Повышение эффективности упрочнения цилиндрических деталей машин реверсивным выглаживанием тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Нгуен Хыу Хай

• Нгуен Хыу Хай
• кандидат наук
• 2024

Оглавление диссертации кандидат наук Нгуен Хыу Хай

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ПОВЕРХНОСТНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ДЕФОРМИРОВАНИИ. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР.

ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Цилиндрические детали, проблемы при механической

обработке, пути повышения качества

1.2 Поверхностный слой и его влияние

на эксплуатационные свойства деталей машин

1.2.1 Характеристики и пути повышения качества поверхностного слоя

1.2.2 Влияние качества поверхностного слоя

на эксплуатационные свойства деталей машин

1.3 Исследование напряженно-деформированного

состояния поверхностного слоя при ППД

1.4 Способы измельчения зеренной структуры

металла при механической обработке

1.5 Анализ кинематических схем статического поверхностного пластического деформирования и их влияние на

физико - механические свойства упроченных деталей

1.6 Выводы, постановка цели и задач исследования

ГЛАВА 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННО - ДЕФОРМАЦИОННОГО СОСТОЯНИЯ УПРОЧНЕННОГО СЛОЯ ПРИ

РЕВЕРСИВНОМ ВЫГЛАЖИВАНИИ

2.1 Кинематическая схема реверсивного выглаживания

2.2 Построение и описание конечно-элементной

модели реверсивного выглаживания

2.3 Влияние кинематики ППД на напряженно-деформированное

состояние поверхностного слоя

2.4 Влияние основных параметров реверсивного выглаживания и геометрии рабочего инструмента на

напряженно-деформированное состояние поверхностного слоя

2.4.1 Влияние основных параметров реверсивного выглаживания

2.4.2 Влияние геометрии рабочего инструмента

2.4.3 Влияние кинематики рабочего инструмента

2.4.4 Влияние физико - механических

свойств обрабатываемого материала

2.5 Внеконтактная деформация при реверсивном выглаживании

2.6 Температура в очаге деформации при реверсивном выглаживании

Выводы по главе

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ОЦЕНКА КАЧЕСТВА ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ДЕТАЛЕЙ, УПРОЧНЕННЫХ

РЕВЕРСИВНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ

3.1 Конструкция лабораторно - промышленной

установки для реверсивного выглаживания

3.2 Методика и оборудование для экспериментальных исследований

3.3 Влияние параметров реверсивного выглаживания

на шероховатость поверхностного слоя

3.4 Оценка волнистости поверхностного слоя

3.5 Определение остаточных напряжений при реверсивном выглаживании

3.6 Определение твердости и микротвердости упрочненных деталей

3.7 Определение отклонения от круглости упрочненных деталей

3.8 Анализ искажения микроструктуры упрочненного слоя

3.9 Определение температуры в зоне контакта

рабочего инструмента с заготовкой

Выводы по главе

ГЛАВА 4. СОПОСТАВЛЕНИЕ СПОСОБОВ ППД, ОЦЕНКА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК УПРОЧНЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ ДЛЯ ОТДЕЛОЧНО - УПРОЧНЯЮЩЕЙ ОБРАБОТКИ

РЕВЕРСИВНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ

4.1 Сопоставление способов ППД с разной кинематикой рабочих роликов

4.2 Оценка износостойкости упрочненных деталей

4.3 Определение коррозионной стойкости упроченных деталей

4.4 Оценка механической жесткости упрочненных деталей

4.5 Определение рациональных режимов процесса реверсивного выглаживания

4.6 Разработка технологических рекомендацией для использования

реверсивного выглаживания в производственной практике

Выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

БИБЛИГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В

ПРИЛОЖЕНИЕ Г

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение эффективности упрочнения цилиндрических деталей машин реверсивным выглаживанием»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Машиностроение является важнейшей отраслью промышленностью. Ее продукции - машины различного назначения поставляются всем отраслям промышленности, сельского хозяйства, транспорта, определяя уровень их развития. Исключительно важная роль принадлежит машиностроению в обеспечении обороноспособности государства. При открытой рыночной экономике расширение промышленного производства невозможно без решения проблем повышения качества и конкурентоспособности выпускаемых машин. Одной из важных задач при обеспечении качества машины является повышение качества поверхностного слоя и эксплуатационных свойств деталей машин.

Детали типа валов и осей применяются во многих механизмах оборудования и работают при различных видах трения и нагрузках. Они изготавливаются обычно из конструкционных среднеуглеродистых (стали 45, 40Г, 40ХН, 30ХГТ) и легированных сталей. При эксплуатации на валы действуют переменные нагрузки и температура, силы трения при наличии абразива и разнообразных внешних факторов. Под их действием валы в целом и отдельные их поверхности подвержены деформации (изгибу, скручиванию, смятию), различным видам изнашивания (усталостному, окислительному, молекулярно-механическому, коррозионно-механическому, абразивному и др.) и разрушениям.

В производственной практике повысить качество поверхностного слоя ответственных деталей машин типа валов и осей можно финишными и отделочно -упрочняющими методами обработки, в том числе поверхностным пластическим деформированием (ППД), позволяющим увеличить прочность поверхностного слоя, сгладить микронеровности, сформировать в поверхностных слоях сжимающие остаточные напряжения. Сущность процесса ППД заключается в обработке поверхностного слоя деталей деформирующим инструментом (шарики, ролики), при которой не образуется стружка, а происходит пластическое деформирование тонкого поверхностного слоя заготовки. В результате деформационной упрочня-

ющей обработки повышается усталостная прочность, износо-и коррозиестой-кость, снижаются силы трения в зоне контакта трущихся пар и др.

В связи с мероприятиями по экономии материальных ресурсов в машиностроительных отраслях стали проектировать и изготавливать детали с меньшими размерами поперечных сечений, например, цилиндры с более тонкими стенками, валы и оси с меньшими диаметральными размерами, панели с более тонкими перегородками и ряд других изделий, которые получили название нежестких деталей. Такие детали обычно являются нетехнологичными, так как при обработке возникают проблемы по сохранению их формы и размеров. Например, при механической обработке нежестких валов они легко изгибаются, что не позволяет обеспечить заданную форму и размеры деталей. При обработке таких деталей поверхностным пластическим деформированием сложно получить стабильное качество по длине обработки - это касается и твердости, и шероховатости, и остаточных напряжений. Если снизить величину радиальной нагрузки, то есть уменьшить величину радиального натяга рабочего инструмента, то не удается обеспечить заданные показатели качества поверхностного слоя деталей машин.

Техническая идея по решению указанной проблемы основана на усложнении кинематики технологического процесса, которая позволяет повысить напряженно-деформированное состояние в очаге упруго-пластической деформации без изменения радиального натяга рабочего инструмента. Исследование технологических процессов ППД, созданных на основе новой кинематики деформирующих инструментов, ведутся в Иркутском национальном исследовательском техническом университете. Выявлено, что при более сложней кинематике рабочего инструмента, при прочих равных условиях, удается повысить напряженное состояние в очаге деформации и остаточные напряжения в готовых деталях.

Не смотря на эффективность данной схемы нагружения, которая позволяет усилить напряженное состояние в очаге пластической деформации, остается ряд задач, требующих решения. К числу таких задач относятся: разработка конечно-элементной модели реверсивного выглаживания для определения напряженно-

деформированного состояния упрочненного металла в зависимости от условий нагружения, определение качества поверхностного слоя упрочненных деталей в зависимости от технологических параметров реверсивного выглаживания, оценка эксплуатационных свойств упрочненных деталей и разработка рекомендаций для внедрения предлагаемого процесса на производстве. Отсутствие такой информации является сдерживающим фактором для внедрения реверсивного выглаживания на промышленных предприятиях и определяет актуальность данной работы.

В связи с вышеизложенным актуальность темы исследования заключается в необходимости интенсификации напряженного состояния в зоне деформации без увеличения силы внешнего воздействия, и повышении качества поверхностного слоя упрочненных деталей. Для решения поставленной задачи предлагается использовать реверсивное выглаживание. Особенность данного способа заключается в новой кинематике рабочего инструмента, реализующей реверсивное круговое движение тороидального ролика.

Степень разработанности темы. Диссертационная работа основывается на результатах теоретических и экспериментальных исследований ППД, изложенных в трудах российских и зарубежных ученых: В.Ю. Блюменштейн, С.А. Букатый, В.Н. Емельянов, М.М. Жасимов, С.А. Зайдес, А.Н. Исаев, А.В. Киричек, Е.Ю. Кропоткина, В.П. Кузнецов, И.В. Кудрявцев, О.В. Мартыненко, Г.В. Мураткин, Л.Г. Одинцов, А.Е. Пашков, В.Г. Подпоркин, В.А. Прилуцкий, В.Л. Сахненко, В.М. Смелянский, В.П. Смоленцев, Д.Л. Соловьев, А.Г. Суслов, М.А. Тамаркин, Ю.Г. Шнейдер, Н.П. Щапов, Reza Teimouri, Marcin Grabowski, Sebastian Skoczypiec, Yu Liu, Dongpo Wang, Wenqian Zhang, Xuelin Wang, Liang Tan, Zheng Zhou, Yusuf Kaynak, Nihal Yaman и многие другие.

