельскохозяйственной техники

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Морозов Александр Викторович, 2018 год

ч / /

\ \о1 \»2 \ ,

-1

Рисунок 2.9 - Схема для расчета пятна контакта сферического инструмента с обрабатываемой поверхностью

Площадь боковой поверхности 82

^ = 2пЯу]82 (2Я -82). (2.28)

Полная площадь пятна контакта равна

. = ^ + ^ = 2пЯ ^81 (2Я -81) +8(2Я - 82)). (2.29)

Из полученного уравнения (2.29) следует, что основным параметром, влияющим на площадь контакта сферического инструмента с обрабатываемой поверхностью, является радиус или диаметр сферы.

2.5 Напряженно-деформированное состояние тонкостенных втулок в прессовых соединениях полученных ОЭМД

При разработке технологического процесса ОЭМД для прессовых соединений и назначения рациональных режимов обработки: усилие и натяг ОЭМД, геометрию деформирующего инструмента, точность и качество прессовых соединений типа «тонкостенная втулка - корпус», исследовалось их

НДС. При анализе НДС, возникающего в сопрягаемых деталях прессового соединения полученного ОЭМД, на основании ранее выполненных работ [22, 83, 97, 215, 218, 219, 271] приняты следующие допущения:

- в качестве расчетной схемы при ОЭМД принимается модель прессового соединения, представляющая собой цельную толстостенную трубу, подвергнутую внутреннему давлению. В ней можно выделить две зоны: внутренняя - с размерами, равными размерам втулки, находящаяся в упругопластическом состоянии, и наружная - равная размерам корпуса, находящаяся в упругом состоянии;

- принимается, что условия деформирования бесконечно малого кольцевого элемента втулки в зоне наибольшего диаметра дорна аналогичны условиям, возникающим при деформации втулки, нагруженной одновременно действующими и равномерно распределенными по поверхности внутренним и наружным давлениями;

- в зоне деформирования при достаточном удалении от краев кольцевые сечения деталей прессового соединения остаются плоскими, то есть все цилиндрические слои соединения претерпевают одинаковые полную и остаточную относительную деформации. На этом основании принимается, что главные компоненты деформации и напряжений совпадают с направлением осей координат [154];

- в связи с тем, что главные компоненты напряжений по направлению совпадают с главными компонентами деформаций, считаем процесс ОЭМД отверстий прессовых соединений монотонным, для которого допустимо использование зависимостей, полученных на основе применения теорий малых упругопластических деформаций [154];

- в соответствии с законом постоянства объема, объемы металла сопрягаемых деталей после ОЭМД не изменяются;

- из теории наибольших касательных напряжений условие пластичности принимает вид:

е

(2.30)

где - тангенциальное напряжение; ог - радиальное напряжение; ое - предел упругости материала рассматриваемой детали;

- принимается о2 = 0, то есть растягивающие осевые силы отсутствуют, и взаимных осевых перемещений сопрягаемых деталей не происходит;

-втулка и корпус, входящие в состав прессового соединения, передают друг другу только нормальные давления, то есть находятся в условиях деформирования, соответствующих задаче Ламе-Гадолина.

НДС прессового соединения под действием внутреннего давления может быть охарактеризовано одним из трех состояний: упругим, упругопластическим и пластическим. При определении НДС прессовых соединений типа «тонкостенная втулка - корпус», подвергнутого ОЭМД, принята расчетная схема, используемая при автофретировании. В соответствии с этой схемой несущую способность цилиндра повышают путем его нагружения внутренним давлением, добиваясь упругопластического состояния. Материал цилиндра в этом случае достигает предела упругости при давлении [154, 218]:

где <Уео - предел упругости материала цилиндра при внутреннем давлении; Г0, г - внутренний и наружный радиусы цилиндра.

При давлении меньше рв в стенке цилиндра возникают лишь упругие

деформации, исчезающие со снятием давления. При повышении давления на внутренней поверхности возникают пластические деформации, в остальной части - остаются упругие, что соответствует упругопластическому состоянию. В последующем при увеличении давления рв зона упругих деформаций полностью исчезнет, и перейдет в пластическое состояние, характеризующееся наличием пластических деформаций по всей толщине

(2.31)

стенки. Без учета наклепа, такое состояние достигается при внутреннем давлении рв равном [154, 215]:

р = < • 1п-

г в ео

(2.32)

При дальнейшем повышении давления в стенке образуются трещины, и происходит разрушение цилиндра.

При упругопластическом и пластическом НДС, возникающих в цилиндре под действием внутреннего давления, в соответствии с теорией максимальных касательных напряжений возможно условие [60, 154]:

то есть при замене предела упругости ае в выражении (2.30) пределом текучести материалов аТ точность расчетов существенно не снизится.

Упругопластическое НДС металла характеризуется наличием в стенке цилиндра двух зон: зоны с пластической и упругой деформациями в части стенки цилиндра от радиуса г0 до некоторого радиуса р и зоны с упругой деформацией в остальной части стенки цилиндра от радиуса р до радиуса г [154] (рисунок 2.10, а).

а) б)

Рисунок 2.10 - Цилиндр, нагруженный внутренним (а), внутренним и

наружным давлениями одновременно (б)

г

г

0

При дальнейшем увеличении давления в цилиндре зона с пластической и упругой деформациями будет увеличиваться, а зона только с упругой деформацией - уменьшаться. При некоторой величине давления рв зона пластических и упругих деформаций достигнет наружной поверхности цилиндра (р = г), а зона только упругих деформаций исчезнет совсем, что будет соответствовать началу пластического НДС, характеризующегося наличием пластических деформаций по всей толщине стенки цилиндра [154].

Пластически деформированные верхние слои металла стенки цилиндра, лежащие вблизи внутренней поверхности, под действием внутреннего давления рв останутся деформированными, и по прекращении давления будут препятствовать возврату последующих слоев в их первоначальное положение. Верхние слои удерживают последующие растянутыми, тогда как сами сжимаются ими, то есть после снятия внутреннего давления рв в наружных слоях цилиндра сохраняются тангенциальные упругие растягивающие напряжения, а в последующих слоях возникают напряжения сжатия. Поэтому цилиндр, находящийся в упругопластическом напряженно-деформированном состоянии, можно рассматривать как тело, состоящее из двух условных цилиндров 1 и 2 (рисунок 2.10, а), когда цилиндр 2 находится в режиме упругой деформации, а цилиндр 1 - в режиме пластической деформации. Поэтому на эти условные цилиндры можно распространить все характерные закономерности присущие этим режимам.

Близким аналогом к составному цилиндру по своему характеру распределения напряжений в режиме упругопластической деформации является цилиндр, подвергнутый внутреннему рв и наружному рн давлениям (рисунок 2.10, б). Здесь также можно выделить зоны с пластическими деформациями от

радиуса г0 до радиуса р2 и от радиуса р1 до радиуса г, и с упругими - от радиуса р2 до радиуса р1.

В этом случае давление SX в произвольно выбранной точке стенки

цилиндра, подвергнутого одновременно внутреннему и наружному давлениям,

можно представить суммой давлений: наружного рн и того давления рх,

которое было бы в этом месте, если бы наружное давление отсутствовало [218], то есть:

^х = Рн + Рх (2.33)

Выражения для определения напряжений в цилиндре, подвергнутом одновременно внутреннему и наружному давлениям, для удобства вычисления, представляются в зависимости от его радиусов [154, 60]:

_ = Рв • г02 - Рн •г 2 -

г 2 2 /

г - г0 г

< =

Рв • г02 - Рн •г2 г02 •г

( 2 2 / г - г0 г

г \

Рв - Рн

2 2

V г - г0 У

С \

Рв - Рн

2 2

V г - г0 У

(2.34)

(2.35)

где г0, г - внутренний и наружный радиусы цилиндра; г - радиус цилиндра, в котором определяется соответствующее напряжение.

Рассматривая составной цилиндр (рисунок 2.11), состоящий из двух цилиндров, вставленный один в другой, и подвергнутый внутреннему давлению рв, получаем следующее: на внутренней и наружной поверхностях охватываемого цилиндра образуются зоны с пластическими деформациями от г0 до р2 и г0 от до рх, а между ними зона с упругими деформациями (от рх до р2), что соответствует упругопластическому НДС цилиндра, при этом охватывающий цилиндр находится в упругом состоянии.