Целью диссертационной работы является разработка повышения эффективности упрочнения цилиндрических деталей машин путем интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя реверсивным выглаживанием.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. По результатам обзора литературных источников выявить проблемы при механической обработке цилиндрических деталей типа валов и осей и установить пути их решения.

2. Разработать способ ППД на основе реверсивного вращения рабочего инструмента, позволяющий повысить качество поверхностного слоя деталей машин типа валов и осей за счет повышения напряженного состояния в очаге упруго-пластической деформации.

3. На основе метода конечных элементов (МКЭ) и компьютерного моделирования построить модель реверсивного выглаживания, позволяющую определить влияние основных параметров технологического процесса на напряженное состояние в очаге деформации, температуру поверхностного слоя, остаточные напряжения, внеконтактную деформацию, глубину упрочнения при реверсивном выглаживании.

4. По результатам экспериментальных исследований определить качество цилиндрических деталей, упрочненных реверсивным выглаживанием и с помощью компьютерной программы Microsoft Visual Studio 2012 определить рациональные параметры процесса реверсивного выглаживания.

5. Оценить эксплуатационные характеристики деталей, упроченных реверсивным выглаживанием. Разработать технологические рекомендации для получения необходимых характеристик качества поверхностного слоя деталей, упрочненных реверсивным выглаживанием.

Объект исследований - нежесткие цилиндрические детали типа валов, осей и штоков.

Предмет исследований - качество поверхностного слоя деталей, упрочненных реверсивным выглаживанием: сжимающие остаточные напряжения; напряжено-деформированное состояние; шероховатость; микротвердость; вне-контактная упругопластическая деформация; температура на поверхности деталей.

Теоретическая значимость работы заключается в установлении законо-

мерностей формирования качества поверхностного слоя при интенсификации напряженно-деформированного состояния очага деформации методом реверсивного выглаживания.

Практическая значимость работы:

- разработана технология упрочнения реверсивным выглаживанием, обеспечивающая повышение качества цилиндрических деталей типа валов, осей. Определены рациональные режимы обработки для получения минимальной шероховатости поверхности и максимальных механических свойств упрочненного слоя;

- спроектировано и изготовлено устройство для реверсивного выглаживания цилиндрических деталей типа валов, осей. Разработаны новые конструкции других устройств для реверсивного движения рабочего инструмента;

- разработаны технологические рекомендации для внедрения реверсивного выглаживания на производстве.

Основные положения, выносимые на защиту:

- новый процесс отделочно-упрочняющей обработки, обеспечивающий повышение напряженно-деформированного состояния в очаге деформации и качество поверхностного слоя цилиндрических деталей типа валов и осей;

- результаты моделирования и численного расчета напряженно-деформированного состояния образцов при разной кинематике ППД;

- экспериментальные результаты при исследовании влияния основных технологических параметров реверсивного выглаживания на качество поверхностного слоя деталей машин;

- оценку эксплуатационных характеристик упрочненных деталей и технологические рекомендации для отделочно-упрочняющей обработки реверсивным выглаживанием.

Научная новизна работы:

1. Предложена новая кинематика отделочно-упрочняющей обработки реверсивным круговым вращением рабочего инструмента, обеспечивающая повы-

шение качества поверхностного слоя и эксплуатационные свойства деталей машин типа валов и осей.

2. Разработана конечно-элементная модель процесса реверсивного выглаживания, позволяющая определить напряженно-деформированное состояние в очаге деформации, сжимающие остаточные напряжения поверхностного слоя упрочненных деталей и величину температуры в зоне деформации в зависимости от основных технологических параметров реверсивного выглаживания.

3. На основании экспериментальных исследований и численных расчетов установлено влияние основных технологических параметров реверсивного выглаживания на качество поверхностного слоя упрочненных деталей. Теоретически обоснована и экспериментально апробирована технология реверсивного выглаживания, отличающаяся локальным способом нагружения поверхностного слоя, обеспечивающая высокую микротвердость (до 470 HV0;1) с получением мелкозернистой структуры (1,3^1,5 мкм), при исходном размере зерна (38,2^44,7 мкм) без разрушения поверхностного слоя упрочненных деталей.

4. Установлены корреляционные зависимости между микротвердостью и средними размерами зерен упрочненного поверхностного слоя, между сжимающими остаточными напряжениями и температурой в зоне контакта рабочего инструмента с обрабатываемой поверхностью.

Методы и оборудование при моделировании и экспериментальных исследованиях. При разработке конечно-элементного моделирования использована компьютерная программа ANSYS Workbench 19.2. Для проведения расчетов, создания графиков и чертежей был задействован программный пакет Microsoft Excel, КОМПАС - 3D V11, Microsoft Visual Studio 2012 и др.

Экспериментальные исследования проведены с использованием современных средств измерения:

- для определения параметров шероховатости и волнистости поверхности упрочненных деталей использован профилометр Form Talysurf i200 производства компании Taylor Hobson с компьютерным управлением;

- для измерения отклонения от круглости обработанных цилиндрических образцов использовали портальную координатно-измерительную машину (КИМ)

CONTURA G2;

- для определения остаточных напряжений на поверхности упрочненных деталей использован метод на основе шумов Баркгаузена. Измерения проводили с помощью цифрового анализатора шумов Баркгаузена Rollscan 300;

- для подготовки шлифов и определения твердости, микротвердости и микроструктуры упрочненных деталей использованы специальный отрезной станок модели Labotom-5, автоматический пресс ПОЛИЛАБ С50А, шлифовально-полированный станок модели Tegramin-25, металлографический микроскоп МЕТ-2, твердомер HBRV-187,5 и микротвердомера HMV-G21;

- для измерения температуры на цилиндрической поверхности опытных образцов использовали тепловизор FLIR серии SC7000;

- для испытания на изгиб использована универсальная машина двухколонного напольного типа модели 5980 (INSTRON).

Достоверность результатов обеспечена обоснованным использованием теоретических зависимостей, допущений и ограничений, корректностью выбранных методов исследования, применением известных численных методов и подтверждается качественным и количественным согласованием результатов расчетов с экспериментальными данными.

Апробация работы. Основные материалы диссертационной работы изложены и обсуждены на семинарах, Всероссийских и Международных научно-технических конференциях: Международная научно-практическая конференция «Перспективное развитие науки, техники и технологий» (г. Курск, 01 ноября 2022 г.); XIII Международная научно-практическая конференция «Инновации в машиностроении (ИнМаш - 2022)» (г. Барнаул, 23-25 ноября 2022 г.); Журнал «Современные материалы, техника и технологии» (г. Курск, 2022 г.); Научный семинар «Перспективные направления развития отделочно-упрочняющих и виброволновых технологий» (г. Ростов-на-Дону, 28 февраля 2023 г.); XIII всероссийской

научно-технической конференции с международным участием "Жизненный цикл конструкционных материалов" (г. Иркутск, 27 марта 2023 г.); Всероссийская национальная научно-техническая конференция «Перспективы развития технологий обработки и оборудования в машиностроении» (г. Воронеж, 13-14 апреля 2023 г.); Международная научно-техническая конференция «Технологии и техника: Пути инновационного развития» (г. Воронеж, 9 июня 2023 г.); XI и XII Всероссийская научно-техническая конференция с международным участием «Жизненный цикл конструкционных материалов (от получения до утилизации)» (г. Иркутск, 2021, 2022 г.).

Публикации. Результаты работы отражены в 31 (тридцати одной) публикации. Из них в журналах из рекомендуемого перечня ВАК РФ опубликовано 14 статьей, в изданиях, включенных в международную базу Scopus - 3 статьи, получены 5 патентов РФ на изобретение.

Объем и структура работы. Работа состоит из введения, четырех глав, заключения, библиографического списка из 157 наименований. Работа содержит 196 страниц машинописного текста, включая 11 таблиц и 98 рисунков; имеется 4 приложения.

ГЛАВА 1. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ПОВЕРХНОСТНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ДЕФОРМИРОВАНИИ. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР.

ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Цилиндрические детали, проблемы при механической обработке, пути повышения качества

В современном машиностроении всё более широкое распространение получают нежесткие цилиндрические детали, исполнительные поверхности которых работают при повышенных температурах, в условиях знакопеременных нагрузок и агрессивных сред [1, 2]. К нежестким цилиндрическим изделиям принято относить детали типа валов, осей и труб с соотношением длины к диаметру свыше 12 [3]. Нежесткие детали широко применяются во многих отраслях промышленности, таких как автомобилестроение, авиация, сельскохозяйственное машиностроение, строительство, добыча полезных ископаемых, добыча нефти и газа, энергетика. К нежестким цилиндрическим деталям относятся болты, оси, валы, трансмиссионные валы, коленчатые валы, поворотные валы, торсионы, направляющие стержни.