Рисунок 2.11 - Схема напряженно-деформированного состояния составного цилиндра при действии внутреннего давления рв

Пользуясь тем, что было сказано для цилиндра, подвергнутого внутреннему ре и наружному давлениям рН , при рН = р и ре = Роэмд , можно представить для прессового соединения, в месте стыка втулки и корпуса, суммарное контактное давление рст как сумму величин давлений от

запрессовки р и ОЭМД Роэмд [60]:

Рст = Р + Роэмд (2.36)

Таким образом, процесс автофретирования внутренним давлением цилиндров можно использовать не только для повышения их несущей способности, но и для создания и увеличения прочности прессовых соединений.

При ОЭМД прессового соединения, материал втулки достигает упругопластического состояния, при этом возрастает его сопротивление деформированию, кроме того, увеличиваются контактные давления в зоне стыка втулки и корпуса, материал корпуса при этом находится в упругом состоянии. При дальнейшем увеличении натяга ОЭМД, то есть повышении внутреннего давления, эффективного увеличения контактных давлений в зоне стыка втулки и корпуса практически не происходит. Эпюры распределения

напряжений в прессовом соединении при действии внутреннего давления Роэмд представлены на рисунке 2.12 [63].

Рисунок 2.12 - Эпюры распределения напряжений в прессовом соединении при действии внутреннего давления Роэмд

При ОЭМД втулки в корпусе возможные тангенциальные напряжения от предварительной установки втулки с натягом продольным методом сборки

уст

<2 , которые складываются с тангенциальными напряжениями от ОЭМД

<оэмд

< 2 , что в итоге составляет:

< 2 = <<2™ +<2МД (2.37)

При установке в корпус втулки возможно появление отрицательных

уст

(сжимающих) тангенциальных напряжения < , а при ОЭМД - по-

<ОЭМД

ложительные . Поэтому суммарные окружные напряжения втулки

определяются выражением:

< =<ОЭмД + иа иа ^

(2.38)

При установке с последующим ОЭМД радиальные напряжения <г во

втулке и корпусе будут отрицательными. В зоне стыка сопрягаемых поверхностей эти напряжения имеют максимальные значения, равные

контактным давлениям от установки и ОЭМД. Поэтому суммарная величина радиальных напряжении от запрессовки <густ и от ОЭМД <гоэМд в зоне стыка определяется по формуле:

< =

уст -< + оэмд -<

г г

= р + Роэмд (2.39)

где р - начальные давления от предварительной установки втулки в корпус; рОЭМд - контактные давления от ОЭМД.

На внутренней поверхности втулки радиальные напряжения будут равны:

<1

оэмд

г1

: Роэмд (240)

а на наружной поверхности корпуса радиальные напряжения будут отсутствовать, следовательно, <г 2 = 0.

В зоне упругопластического состояния материала втулки разность < и аг1 превосходит исходный предел упругости ае1 материала втулки, то есть

<1 -<г1 (2.41)

и достигает предела текучести <Т. Наибольшее значение этой разности - на внутренней поверхности втулки:

<1 -<1 = <Т1 (2.42)

Зона стыка втулки и корпуса является границей раздела зон с упругими (в корпусе) и упругопластическими (во втулке) деформациями. Поэтому для внутренней поверхности корпуса справедливо равенство:

<2 -<г2 = <е2 (2.43)

а для наружной поверхности втулки:

<1 -<1 = <т ^ (2.44)

С приближением к наружной поверхности корпуса разность < и <г уменьшается и становится меньше <Т. Тогда для наружной поверхности корпуса можно записать:

</2 -<2 ^<2 (2.45)

Наибольшая прочность прессового соединения обеспечится, если материал втулки будет находиться в упругопластическом состоянии, а материал корпуса в упругом. Для этого необходимо выполнение следующих условий:

- условие упругопластического состояния втулки

В зоне контакта тонкостенной втулки и корпуса, вследствие натяга от предварительной запрессовки втулки и внутреннего давления от обработки ОЭМД происходит увеличение контактных давлений и напряжений, поэтому натяг запрессовки должен подбираться так, чтобы обеспечивалось напряженно-деформированное состояние необходимое для получения прочного прессового соединения. Уравнение равнопрочности для прессового соединения тонкостенной втулки и корпуса, под действием внутреннего давления или в процессе обработки ОЭМД, представляется в виде [154, 288]:

где <1экв - эквивалентное напряжение на внутренней поверхности втулки; <2экв - эквивалентное напряжение на внутренней поверхности корпуса.

При рв = Роэмд и подстановке выражений (2.46) и (2.47) в выражение

(2.45) получим эквивалентные напряжения: - на внутренней поверхности втулки

(2.46)

- условие упругого состояния корпуса

(2.47)

(2.48)

<1экв =< =

Я2 + г02

2г2

п ^ г

1 = РОЭМД ■ Я 2 - 2 р •

1\ I~

' ( РОЭМД )

(2.49)

на внутренней поверхности корпуса

р • г

___ дорн 0

<2 экв = <г 2 - <г 2 = • Я 2 2 Я - г0

2

1 Я

1 + "Г

V

У

^ Я2 + г2 Рдорн • г0 + Р------

Р Я2 - г2 Я2 - г2

2

1 - Я-

V

(- Р), (2.50)

у

где Я - наружный радиус корпуса.

Если приравнять эти выражения и подставить значение контактных давлений от запрессовкир из известного выражения [83, 116, 224]:

Р = ■

Е •А

4г3

(г2 - г2 )•( Я2 - г2)

Я2 - г2

то получится выражение для определение значения предельного натяга, при котором обеспечивается условие равнопрочности, то есть при данном натяге выполняется условие, при котором втулка находится в упругопластическом состоянии, а корпус в упругом, что соответствует образованию наиболее

прочного прессового соединения, при контактном давлении Роэмд в процессе

обработки ОЭМД (для тонкостенной втулки и корпуса из одинакового материала):

А = 2 •

роэмд

Е

г • Я2 • (г2 - г02)

Я2 • (г2 - г02) + г2 • (Я2 - г2)

(2.51)

Контактное давление в любой точке деформирования заборным конусом деформирующего элемента рекомендуется рассчитывать из уравнения [103]:

<1 • (г - г0) •

Рдк =

г0

(2.52)

Контактное давление в зоне контакта шаровидного пояса дорна и внутренней поверхности тонкостенной втулки в процессе ОЭМД определяется выражением (задача Ламе - Гадолина):

/

роэмд = л гл. ,2 \ „ 1, (2.53)

^ •

1 -Мд

Ел

+

^ d2 + ^02

+ М

V

d - d,

0

У

Е

где d0- диаметр обрабатываемого отверстия тонкостенной втулки; Ед -

модуль упругости материала дорна; Мд - коэффициент Пуассона материала дорна.

В связи со значительной жесткостью материала дорна, при расчетах контактных давлений материалом дорна можно пренебречь, поэтому контактное давление на внутренней поверхности тонкостенной втулки будет равно:

/ ■ Е1

роэмд ~ '

do ■

и2 + d02

у d ^^о

+А

(2.54)

Используя известное выражение (2.55) для расчета контактного давления в соединении «тонкостенная втулка - корпус», полученного продольным методом сборки [83, 116, 154, 224] получим выражение для

расчета суммарного контактного давления £рОЭМд (2.56).

Рп.с =

Е2 Л

d ■

и2 + d02

V d2 - <

А

Е,

Е1

+

2 + d02

-о + А

В2 - d02 2

(2.55)

£ Р<

Е2 ■А,

оэмд

d ■

и2+d02 Л d2 - d2 м

V о У

Е,

Е1

+

г В2 + d02 2 °2 + ^2

В2 -

0

+

/ ■ Е,

do ■

^2+d02 л V о У

, (2.56)

Уравнение (2.54) правомерно использовать для расчета контактного давления на внутреннюю поверхность тонкостенной втулки после ОЭМД, если втулка предварительно была установлена в корпус с зазором, т.е. при поперечном методе сборки.

Уравнение (2.56) рационально использовать для расчета контактного давления на внутреннюю поверхность особотонкостенных втулок

(1< <1,1) или свернутых втулок, которые с целью исключения надрывов и не смыкания стыка необходимо запрессовывать в корпус продольным методом, с последующим ОЭМД для обеспечения качества соединения.