Диспропорции в конструктивных параметрах нежестких деталей вызывают технологические трудности в производстве [4, 5, 6]: значительные упругие деформации на всех стадиях обработки, сборки и эксплуатации деталей; низкая виброустойчивость технологической системы; разная податливость частей технологической системы; существенное влияние технологической наследственности на надежность работы технологической системы; коробление деталей, вызванное неравномерными остаточными напряжениями, вносимыми на всех стадиях технологического процесса; малая термоустойчивость деталей.

Отрицательное действие перечисленных факторов при изготовлении нежестких деталей приводит к нарушению технологических баз, погрешностям формы и размеров детали, ограничению режимов резания, точностных характеристик станков и стойкости инструментов.

Анализ производственного опыта обработки маложестких деталей в индивидуальном и мелкосерийном производствах показал, что традиционные способы изготовления таких деталей малоэффективны для производства, поэтому на практике вопрос их изготовления решают ограничением режимов резания, вводом операций ручной доводки и др. [6, 7, 8].

Главным направлением научно-технических программ является создание, освоение и широкое внедрение новой техники и технологических процессов, обеспечивающих экономию трудовых и материальных затрат, повышение качества выпускаемой продукции [7, 8, 9]. В связи с этим актуальными представляются вопросы исследования методов упрочнения поверхностей деталей машин, обеспечивающих их высокие эксплуатационные характеристики.

Для повышения качества поверхностного слоя деталей машин достаточно широко применяют отделочно-упрочняющую обработку поверхностным пластическим деформированием (ППД), которая позволяет снизить шероховатость, повысить твердость и сформировать сжимающие остаточные напряжения в поверхностных слоях деталей машин [1, 2, 10, 11, 12]. В настоящее время способы ППД для обработки нежесткие цилиндрические детали используются во многих регионах России и зарубежных странах: изготовление различных видов осей (прецизионные ; подвижные; неподвижные; ступенчатые) на ООО «ЯЗСА» (г. Ярославль), изготовление вагонных осей в ПАО «Уральская кузница» (г. Чебаркуль, Челябинская область), изготовление паразитных, приводных, червячных, редукторных, ступенчатых, торсионных валов на Уральском промышленном заводе (г. Челябинск), изготовление карданных, приводных валов, валов двигателей в кампаниях Wuxi Weicheng Cardanshaft (г. Цзянсу, Китай), Henan Ebon Machinery (г. Хэнань, Китай), Hameco и ICHI VIET NAM (г. Ханой, Вьетнам).

Процессы ППД основаны на силовом воздействии рабочего инструмента в виде шарика, ролика, алмазного индентора и др. на поверхность детали. Малые пластические деформации создают наклеп поверхностного слоя, что приводит к повышению механических свойств материала [1, 2, 10].

В настоящее время разработано достаточно большое количество разнообразных способов ППД для решения конкретных производственных задач, но при упрочнении цилиндрических деталей типа валов и осей возникают проблемы, связанные с получением заданной формы. При ППД обеспечение стабильного качества по длине обработки вызывает еще более повышенные трудности. Проблема заключается в том, что для обеспечения необходимого качества поверхностного слоя требуется приложить к рабочему инструменту силу, которая направлена обычно перпендикулярно к поверхности детали. Эта сила совместно с центробежными силами, возникающими при вращении заготовки, вызывают ее искривление, что не позволяет получить стабильные механические свойства по длине заготовки. Для снижения искривления заготовки можно снизить частоту ее вращения или уменьшить радиальный натяг инструмента, но при этом снижается производительность обработки, а также невозможно получить заданные характеристики качества поверхностного слоя, например, степень упрочнения и величину шероховатости поверхности.

В этой связи возникает задача по интенсификации напряженного состояния в очаге упруго - пластической деформации процесса ППД без увеличения радиального натяга. Поиск способа повышения интенсивности напряжений в очаге деформации является актуальной задачей, которая позволит решить ряд проблем при упрочнении деталей малой жесткости. Один из путей повышения прочностных характеристик нежестких цилиндрических деталей заключается в разработке упрочняющих технологий, обеспечивающих формирование такого структурного состояния материала, при котором максимально реализуются основные принципы дислокационной теории упрочнения [8, 11, 13]. Для решения поставленной задачи в Иркутском национальном исследовательском техническом университете предложено рассмотреть кинематику технологического процесса [6, 8, 14, 15, 16, 17, 18, 19]. Было установлено, что при более сложней кинематике рабочего инструмента, при прочих равных условиях, удается повысить напряженное состояние в очаге деформации и остаточные напряжения в готовых деталях. Особенности это-

го способа и его влияние на качество поверхностного слоя деталей рассмотрено в следующих главах.

1.2 Поверхностный слой и его влияние на эксплуатационные свойства деталей машин 1.2.1 Характеристики и пути повышения качества поверхностного слоя

В современном машиностроении предъявляются все более высокие требования к эксплуатационным свойствам деталей машин. Развитие машиностроения как важнейшего условия технического перевооружения промышленности требует повышения эксплуатационной надежности изделий, получения на стадии их изготовления таких характеристик качества, которые соответствуют требованиям, предъявляемым к эксплуатационным показателям рабочих поверхностей, исключают образование причин отказов и обеспечивают формирование заданных свойств [1, 2, 10].

При изготовлении и эксплуатации деталей машин на их поверхностях образуются неровности и микронеровности, а слой металла, непосредственно прилегающий к поверхности, изменяет структуру, фазовый и химический состав, в нем возникают остаточные напряжения. Одной из важнейших задач современного машиностроения является повышение надежности и долговечности деталей машин в условиях непрерывного форсирования рабочих процессов. Выполнение растущих требований к надежности и ресурсу достигается конструктивными и технологическими методами.

Эксплуатационные свойства деталей машин во многом зависят от состояния поверхностного слоя: физико-механических свойств; микрогеометрии; остаточных напряжений.

Поверхностный слой детали - это слой, у которого структура, фазовый и химический состав отличаются от основного материала, из которого изготовлена деталь. Под качеством поверхности деталей машин понимается состояние поверхностного слоя, как результат воздействия на него одного или нескольких по-

следовательно применяемых технологических методов. Качество обработанной поверхности определяется геометрическими и физико-механическими характеристиками поверхностного слоя. Геометрические характеристики поверхности дают представление о погрешностях механической обработки.

У обработанной поверхности различают: макрогеометрию поверхности, характеризуемую погрешностями формы, как, например, выпуклостью или вогнутостью плоских поверхностей и конусностью, бочкообразностью, седлообразно-стью, овальностью и огранкой цилиндрических поверхностей; микрогеометрию поверхности (шероховатость); волнистость [20, 21, 22].

Физико-механические свойства поверхностного слоя отличаются от физико-механических свойств основного материала. Это объясняется тем, что при обработке, например, резанием поверхностный слой подвергается воздействию высоких температур и значительных сил, которые вызывают упругие и пластические деформации.

Качество поверхности оказывает значительное влияние на эксплуатационные свойства деталей (износостойкость; статическая, длительная и усталостная прочность; качество посадок сопрягаемых деталей и др.). Установлено, что 80^85% машин выходит из эксплуатации в результате изнашивания деталей, и только 15^20% - по другим причинам [10]. Формирование поверхностного слоя с заданными свойствами в процессе изготовления деталей является одной из важнейших задач технологии машиностроения, причем более сложной, чем обеспечение точности. Качество поверхностей деталей зависит, в основном, от методов и режимов проведения финишных операций.

Изучение способов повышения качества поверхностного слоя деталей машин проводилось отечественными и зарубежными учеными, такими как: В.Ю. Блюменштейн, С.А. Букатый, В.Н. Емельянов, М.М. Жасимов, С.А. Зайдес, А.Н. Исаев, А.В. Киричек, Е.Ю. Кропоткина, В.П. Кузнецов, И.В. Кудрявцев, О.В. Мартыненко, Г.В. Мураткин, Л.Г. Одинцов, А.Е. Пашков, В.Г. Подпоркин, В.А. Прилуцкий, В.Л. Сахненко, В.М. Смелянский, В.П. Смоленцев, Д.Л. Соловьев,

A.r. Суслов, МА. Тамаркин, Ю.Г. Шнейдер, Н.П. Щапов, Reza Teimouri, Marcin Grabowski, Sebastian Skoczypiec, Yu Liu, Dongpo Wang, Wenqian Zhang, Xuelin Wang, Liang Tan, Zheng Zhou, Yusuf Kaynak, Nihal Yaman и другие.

Способы поверхностного пластического деформирования (ППД) - один из наиболее простых и эффективных технологических путей повышения работоспособности и надежности изделий машиностроения. По сравнению с другими способами, способы ППД имеют существенные преимущества, а именно: экономию материала (бесстружечная обработка), высокую производительность, без нарушения целостности и объёма заготовки. За счет пластической деформации можно добиться улучшения качества металла: повышение твердости и износостойкости поверхностного слоя, повышенного предела текучести и особенно предела усталостной прочности материала и ряд других эксплуатационных свойств деталей машин [12, 13]. Особенно эффективно упрочнение ППД для деталей, работающих в условиях циклических знакопеременных нагрузок и в коррозионных средах. При ППД в результате деформационного упрочнения поверхностного слоя, возникновения в нем сжимающих остаточных напряжений, сглаживания неровностей и улучшения их профиля повышается прочность деталей при циклических нагрузках в 1,5^2,5 раза, а долговечность в 5^10 раз и более [26, 27].