2.6 Расчет осевых усилий возникающих при реализации процессов электромеханического дорнования

При проектировании процесса ПЭМД и ОЭМД важно знать усилие дорнования, необходимое для преодоления сопротивления металла деформированию и силы трения, возникающей в зоне контакта с рабочей поверхностью инструмента. Также требуется знать усилия дорнования для правильного выбора размеров и мощности технологического оборудования, прочностных расчетов инструмента и обрабатываемых деталей.

Выражения для определения усилия ЭМД, разновидностями которого являются ПЭМД и ОЭМД, получены на основе анализа напряжений [215, 221], действующих в поперечных сечениях, ограничивающих очаг деформирования [154].

Расчет осевого усилия при ЭМД коническим дорном

В процессе движения инструмента на поверхность отверстия действует деформирующая сила [221], равная произведению давления на проекцию контактной поверхности на плоскость, перпендикулярную к направлению деформирующей силы, определяемая из выражения[154]:

Р = П^'1^Рэмд , (2.56)

где dд - диаметр дорна по шаровому поясу; / - натяг; рэмд - контактное давление в зоне деформирования при ЭМД.

Сила трения на поверхности конуса дорна, спроецированная на направление движения инструмента, зависит от величины нормального давления и учитывается с помощью коэффициента трения. Площадь

конической контактной поверхности при небольших углах инструмента а заменяется цилиндрической [154, 215, 221]. Поэтому составляющая усилия ЭМД, зависящая от силы трения, определяется из выражения:

р _ п ■ dд'/ ■ рэмд ' /эмд (2 57)

2 2 ■ tga

где а - угол заборного конуса дорна; /эмд - коэффициент трения в зоне контакта дорна и внутренней цилиндрической поверхности в процессе ЭМД.

Составляющая усилия ЭМД, влияющая на ее повышение [221], зависит от трения на шаровом поясе и учитывается выражением:

рз _ п ■dд ■ РЭМД ■ /ЭМД ■ 1ш, (2.58) где 1ш - длина дуги шарового пояса.

Общее усилие ЭМД равно сумме найденных составляющих:

Рэмд = Р1 + Р 2 + Рз (2.59)

РэмД ^ ■ ^ ■/ЭМД dд ■ РЭМД ■ ГэмД ■ Ш (2.60)

2 2 ■ tga

После преобразования получим:

Г • ( г ^ р _ d / *3

РЭМД _ П ■ а д ' рэмд

^ +1 + /эмД ■ Ш (2.61)

<-.еа

V ^а У

Из анализа выражения (2.61) следует, что усилие при ЭМД существенно зависит от давления и трения на контактируемых поверхностях отверстия и дорна, геометрии инструмента и натяга ЭМД. С увеличением всех основных факторов в выражении (2.61), кроме угла заборного конуса, усилие ЭМД увеличивается.

Расчет осевого усилия при ЭМД шаровым дорном

Вследствие относительно небольших натягов, применяемых при ЭМД шаровым инструментом, для определения усилия можно воспользоваться упрощенной методикой расчета.

Для этого в зоне активного деформирования переменный угол заборного конуса следует привести к некоторому постоянному углу, который по условиям деформирования равнозначен шаровой форме (рисунок 2.13).

Величина этого угла может быть определена по уравнению

соБ2а

пр

d г

У - 2 2

1--.

d

(2.62)

Определив для каждого конкретного случая величину угла апр, дальнейший расчет усилия выполняется по аналогии с ЭМД коническим инструментом.

Р

ЭМД ш.и.

П • dд • рэмд

2 ( /эмд^^7-ё + 1) + /ЭМД ■ Л

(2.63)

После преобразования выражения (2.63) получим:

Р

п.d •

ЭМД ш.и. ~ ~ • ад ' РЭМД

/ЭМД (^

d • г - г2 + 2 • ЛI + г

(2.64)

Из уравнений (2.61 и 2.64) следует, что параметрами не зависящими от диаметра обрабатываемого отверстия являются: рЭМд - контактное давление в

зоне деформирования при ЭМД и /эМд - коэффициент трения в зоне контакта дорна и внутренней цилиндрической поверхности в процессе ЭМД, т.е. это те параметры которые в основном зависят от свойств обрабатываемого материала.

Как известно [22, 23, 57, 97, 105 и т.д.] с повышением температуры нагрева резко изменяются физико-механические характеристики металла и в первую очередь его предел прочности и твердость. При температуре нагрева свыше 600°С происходит резкое понижение ов, что существенным образом сказывается и на снижении контактного давления (особенно если учесть, что процессе ЭМД в зоне контакта инструмента с деталью температура может доходить до 1200 °С).

При таких высоких температурах нагрева значения предела прочности сталей различной твердости приближаются друг к другу [57, 105], а следовательно в зоне этих температур может быть достигнута, примерно, их одинаковая обрабатываемость.

По данным В.Д. Кузнецова [105], не только стали, но и различные металлы, будучи приведены к определенным тепловым состояниям, могут иметь одинаковые значения временного сопротивления.

Коэффициент трения также является одним из важных факторов, влияющих на усилие ЭМД. Он зависит от состояния контактирующих поверхностей, температуры в зоне контакта, технологической жидкости и других условий процесса.

На основании работ в области ЭМО [7, 8] коэффициент трения при ЭМД можно выразить как

_ 10,2 (£ -пшт)

1 эмд рн (2.65)

где: а - общее количество выделенного тепла локальной областью контакта инструмента с обрабатываемой поверхностью; п - коэффициент, учитывающий потери во вторичной цепи трансформатора; I - сила тока во вторичной цепи, А;

и - напряжение, В; т - время теплосилового воздействия; Р - нормальное давление при ЭМД, Н; Н - высота высокотемпературного объема, см.

Как видно из формулы (2.65) при увеличении силы тока и соответственно напряжения коэффициент трения будет уменьшаться, в результате чего уменьшится осевое усилие процесса.

Таким образом, путем регулирования режимов нагрева и тепловых состояний различных металлов можно достичь одинаковой их сопротивляемости обработке.

Последнее обстоятельство имеет большое практическое значение, что даст возможность в значительной мере повысить производительность процесса, существенно уменьшить нагрузки на технологическое оборудование и инструмент.

Металл с нагревом становится более пластичным. Это обстоятельство способствует тому, что в значительной мере уменьшаются упругие деформации поверхностного слоя при ЭМД.

2.7 Аналитические предпосылки повышения прочности прессовых соединений «тонкостенная втулка - корпус» применением ОЭМД

Прочность неподвижных сопряжений с натягом характеризуется способностью соединения противостоять разрушению под действием приложенных осевой нагрузки (усилия выпрессовывания) и крутящего момента (момента проворачивания) в течение заданного промежутка времени.

Известно [103], что критерием прочности неподвижных сопряжений с натягом является площадь опорной поверхности, коэффициент трения и удельная нагрузка:

Р= Р •/ (2.66)

в лт н ном ^ V /

S d /

ММ _ ном ст Рн 3 (2 67)

где: рн - распределенная нагрузка в стыке;

Бном - номинальная площадь контакта;

1 - коэффициент трения;

dст - диаметр стыка соединения.

Качество прессового соединения существенно зависит от метода сборки. Наиболее распространенным является метод продольной сборки, при котором фактический натяг запрессовки зависит от высоты неровностей сопрягаемых поверхностей. В процессе запрессовки методом продольной сборки выступающие микронеровности частично пластически деформируются и срезаются, что приводит к уменьшению расчетного натяга. Влияние шероховатости сопрягаемых поверхностей учитывается снижением необходимого натяга запрессовки на высоту микронеровностей [298]:

Ан = Ар - 1,2 (Я21+ В22), (2.68)

где Ан - необходимый натяг запрессовки, мкм;

Ар - расчетный натяг запрессовки, мкм;

Я21, Я22 - высота микронеровностей охватываемой и охватывающей деталей, мкм.

Образование прессового соединения ОЭМД отверстия втулки относится к методу поперечной сборки. В отличие от продольного способа сборки характер взаимодействия контактных поверхностей в данном случае принципиально иной. В процессе ОЭМД микровыступы охватывающей поверхности внедряются в сопрягаемую - более мягкую, вследствие нагрева до более высоких температур, охватываемую поверхность. В результате достигается увеличение площади контактирования сопрягаемых поверхностей и увеличивается прочность соединения. При поперечной сборке в отличие от продольной увеличение шероховатости охватывающей поверхности повышает прочность соединения, так как заполнение впадин охватывающей поверхности

более пластичным, разогретым до 700 - 800°С, металлом охватываемой поверхности втулки (рисунок 2.14) приводит к существенному повышению усилия распрессовывания и момента проворачивания. За счет объемных пластических деформаций, возникающих при ОЭМД, площадь контакта в сборочном соединении увеличивается до 60 - 70 % по сравнению с исходной благодаря заполнению неплотностей стыка смещенным металлом.