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Нгуен Хыу Хай, 2024 год

— —

Рисунок 2.11 - Влияние частоты вращения заготовки на интенсивность временных (стВр), остаточных (ст°ст) напряжений при реверсивном выглаживании

60

120

180

240

300

п3, об/мин

Результаты моделирования показали, что чем выше частота вращения заготовки, тем выше интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений. При увеличении частоты вращения заготовки от 60 до 240 об/мин. значения интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений увеличиваются, соответственно на 28,6 % и 15,3%. Это объясняется тем, что при увеличении частоты вращения заготовки повышается скорость искажения кристаллической структуры материала, что способствует росту дислокаций и повышению прочности поверхностного слоя.

При пз > 240 об/мин наблюдается весьма существенный рост интенсивности временных напряжений, значение которых превышает предел прочности материала заготовки (ав = 600 МПа), и создаются остаточные напряжения, превышающие предел текучести материала (ат = 360 МПа). Формирование напряжений такой ве-

личины в процессе упрочнения является недопустимым, так как, снижется качество поверхностного слоя цилиндрической деталей и возможно разрушение ее поверхности.

Влияние величины радиального натяга. Величина радиального натяга непосредственно оказывает влияние на величину нормального давления, которое возникает в плоскости перпендикулярной оси заготовки в течение всего процесса упрочнения. Выбор оптимальной величины натяга является важным шагом при определении рациональных режимов ППД. При недостаточной величине натяга не обеспечивается степень необходимого деформирования микронеровностей. В результате происходит незначительное смятие вершин микровыступов и неполное заполнение микровпадин профиля микронеровностей. При слишком большой величине натяга происходит полное смятие микронеровностей, и кроме того, происходит внедрение рабочего инструмента в основной материал, что приводит к выдавливанию основного материала и увеличению диаметра обработанной поверхности [125, 126].

На рис. 2.12 показана зависимость интенсивности временных ), остаточных (стОст) напряжений от величины радиального натяга (?), а на рис. 2.13 представлена зависимость максимальных осевых и тангенциальных сжимающих остаточных напряжений (афст, ^ст) от величины радиального натяга (?) при реверсивном выглаживании.

Анализируя рис. 2.12 и 2.13 можно сделать вывод о том, что с увеличением величины радиального натяга ? от 0,07 до 0,20 мм максимальные значения интенсивности временных, остаточных напряжений увеличиваются на 21,5% и 12,5%, при этом тангенциальные и осевые сжимающие напряжения повышаются в 1,5 и 2,2 раза.

При натяге ? > 0,20 мм наблюдается весьма существенный рост интенсивности временных напряжений, значение которых намного больше предела прочности материала заготовки (ав = 600 МПа), и формируются большие остаточные напряжения сжатия, превышающие предела текучести материала (ат = 360 МПа).

Формирование таких напряжений при большой величине натяга в процессе упрочнения является недопустимым, так как происходит значительное поврежде-

ние и разрушение поверхностного слоя деталей машин.

Рисунок 2.12 - Влияние величины Рисунок 2.13 - Зависимость макси-

радиального натяга (¿) на интенсив- мальных осевых и тангенциальных

ность временных (ст®р), остаточных остаточных напряжений сжатия

(ст°ст) напряжений при реверсивном ^ст) от величины радиального

выглаживании

натяга (¿) при реверсивном выглаживании

Глубина пластической деформации. При обработке металлов давлением создаются пластические зоны различные как по форме, так и по размерам, которые оказывают существенное влияние как на степень упрочнения, так и на разрушение металлических материалов, а также на сопротивление развитию трещин. Глубина пластической деформации является важным параметром при оценке физико-механических и эксплуатационных свойств упрочненных деталей ППД. На рис. 2.14 показаны результаты определения интенсивности относительной деформации после реверсивного выглаживании (при = 0,07 мм/об, пз = 120 мин-1, ? = 0,15 мм).

Из рис. 2.14 следует что при реверсивном выглаживании максимальная величина пластической деформации достигает своего значения в зоне контакта цилиндра с рабочим инструментом. В слое толщиной И > 1,85 мм величина пластической деформации близка к нулю. Таким образом, зона пластической деформа-

ции при нагружении двухрадиусным роликом с принятыми режимами обработки

находится в интервале 0 < И < 1,85 мм.

а

б

Рисунок 2.14 - Поля распределения пластической деформации в поперечном сечении образца (а) и кривая распределения относительной деформации (б) после реверсивного выглаживания двухрадиусным роликом (при ^пр = 0,1

мм/об, Пз = 120 мин-1, ^ = 0,15 мм)

На рис. 2.15 показано влияние основных параметров реверсивного ППД на глубину пластического слоя.

Рисунок 2.15 - Влияние основных параметров реверсивного выглаживания на глубину пластического слоя: а - продольная подача; б - частота вращения заготовки; в - величина радиального натяга

Анализ рис. 2.15 показывает, что глубина пластического слоя изменяется практически обратно пропорциональна увеличению продольной подачи ролика и пропорциональна увеличению частоты вращения заготовки и величины натяга.

При уменьшении продольной подачи ролика от 0,28 до 0,07 мм/об глубина пластической деформации увеличивается на 22,8 %. При увеличении частоты вращения заготовки от 60 до 240 об/мин и величины натяга от 0,08 до 0,20 мм, глубина пластической деформации увеличивается на 17,6% и 21,2%, соответственно.

Таким образом, результаты исследования показали, что основные параметры реверсивного выглаживания значительно влияют на напряженно -деформированное состояние и глубину пластической деформации при упрочнении цилиндрических деталей. Для интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя рекомендуется назначать рациональные режимы обработки реверсивным выглаживанием: продольная подача ролика 0,10-0,15 мм/об, частота вращения заготовки 180-240 об/мин и величина радиального натяга 0,15-0,20 мм.

2.4.2 Влияние геометрии рабочего инструмента

Для исследования влияния геометрии рабочего инструмента на напряженно-деформированное состояние рассмотрены 4 параметра - диаметр и профильный радиус тороидального ролика, расстояние между вершинами ролика, диаметр заготовки. Для расчетов НДС использовали следующие параметры: рабочий инструмент - двухрадиусный ролик с переменными параметрами: Ор = 20-60 мм; япр = 2-5 мм; I = 1,5-3 мм и заготовку - цилиндр переменным диаметром Оз = 20-60 мм. Базовые режимы реверсивного выглаживания представлены в табл. 2.3.

Влияние профильного радиуса ролика. На рис. 2.16 показано влияние профильного радиуса ролика на максимальную интенсивность временных и остаточных напряжений. Из рис. 2.16, следует, что чем меньше профильный радиус ролика, тем выше интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений. При уменьшении профильного радиуса ролика от 5 до 2 мм значения интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений увеличиваются, соответственно в 1,78 и 1,54 раза. Такое увеличение объясняется тем, что при одной и той же величине натяга, чем меньше площадь контакта, тем выше эффект

контактного давления. Уменьшение профильного радиуса ролика приводит к уменьшению контактной площади между роликом и цилиндром в процессе обработки и, так как, давление обратно пропорционально площади контакта, поэтому значения максимальной интенсивности напряжений повышаются. Кроме того, увеличение профильного радиуса ролика приводит к уменьшению расстояния 1\ (см. рис. 2.1, б), и при значении профильного радиуса больше 4 мм, 1\ < и двух-радиусный ролик работает почти как однорадиусный ролик. Следует отметить, что при Япр < 2,5 мм наблюдается весьма существенный рост интенсивности временных напряжений, значение которых больше предела прочности материала заготовки (ав = 600 МПа), и формируются большие остаточные напряжения, превышающие предела текучести материала (ат = 360 МПа). Формирование таких напряжений при низкой величине профильного радиуса ролика в процессе упрочнения является недопустимым, так как происходит значительное повреждение и

разрушение поверхностного слоя деталей машин.

700 600 500 400 300 200

ч ч ч ч

о?

_ост

С П

Рисунок 2.16 - Влияние профильного радиуса ролика на максимальную интенсивность временных и остаточных напряжений

3 р 4

Лпр, ММ

Влияние диаметра ролика. На рис. 2.17 показано влияние диаметра ролика

на интенсивность временных и остаточных напряжений.

700

600

С

500

400

Ч

ч

20

30

40 £)р, мм

50

Рисунок 2.17 - Влияние диаметра ролика на интенсивность временных и остаточных напряжений

60

Из рис. 2.17 видно, что чем меньше диаметр ролика, тем больших значений достигают интенсивность временных и остаточных напряжений. Уменьшение диаметра ролика от 60 до 20 мм приводит к увеличению значения интенсивности временных и остаточных напряжений в 1,49 и 1,32 раза, соответственно.