I 2 3

Рисунок 2.14 - Схема взаимодействия сопрягаемых поверхностей при ОЭМД: 1 - инструмент (дорн); 2 - тонкостенная втулка; 3 - корпус

Из описания следует, что процесс ОЭМД по сравнению с продольным прессованием втулки в обойму способствует повышению интенсивности деформаций в области контактируемых слоев охватываемой и охватывающей поверхностей, эффективному заполнению впадин и сглаживанию микронеровностей, ослаблению влияния макроискажений.

Преимущества поперечной сборки положительно сказываются при изготовлении соединений со свернутыми втулками. Поперечные микровыступы препятствуют осевому течению металла, а это способствует увеличению интенсивности его течения в тангенциальном направлении и увеличению плотности бокового стыка свернутой втулки. Практически отмечено, что свернутые втулки, подвергнутые дорнованию, имеют момент

проворачивания в среднем в 1,7 раза больше, чем изготовленные по обычной технологии, а минимальный расчетный момент проворачивания втулок при этом возрастает в 2,7 - 3,0 раза [218].

2.8 Моделирование тепловых процессов при электромеханической обработке отверстий полосовым высокотемпературным источником

2.8.1 Постановка и особенности решения задачи

При выборе метода моделирования следует учитывать не только эффективность самой математической процедуры вычисления, но и возможности самого программного продукта обеспечить должный уровень адекватности.

Сложность тепловых явлений, происходящих при воздействии высокотемпературного движущегося полосового источника на поверхность металлического материала в процессе ЭМО, обуславливается взаимодействием большого количества факторов, от которых они зависят. К таким факторам относятся: тепловыделение в результате электрофизических эффектов (выделение Джоулева тепла, эффекты Пельтье, Томсона, Зеебека, электролитические явления), тепло выделяемое в процессе трения инструмента о поверхность обрабатываемой детали, тепло выделяемое в результате деформации поверхностного слоя металла, теплообмен между инструментом и поверхностным слоем, тепловыделение в результате фазовых превращений, а также теплопередача в окружающую среду и во внутрь металла.

Для большинства материалов величина коэффициента Пельтье

2 3

находится в интервале 10-2-10-3 Дж/(А-с), а коэффициент Томсона имеет еще меньшие значения, в связи с этим при расчете мощности теплового источника этими эффектами пренебрегали.

Решение данной задачи осуществлялось наиболее распространенным в теории теплопроводности методом конечных элементов [16, 71].

Для удобства и наглядности моделирование осуществлялось в два этапа.

На первом этапе производилось моделирование тепловых процессов при ЭМО полосовым высокотемпературным источником без учета перемещения инструмента (квазистатическая модель) в среде математического моделирования COMSOL Multiphysics у5.2.

На втором этапе, моделирование осуществлялось с учетом перемещения инструмента относительно обрабатываемой поверхности (квазидинамическая модель) с использованием среды математического моделирования АШУБ 14.5.

Использование двух сред математического моделирования позволяло с большей точностью оценивать сходимость полученных результатов.

Задачу о нахождении температурного поля в некотором объеме, нагреваемом полосовым высокотемпературным источником q, движущимся по поверхности детали со скоростью и, сформулируем на основе дифференциального уравнения теплопроводности

^ )р(т) =1 £ [ гад) Л и [дет;) , Ъ е к,,,=1, II,

д? г дг ^ дг ) дг ^ дг )

где к; - пространственные области осесимметричной цилиндрической структуры; г = г (г ,ф, г), (0 <ф< 2п); Д;, с;, р1 - коэффициенты теплопроводности, удельной теплоемкости и плотности элементов структуры.

Начальное условие:

т (г, 0) = тс,

где: Тс - начальная температура, равная температуре окружающей среды, 300 К.

Для центра 1 осесимметричной структуры I (рисунок 2.15 а) справедливы следующие условия:

дт (Я г)

дг

_ 0

Т (г, г)

г _0

г_0

На рисунке 2.15 представлены расчетные схемы для формирования граничных условий моделируемого процесса.

а б

Рисунок 2.15 - Расчетные схемы: а - к граничным условиям на внешних поверхностях структуры; б - теплового воздействия от движущегося источника

Граничные условия на внешних поверхностях структуры: 5, 4 -

^аткм)а № г) - тс) _ 0,

12 -

2, 3 -

дп

К Щ111 а(Т„(I г)-Тс) _ 0^

дп

К

дТ (г, г) дп

аест (Т (г, г) - ТС) _ 0

6, 7, 8, 9 - К ^^^ + (ТП (Г, г) - Тс) _ 0,

дп

д

где--производная по направлению внешней нормали к соответствующей

дп

поверхности, авыщ = 467, авыщ = 352, авыЩ2 = 38°, = 32,8, аесЩ = 45,3, аесш6 = 86 , аест1 = 76,8, аесщ = 127 , Ост, = 234, - коэффициенты

естественного и вынужденного теплообмена с окружающей средой [87, 94], Вт/(м2 К).

В зоне контакта инструмента и детали 10, 11 с различными теплофизическими параметрами плотность теплового потока непрерывна, то есть

- щ (Д V Т ) - щ ( Д V Тп ) = q (г ),

где функция q(г) моделируется функцией нормального распределения в следующем виде

q (г) = (2,056-107) е"

\7 \ „-4,938-г2

Полученная система уравнений позволяет рассчитывать температурное поле в металлическом сплаве для любого момента времени.

Построение моделей выполнялось по реальным размерам. При создании конечноэлементной модели особое внимание было уделено разбиению области, в которой происходит непосредственное контактное взаимодействие между инструментом и обрабатываемой поверхностью отверстия, это выражается в необходимости существенного уменьшения размеров элементов сетки в области контакта инструмента с деталью.

При построении геометрической модели использовалась двухмерная идеализация рассматриваемого объекта. При этом число конечных элементов составило около 3500.

Рисунок 2.16 - Общий вид конечно-элементного разбиения зоны контакта

Вид конечных элементов и схема разбиения зоны контакта инструмента с поверхностью отверстия детали приведена на рисунке 2.16.

2.8.2 Полученные результаты

Результатом решения тепловой задачи являются: визуализация распределения полей температур, числовые значения скоростей нагрева -охлаждения в зависимости от режимов исследуемых процессов ЭМО полосовым высокотемпературным источником.

Тепловая модель процесса ПЭМД

В качестве примера рассмотрим ПЭМД отверстия образца из стали 40Х твердосплавным дорном из ВК8 при следующих режимах обработки: сила тока I = 5000 А, I = 5200 А, I = 5400 А; натяг I = 0,1 мм.

При исследовании тепловых процессов анализировалось время необходимое на достижение максимальной температуры на поверхности образца с момента действия электрического тока. И распространение температуры вглубь контактирующих объектов при квазистатической модели ПЭМД.

На рисунке 2.17 представлена динамика распространения температуры вглубь образца и инструмента в зависимости от времени воздействия теплового источника. В результате расчетов было установлено, что максимальная

температура на поверхности образца достигается приблизительно через одну секунду и при силе тока I = 5400 А составляет 1214 °С.

Распределение температур в инструмент и заготовку в зависимости от времени воздействия теплового источника представлено на рисунке 2.18.

Т, °С

1200 1

Инструмент Деталь

lOOO * У

SOO _____ / у у И И Т=1 с i* / \i / г =0.5 с

ыю i l'v/ / х=0.1 с

4ÛO \\у/

200 \ \/ *---—^

Рисунок 2.17 - Визуализация распространения температурных полей в зависимости от времени

О 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 О.ОЗЗ

Рисунок 2.18 - Распространение тепла от источника в инструмент и деталь в зависимости от времени при /=5400 A

Исследование температуры по линии контакта инструмента с поверхностью заготовки выявило, что ее максимальное значение достигается в месте контакта нижней части сферической поверхности дорна с образцом (рисунок 2.19). Это объясняется большими контактными давлениями на данном участке, что обеспечивает наилучший контакт.

Т, °С

-Я- Q у__

J100

\т=П