Влияние расстояния между вершинами двухрадиусного ролика. Интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений не только зависит от профильного радиуса и диаметра двухрадиусного ролика, но и от расстояния между вершинами двухрадиусного ролика. На рис. 2.18 показано влияние расстояния между вершинами двухрадиусного ролика на интенсивность временных и остаточных напряжений.

650 600 550

tí

Д 500 . 450 400 350 300

1

Анализ рис. 2.18 показывает, что существует оптимальное расстояние между вершинами ролика, в данном случае I = 1,8^2,2 мм, при котором интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений достигает своего максимального значения. При увеличении расстояния между вершинами ролика от 1,5 до 2 мм интенсивность временных и остаточных напряжений увеличивается, соответственно, в 1,31 и 1,24 раза. Но при увеличении расстояния между вершинами ролика от 2 до 3 мм интенсивность временных и остаточных напряжений уменьшается соответственно в 1,35 и 1,27 раза. Увеличение или уменьшение вышеперечисленных параметров объясняются тем, что при постоянной величине внедрения ролика (в данном случае t = 0,1 мм) при 1,5 < I < 1,8 мм, происходит уменьшение расстояния между вершинами ролика до их пересечения и когда Ii < t, то это приводит к тому, что второй деформирующий ролик теряет свои дефор-

\ вр

стост

2,0

2,5

3,0

Рисунок 2.18 - Влияние расстояния между вершинами двухрадиусного ролика на максимальную интенсивность временных и остаточных напряжений

/, мм

мирующие способности и можно считать, что двухрадиусный ролик работает почти как однорадиусный ролик, а при I > 3 мм, возникает слишком большое расстояние между вершинами двухрадиусного ролика, что приводит к снижению количества наложенных друг на друга деформирующих отпечатков, что снижает рост дислокаций и искажений структуры металла.

Влияние диаметра заготовки. На рис. 2.19 показано влияние диаметра заготовки на интенсивность временных и остаточных напряжений и главные компоненты максимальных остаточных напряжений.

Рисунок 2.19 - Влияние диаметра заготовки на интенсивность временных и остаточных напряжений (а) и главные компоненты максимальных остаточных напряжений (б)

Анализируя рис. 2.19 можно сделать вывод, что с уменьшением диаметра заготовки от 60 до 20 мм значения интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений увеличиваются соответственно на 1,77 и 1,57 раза, при этом радиальные, тангенциальные и осевые максимальные сжимающие напряжения увеличиваются, соответственно, в 2,47; 2,37 и 1,82 раза. Это увеличение объясняется тем, что при постоянной величине радиального натяга с уменьшением диаметра заготовки происходит уменьшение контактной площади между роликом и цилиндром, что приводит к увеличению интенсивности напряжений.

Глубина пластической деформации. На рис. 2.20 показано влияние геометрии рабочего инструмента и диаметра заготовки на глубину пластического слоя.

а

б

Рисунок 2.20 -Влияние геометрии рабочего инструмента и диаметра заготовки

на глубину пластического слоя: а - профильный радиус; б - диаметр ролика; в -

расстояние между вершинами ролика; г -диаметр заготовки

в г

Анализ рис. 2.20 показывает, что глубина пластического слоя изменяется практически обратно пропорциональна увеличению профильного радиуса, диаметра ролика и заготовки. При уменьшении профильного радиуса ролика от 5 до 2 мм, диаметра ролика от 60 до 20 мм, диаметра заготовки от 60 до 20 мм, глубина пластической деформации увеличивается на 58,5; 33,5; и 48,9 %, соответственно. При увеличении расстояния между вершинами роликов от 1,5 до 2 мм, глубина пластической деформации увеличивается на 28 %. Но при увеличении расстояния между вершинами роликов от 2 до 3 мм, глубина пластической деформации уменьшается на 33,3 %.

Таким образом, результаты исследования показали, что геометрия рабочего инструмента значительно влияет на напряженно-деформированное состояние и глубину пластической деформации цилиндрических деталей при реверсивном поверхностном пластическом деформировании. Для интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя рекомендуется использовать двухрадиусный тороидальный ролик диаметром 25-30 мм, с профильным радиу-

сом 2,5-3 мм и расстоянием между вершинами двухрадиусного ролика около 2 мм.

2.4.3 Влияние кинематики рабочего инструмента

Для исследования влияния кинематических параметров рабочего инструмента на напряженно-деформированное состояние при реверсивном выглаживании рассмотрены 3 параметра - реверсивная частота вращения рабочего инструмента (пр), начальный угол установки рабочего инструмента (ан), амплитуда угла реверсивного вращения рабочего инструмента (ар). Для проведения расчетов по определению НДС процесса приняты следующие параметры и режимы обработки: тип рабочего инструмента: двухрадиусный ролик со следующими переменными значениями: реверсивная частота вращения рабочего инструмента пр = 60-300 дв.ход/мин, начальный угол установки рабочего инструмента ан = 0-180°, амплитуда угла реверсивного вращения рабочего инструмента ар = 0-± 60°. Базовые режимы реверсивного выглаживания представлены в табл. 2.3.

Влияние реверсивной частоты вращения двухрадиусного ролика. На рис. 2.21 показано влияние реверсивной частоты вращения двухрадиусного ролика на

максимальную интенсивность временных (^¿вр), остаточных (^¿ост) напряжений.

650

Рисунок 2.21 - Влияние реверсивной частоты вращения двухрадиусного ролика на максимальную интенсивность временных (о"ВР), остаточных (сг°ст) напряжений

60 120 180 240 300 ир, дв.ход/мин

Из рис. 2.21, следует, что чем больше реверсивная частота вращения ролика, тем выше интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений. При увеличении реверсивной частоты вращения ролика от 60 до 300 дв.ход/мин

**

1 <т°ст

значения интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений увеличиваются, соответственно на 21,7 и 17,2 %. Это объясняется тем, что при увеличении реверсивной частоты вращения ролика происходит повышение скорости искажение кристаллической структуры материала в разных направлениях, что способствует росту дислокаций и повышению прочности поверхностного слоя.

Следует отметить, что при пр > 270 дв.ход/мин наблюдается весьма существенный рост интенсивности временных напряжений, значение которых больше предела прочности материала заготовки (ав = 600 МПа), и создаются большие остаточные напряжения, превышающие предела текучести материала (аТ = 360 МПа). Формирование таких напряжений при большой величине реверсивной частоты вращения двухрадиусного ролика в процессе упрочнения является недопустимым, так как происходит значительное повреждение и разрушение поверхностного слоя деталей машин.

Влияние начального угла установки рабочего инструмента. На рис. 2.22 показано влияние величины начального угла установки рабочего инструмента (ан)

на интенсивность временных (а^ ) и остаточных (стОст) напряжений.

600

500

сЗ

400

О

300

200

Рисунок 2.22 - Влияние начального угла установки рабочего инструмента на интенсивность временных (стВР) и остаточных (стОст) напряжений

30 60 90 120 150 180 а„, град

Из рис. 2.22 следует, что существует оптимальный начальный угол установки инструмента (в данной работе ан = 900), при котором интенсивность максимальных временных и остаточных напряжений достигает своего максимального значения. При увеличении начального угла установки инструмента от 00 до 900

интенсивность временных и остаточных напряжений увеличивается на 27,9 и 31,2 %, соответственно. Но при увеличении начального угла установки инструмента от 900 до 1800 интенсивность временных и остаточных напряжений уменьшается с теми же значениями, как указано выше.

На рис. 2.23 показана зависимость максимальных осевых и тангенциальных сжимающих остаточных напряжений (афст, аОст) от начального угла установки рабочего инструмента.

я)

С

н о

о

-200

-300

-400

-500

-600

_ост У Ф /

ост иг

Рисунок 2.23 - Зависимость максимальных осевых и тангенциальных остаточных напряжений (ст^,ст, ст^ст) от начального угла установки рабочего инструмента

0 30 60 90 120 150 180 ан, град

Анализируя рис. 2.23 можно сделать вывод, что при увеличении начального угла установки рабочего инструмента от 00 до 900 значения тангенциальных и осевых максимальных сжимающих напряжений увеличиваются соответственно в 1,83 и 1,60 раза, а при увеличении начального угла установки инструмента от 900 до 1800 значения тангенциальных и осевых максимальных сжимающих напряжений уменьшаются с тем и же значениями, как указано выше.

Влияние амплитуды угла реверсивного вращения двухрадиусного ролика. На рис. 2.24 представлено влияние величины амплитуды угла реверсивного вращения ролика на интенсивность временных ) и остаточных (стОст) напряжений. Из рис. 2.24 видно, что чем больше амплитуда угла реверсивного вращения ролика, тем выше интенсивность временных и остаточных напряжений. При увеличении амплитуды угла реверсивного вращения ролика от 00 до 600 приводит к увеличению интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений на 32,5 и 33,8 %, соответственно. Следует отметить, что при ар > 55о наблюдается

весьма существенный рост интенсивности временных напряжений, значение которых больше предела прочности материала заготовки (ав = 600 МПа), и формируются большие остаточные напряжения, превышающие предела текучести материала (аТ = 360 МПа). Формирование таких напряжений при большой величине амплитуды угла реверсивного вращения ролика в процессе упрочнения является недопустимым, так как происходит значительное повреждение и разрушение по-

верхностного слоя деталей машин.

700

600

сЗ С 500

о 400

300

200

¿г

¡Ф

стост **

15

30 45 |ар, град

60

Рисунок 2.24 - Влияние амплитуды угла реверсивного вращения ролика на интенсивность временных (стВр) и остаточных (ст°ст) напряжений

Глубина пластической деформации. На рис. 2.25 показано влияние кинематических параметров рабочего инструмента на глубину пластического слоя.

а

б

в

Рисунок 2.25 - Влияние кинематических параметров рабочего инструмента на глубину пластического слоя: а - реверсивная частота вращения рабочего инструмента; б - начальный угол установки рабочего инструмента; в - величина угла реверсивного вращения рабочего инструмента

Анализ рис. 2.25 свидетельствует, что при увеличении реверсивной частоты вращения ролика от 60 до 300 дв.ход/мин глубина пластической деформации увеличивается на 22,3 % и при увеличении начального угла установки ролика от 00 до 900, глубина пластической деформации увеличивается на 22,5 %, а при увеличении начального установки ролика от 900 до 1800, глубина пластической деформации снижается на ту же величину. При увеличении амплитуды угла реверсивного вращения ролика от 00 до 600, глубина пластической деформации увеличивается на 27,3 %.

Таким образом, результаты исследования показали, что кинематические параметры рабочего инструмента оказывают значительно влияние на напряженно -деформированное состояние и глубину пластической деформации цилиндрических деталей при реверсивном поверхностном пластическом деформировании. Для интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя рекомендуется использовать двухрадиусный тороидальный ролик с реверсивной частотой вращения 250 до 270 дв.ход/мин, с амплитудой угла реверсивного вращения ±50о до ±550 и с начальным углом установки рабочего инструмента 900.

2.4.4 Влияние физико - механических свойств обрабатываемого материала

Для исследования влияния физико-механических свойств обрабатываемого материала на напряженно-деформированное состояние поверхностного слоя цилиндрических деталей рассмотрены некоторые марки материалов: конструкционная углеродистая сталь 45; конструкционная среднелегированная сталь 30ХГСА; титановый сплав ВТ6; нержавеющая сталь 08Х18Н10; конструкционная углеродистая сталь 20.

Влияние марки материалов на интенсивность временных (авр) и остаточных (аОст) напряжений при реверсивном выглаживании представлены на рис. 2.26. Из рис. 2.26 видно, что физико-механические свойства металла значительно влияют

на напряженно-деформирующее состояние поверхностного слоя цилиндрических образцов при реверсивном выглаживании. Максимальные интенсивности временных и остаточных напряжений наблюдаются у материалов, имеющих высокий предел текучести (конструкционная среднелегированная сталь 30ХГСА и титановый сплав ВТ6). Установлено, что чем выше предел текучести материала, тем больше интенсивность временных и остаточных напряжений. Максимальная интенсивность напряжений формируется при обработке титанового сплава ВТ6, ми-

нимальная образуется при упрочнении нержавеющей стали 08Х18Н10.

Рисунок 2.26 - Влияние марки материалов на интенсивность временных (стВр) и остаточных «т) напряжений при реверсивном выглаживании

На рис. 2.27 показано влияние физико-механических свойств материала на

глубину пластического слоя.

Рисунок 2.27 - Влияние марки материалов на глубину пластического слоя при реверсивном выглаживании

Из рис. 2.27 видно, что при одинаковых условиях упрочнения, чем меньше предел текучести материала, тем выше глубина пластической деформации. Максимальная глубина пластической деформации возникает при упрочнении нержавеющей стали 08Х18Н10, а минимальная - при обработке титанового сплава ВТ6.

Таким образом, результаты моделирования показывали, что физико-механические свойства обрабатываемого материала значительно влияют на напряженно деформированное состояние поверхностного слоя деталей при реверсивном выглаживании. Большие напряжения возникают при упрочнении материала с большим пределом текучести и наоборот, а при близких значениях более большие напряжения возникают у материла с большим значением модуля упругости.

2.5 Внеконтактная деформация при реверсивном выглаживании

При выглаживании, в отличие от обработки резанием, металл не удаляется путем отрыва стружки, а перераспределяется под действием давления в тонком поверхностном слое. Деформирующий инструмент в виде шарика или ролика в зоне контакта с заготовкой воздействует на металл, сдавливая его в направлении перпендикулярном обрабатываемой поверхности. При этом часть деформируемого материала выдавливается на свободную поверхность заготовки, образуя вокруг рабочего инструмента упругопластический наплыв, называемый технологами «волной», которая характеризуется двумя основными геометрическими параметрами: высотой и длиной.

Подъем металла в виде упругопластической волны увеличивает площадь контакта рабочего инструмента с обрабатываемой поверхностью, что оказывает существенное влияние на силу трения, температуру в зоне деформации, ухудшает доступ смазочно-охлаждающей жидкости в зону обработки [127, 128, 129]. Если в очаге деформации возникают в основном сжимающие напряжения, то в упруго-пластической волне, которая формируется на поверхностном слое, возникают растягивающие напряжения, которые при большой интенсивности могут являться источником зарождения повреждений в виде микротрещин [130, 131, 132].

В фундаментальной монографии профессора Смелянского В.М. [2] показано, что именно в вершине упругопластической волны происходит ужесточение схемы напряженного состояния, снижение запаса пластичности, которые приво-

дят к разрушению поверхностного слоя. Таким образом, волнообразование при ППД приводит к формированию дефектного слоя, который снижает глубину упрочнения и повышает интенсивность накопленной деформации. Экспериментально доказано, что подавление или механическое удаление упругопластической волны повышает качество поверхностного слоя [133].

В связи с вышеизложенным, вопрос о влиянии ППД на процесс образования упругопластической волны является весьма актуальным при изготовлении деталей машин с обеспечением качественного поверхностного слоя. Изучение процесса волнообразования при ППД относится к достаточно сложной технической задаче, так как экспериментально определить ее можно только качественно или весьма приближенно. Внедрение в исследовательскую практику программных средств на основе конечно-элементного моделирования, позволяет получить достаточно надежные численные результаты.

Цель данного раздела заключается в определении геометрических параметров упругопластической волны и напряженного состояния в ней в зависимости от основных технологических параметров реверсивного поверхностного пластического деформирования.

На рис. 2.28 показаны формы упругопластических волн в направлении продольной подачи (А1) и в направлении главного движения (А2). Следует отметить, что под воздействием двухрадиусного ролика упругопластические волны, образующиеся в результате реверсивного выглаживания, обладают характерной конфигурацией. В направлении главного движения вокруг рабочего инструмента создаются упругопластические волны (А2), обладающие практические одинаковой формой и размерами. При этом в направлении продольной подачи упругопласти-ческие волны (А1), образующиеся в зоне, обработанной и необработанной поверхностей, имеют разные геометрии и отличаются от упругопластических волн (А2) большими размерами высоты И1 и длины 11. Это объясняется не только наличием продольной подачи, но и ориентацией РИ при ППД. Длины упругопластических волн (11 и 12) определяли от точки пересечения РИ с упругопластической волной

до точки пересечения упругопластической волны с горизонтальной линией (для /1) и с окружностью детали (для /2), а высоты упругопластических волн (Н1 и И2) определяли от вершины упругопластической волны до горизонтальной линии (для И\) и до точки контакта упругопластической волны с окружностью детали

(для И2) (см. рис. 2.28).

а

б

Рисунок 2.28 - Форма упругопластических волн при реверсивном выглаживании: а - в направлении продольной подачи (А1); б - в направлении главного движения (А2)

Для исследования влияния основных параметров реверсивного поверхностного пластического деформирования на размеры упругопластической волны рассмотрены 6 параметров - продольная подача (^Лр), частота вращения заготовки (пз), радиальный натяг (?), реверсивная частота вращения РИ (пр), начальный угол установки РИ (ан) и амплитуда угла реверсивного вращения РИ (ар). Для проведения расчетов по определению размеров упругопластической волны приняты следующие параметры и режимы обработки: тип рабочего инструмента - двухради-усный ролик со следующими переменными значениями: реверсивная частота вращения двухрадиусного ролика пр = 60^360 дв.ход/мин, начальный угол установки РИ ан = 0^180°, амплитуда угла реверсивного вращения двухрадиусного ролика ар = ± 15^± 60°, продольная подача = 0,1^0,6 мм/об, частота вращения заготовки пз = 60^300 мин-1, натяг ? = 0,1^0,9 мм.

Следует отметить, что для выявления закономерности изменения геометрических размеров упругопластических волн, образующихся при внеконтактной де-

формации, а также определение их напряженного состояния была выбрана несколько завышенная величина радиального натяга (? = 0,5 мм), которая в производственной практике применяется весьма редко. Расчетная завышенная величина натяга позволит также обосновать его реальное значение, которое используется на практике.

На рис. 2.29 представлены зависимости размеров упругопластических волн

от продольной подачи РИ.

Рисунок 2.29 - Влияние продольной подачи рабочего инструмента на размеры волн: А\ - в направлении продольной подачи; А2 - в направлении главного движения

Из рис. 2.29 видно, что с изменением величины продольной подачи РИ в основном изменяются размеры только упругопластических волн в направлении продольной подачи. При этом с повышением продольной подачи РИ от 0,1 до 0,4 мм/об значения размеров упругопластических волн (А\) существенно увеличиваются, а свыше 0,4 мм/об размеры упругопластических волн практически не изменяются. Величина продольной подачи РИ оказывает весьма слабое влияние на изменение размеров упругопластических волн в направлении главного движения

(А2).

На рис. 2.30 представлены зависимости размеров упругопластических волн от частоты вращения заготовки. По рис. 2.30 можно отметить, что с увеличением частоты вращения заготовки от 60 до 180 об/мин наблюдается рост размеров

упругопластических волн в направлении продольной подачи, а при частоте свыше 180 об/мин размеры упругопластических волн практически не изменяются. Изменение частоты вращения заготовки оказывает незначительное влияние на размеры

упругопластических волн в направлении главного движения.

Рисунок 2.30 - Влияние частоты вращения заготовки на размер упругопластических волн: А1 - в направлении продольной подачи; А2 - в направлении главного движения

На рис. 2.31 показаны зависимости размеров упругопластических волн от

величины радиального натяга.

3,2 2.7

2,2 1,7 1,2 0,7 0,2

Ii =-7,96t2 + 6,7 lt~ 1,10 R2 = 0,98

Ai

S - ^

/Ai \ '

NA.

l2 = -7,06t2 — 6,06t + 0,73 R1 = 0,97

ОД 0,3 0,5 0,7 0,9 t, мм

Рисунок 2.31 - Влияние величины радиального натяга на размер упругопластических волн: А1 - в направлении продольной подачи; А2 - в направлении главного движения

Из рис. 2.31 наглядно видно, что при всех значениях величины радиального натяга (?) упругопластическая волна, образующая в направлении продольной подачи (АД имеет больше длину и высоту, чем в направлении главного движения (А2) по следующим соотношениям: 11 = (1,2-1,4)/2; И1 = (1,6-1,8)^2. С увеличением величины радиального натяга (? = 0,1-0,4 мм) линейные размеры упругопластиче-ских волн увеличиваются благодаря непрерывному накоплению деформации с повышением напряженного состояния поверхностного слоя, при этом запас пластичности металла постепенно снижается. При ? = 0,4 мм линейные размеры упругопластических волн достигают максимального значения. С дальнейшим увеличением величины натяга (?) размеры упругопластической волны снижаются.

На рис. 2.32 представлены зависимости размеров упругопластических волн

от начального угла установки РИ

2,5

2,0

1

1,5

1,0

/1 = (-7Е-05)ан'-0,0]аэ-Я1 = 0,98

1,61

а\

у V

к = (ЗЕ-05)аи: и2 = - 0,01а,, -0.98 1,45

а2

45 90 135 ан, град

180

0,030

0,025

0,020

0,015

0,010

0,005

V-.

/ 11! = (-1Е-0б)ан: - 0,0002ан + 0,0178 Я2 = 0,9726 \

а2

Ь2 = 6Е-07ощ2 - 0,0001ан + 0,0141 К? = 0,9726

45

90

135

180

ан, град

Рисунок 2.32 - Влияние начального угла установки рабочего инструмента на размеры упругопластических волн при:

А1 - в направлении продольной подачи; А2 - в направлении главного движения

Из рис. 2.32 видно, что при ан = 900, т.е. когда ось вращения РИ расположена параллельно оси вращения заготовки размер упругопластических волн достигает своего максимального значения в направлении продольной подачи (А1) и минимального значения в направлении главного движения (А2). С увеличением

начального угла установки РИ от 00 до 900 значения размеров упругопластических волн в направлении продольной подачи (А\) увеличиваются, а в направлении главного движения (А2) уменьшаются. Но при увеличении начального угла установки инструмента от 900 до 1800 установленные закономерности изменяются на обратные. Следует отметить, что степень изменения размеров упругопластических волн в направлении главного движения (А2) меньше, чем степень изменения размеров упругопластических волн в направлении продольной подачи (АД

На рис. 2.33 показаны зависимости размеров упругопластических волн от величины амплитуды угла реверсивного вращения РИ при реверсивном выглажи-

15 30 45 60 15 30 45 60

|ар|, град |ар|, град

Рисунок 2.33 - Влияние амплитуды угла реверсивного вращения рабочего инструмента на размеры упругопластических волн: А\ - в направлении продольной подачи; А2 - в направлении главного движения

Из рис. 2.33 следует, что с увеличением ар от ± 150 до ±450 значения размеров упругопластических волн в направлении продольной подачи (А\) и в направлении главного движения (А2) увеличиваются. С дальнейшим увеличением амплитуды угла вращения РИ длина и высота волн в двух направлениях практически не изменяются. Степень изменения размеров упругопластических волн в направлении главного движения (А2) меньше, чем степень изменения размеров упругопластических волн в направлении продольной подачи (А\).

На рис. 2.34 представлены зависимости размеров упругопластических волн от реверсивной частоты вращения РИ. Из рис. 2.32 видно, что с увеличением реверсивной частоты вращения РИ от 60 до 300 дв.ход/мин наблюдается рост размеров упругопластических волн в направлении продольной подачи, а при реверсивной частоте вращения РИ свыше 300 дв.ход/мин размеры упругопластических волн практически не изменяются. Изменение реверсивной частоты вращения РИ оказывает незначительное влияние на размеры упругопластических волн в

направлении главного движения.

3,0

2,6

9 ->

1.4

1 1 1 = (-1Е-05)ир: - 0,01 Ир + 1.47 К2 = 0,99

А\

л2

—

и = 0,051п(ир) + 1,27 В? = 0,95

60 120 180 240 300 360 Ир, дв. ход/мин

Рисунок 2.34 - Влияние реверсивной частоты рабочего инструмента на размеры упругопластических волн: А1 - в направлении продольной подачи; А2 - в

направлении главного движения

Таким образом, результаты исследования показали, что основные параметры реверсивного выглаживания значительно влияют на размеры упругопластиче-ских волн. Для минимизации размеров упругопластической волны рекомендуется назначать рациональные режимы обработки реверсивным выглаживанием: продольная подача 0,1-0,2 мм/об, радиальный натяг 0,10-0,15 мм, частота вращения заготовки 60-120 об/мин, реверсивная частота вращения рабочего инструмента 60-80 дв.ход/мин, начальный угол установки РИ 0-30о или 150о-180о град, амплитуда угла реверсивного вращения РИ ± 15о-± 20о.

Влияние физико-механических свойств материала на размеры упруго-пластических волн. Из технологической практики известно, что чем пластичнее металла, тем большую степень деформации он позволяет обеспечить. С высокой степенью вероятности это справедливо и для внеконтактных деформаций. Для количественного определения влияния физико-механических свойств материала на размеры упругопластических волн после реверсивного выглаживания, выполнены расчеты для некоторых черных металлов и цветных сплавов (рис. 2.35). Следует отметить, что при реверсивном выглаживании с базовыми режимами обработки превышение размеров упругопластических волн в направлении подачи (А]) по сравнению с размерами упругопластических волн в направлении главного движения (А2) справедливо не только для сталей, но и для некоторых цветных сплавов.

а

б

Рисунок 2.35 - Влияние физико-механических свойств металлов на размеры упругопластических волн при реверсивном выглаживании: а - в направлении продольной подачи (А1); б - в направлении главного движения (А2)

Из рис. 2.35 видно, что физико-механические свойства металла значительно влияют на размеры упругопластических волн внеконтактной деформации при реверсивном выглаживании. Большие размеры упругопластических волн наблюдаются у материалов, имеющих низкий предел текучести (сталь 20). Повышение модуля упругости приводит к снижению линейных размеров упругопластических

волн при реверсивном выглаживании. Также установлено, что чем выше предел текучести материала, тем ниже размеры упругопластических волн.

Максимальные размеры упругопластических волн формируются при обработке стали 20, минимальные образуются при упрочнении стали 30ХГСА. Полученные результаты моделирования позволяют описать соотношение высоты упру-гопластических волн от физико-механических свойств металлов в направлении продольной подачи:

М = (0,74-0,76).10-3 Е кх = (0,22-0,25).10-3 От

Здесь единицы измерения Е - (ГПа), От - (МПа), а М - (мм).

Напряженное состояние в упругопластической волне. Кроме деформированного состояния упругопластических волн, которое зависит от основных параметров реверсивного выглаживания, напряженное состояние упругопластических волн в зоне внеконтактной деформации является тоже немаловажной информацией для оценки качества обработанной поверхности ППД.

Многими исследованиями установлено [134, 135], что именно потеря работоспособности поверхностного слоя, которая приводит к его дальнейшему разрушению, происходит в большинстве случаев в вершине упругопластической волны.

Чтобы не определять интенсивность напряжений для достаточно большой номенклатуры параметров реверсивного выглаживания нужно знать параметры, при которых возникают наибольшие напряжения в вершине упругопластической волны. Выше представлены результаты расчетов по определению влияния параметров процесса реверсивного выглаживания на геометрические размеры упруго-пластической волны. Было сделано предложение, что интенсивность напряжений в упругопластической волне связана с ее геометрическими размерами. На рис. 2.36 представлена такая зависимость для упругопластической волны в направлении продольной подачи.

3,00

2,75

2,50

2,25

2,00

Я),2 = 0,96 К*

• ■

■ / ^

Я,2 = 0,91

0,05

0,03

0,02

0,00

Рисунок 2.36 - Влияние максимальной интенсивности временных напряжений в вершине волны на ее размеры в направлении продольной подачи

150 170 190 210 230 250 270 290 к

а,.

вр МПа

Из рис. 2.36 видно, что в направлении продольной подачи с увеличением размеров упругопластической волны значения максимальной интенсивности временных напряжений в вершине волны возрастают. Расчеты коэффициента корреляции показали достаточно высокую прямую зависимость а;ВР от размеров упругопластической волны. Коэффициент достоверности аппроксимации, устанавливающий связь максимальной интенсивности напряжений с высотой упругопластической волны составил 0,96, а с ее длиной - 0,91. Интенсивность временных напряжений в вершине волны достигает максимального значения при I = 2,62 мм и И = 0,045 мм (при ? = 0,4 мм). Для этих размеров упругопластической волны были определены поля интенсивности напряжений, представленные на рис. 2.37.

519,80 гаах

462,07

404,33

346,60

288,86

231,13

173,39

115,66

57,92

0.18 гши

а б

Рисунок 2.37 - Распределение интенсивности временных напряжений в упругопластической волне (при радиальном натяге ^ = 0,4 мм): а - в направлении продольной подачи (А\); б - в направлении главного движения (А2)

На рис. 2.37 показано распределение интенсивности временных напряжений в упругопластических волнах в направлении продольной подачи (а) и в направлении главного движения (б). Установлено, что при радиальном натяге ? = 0,4 мм в упругопластической волне (А1) интенсивность временных напряжений почти на 26% выше по сравнению с напряжениями в упругопластической волне (А2). В вершинах упругопластических волн создается интенсивность временных напряжений величиной 202^271 МПа, которые меньше в 2,4^3,2 раза предела прочности материала, что не являются причиной нарушения прочности обработанных поверхностей.

2.6 Температура в очаге деформации при реверсивном выглаживании

В процессе пластической деформации тонкого поверхностного слоя совершается работа и выделяется тепло, которое при определенных значениях может отрицательно влиять на физико-механические свойства материала. Так, при выглаживании алмазным индентором температура в зоне контакта инструмента с деталью может достигать 700^900°С [136], что отрицательно сказывается не только на физико-механических свойств материала заготовки, но и на стойкости рабочего инструмента.

Выделяемое при механической обработке давлением тепло затрачивается на нагрев заготовки, деформирующего инструмента и окружающей среде. Исследование процессов ППД показывает, что практически все тепло образуется за счет деформации металла [137]. Пластическое деформирование приводит к упрочнению металла, но тепловые явления в зоне деформации могут снизить результаты, достигнутые ППД - уменьшить степень наклепа и величину остаточных сжимающих напряжений. Таким образом, технологические задачи необходимо решать с учетом температурных полей, возникающих при механической обработке.

Целью данного раздела является определение температуры в очаге деформации в зависимости от основных технологических параметров реверсивного поверхностного пластического деформирования и установление технологических

границ, препятствующих росту повышенных температур.

Для расчета температуры в очаге деформации использована компьютерная программа ANSYS Mechanical вместе с опцией Thermal-Stress (термо-стрессовый анализ), которая позволяет объединить и тепловые и механические параметры в одну задачу.

Для исследования влияния основных технологических параметров реверсивного выглаживания на температуру в очаге деформации цилиндрических деталей рассмотрены 6 параметров технологического процесса - продольная подача (Япр), частота вращения заготовки (пз), радиальный натяг (t), реверсивная частота вращения РИ (пр), начальный угол установки РИ (ан) и амплитуда угла реверсивного вращения РИ (ар).

В качестве базовых параметров и режимов для моделирования процесса обработки реверсивным выглаживанием приняты: S^ = 0,07 мм/об; пз = 100 мин-1; t = 0,1 мм; пр = 120 дв.ход/мин; ар = ± 15о; ан = 90о. Коэффициент трения составлял f = 0,1.

Рассмотрим влияние основных технологических параметров реверсивного выглаживания на температуру в очаге деформации цилиндрических деталей.

Влияние продольной подачи рабочего инструмента, частоты вращения заготовки и радиального натяга. На рис. 2.38 и 2.39 приведены температурные поля в очаге деформации заготовки (см. рис. 2.38) и двухрадиусного ролика (см. рис. 2.39) по поперечному сечению в зависимости от величины продольной подачи: а - SoP = 0,07 мм/об; б - ShP = 0,28 мм/об.

Из рис. 2.38 и 2.39 видно, что максимальная температура возникает в зоне контакта двухрадиусного ролика с заготовкой и постепенно уменьшается к центру цилиндра, а также к центру ролика. Следует отметить, что при S^ = 0,07 мм/об возникает максимальная, а при S^ = 0,28 мм/об минимальная температура в очаге деформации заготовки и двухрадиусного ролика.

а

б

а

б

Рисунок 2.38 - Распределение температурных полей по поперечному сечению заготовки в зависимости от величины продольной подачи: а - £пр = 0,07 мм/об; б -Зпр = 0,28 мм/об Рисунок 2.39 - Распределение температурных полей по поперечному сечению двухрадиусного ролика в зависимости от величины продольной подачи: а - 5пр = 0,07 мм/об; б - Бщ = 0,28 мм/об

На рис. 2.40 показано влияние продольной подачи РИ, частоты вращения заготовки и радиального натяга на максимальную температуру в очаге деформации при реверсивном выглаживании.

250

200

и

\ 150

100

50

Тр/ _ -

60

120

180 240 п„ МИН"1

300

а б в

Рисунок 2.40 - Влияние продольной подачи рабочего инструмента (а), частоты вращения заготовки (б) и радиального натяга (в) на максимальную температуру в очаге деформации

Из рис. 2.40, а видно, что при реверсивном выглаживании, чем меньше величина продольной подачи РИ, тем выше максимальная температура в очаге деформации заготовки, а также и в рабочем инструменте. При уменьшении продольной подачи от 0,28 до 0,07 мм/об максимальная температура в очаге деформации заготовки увеличивается в 2,1 раза, а в РИ в 1,9 раза. Это происходит потому, что при большой величине продольной подачи, количество тепла, передаваемого рабочему инструменту в единицу времени, уменьшается и наоборот. Кроме того, следует отметить, что при изменении величины подачи в интервале 0,25-0,28 мм/об максимальная температура в очаге деформации изменяется незначительно, а в интервале 0,07-0,25 мм/об градиент изменения максимальной температуры в зоне деформации заготовки и рабочего инструмента существенно выше. При этом максимальная температура в РИ почти на 25-30 % больше, чем в заготовке. Это объясняется тем, что теплопроводность материала рабочего инструмента низкая, а поскольку рабочий инструмент постоянно находится в контакте с тепловыделяющей зоной, то температура рабочего инструмента обычно выше, чем температура заготовки.

Из рис. 2. 40, б следует, что при реверсивном выглаживании, чем выше величина частоты вращения заготовки, тем выше максимальная температура в очаге деформации заготовки, а также и в рабочем инструменте. При увеличении частоты вращения заготовки от 60 до 300 об/мин максимальная температура в очаге деформации заготовки увеличивается в 2,6 раз, а в РИ в 2,2 раза.

Из рис. 2.40, в видно, что радиальный натяг значительно влияет на формировании максимальной температуры в очаге деформации рабочего инструмента с заготовкой. При увеличении радиального натяга от 0,07 до 0,28 мм максимальная температура в очаге деформации изменяется от 110о до 242оС в заготовке и от 144о до 322оС в рабочем инструменте. Увеличение радиального натяга приводит к повышению площади контакта рабочей части инструмента с заготовкой, повышается сила трения, радиальное давление и, следовательно, тепловыделение будет выше. С увеличением радиального натяга от 0,07 до 0,28 мм максимальная темпе-

ратура в очаге деформации заготовки увеличивается в 2,2 раза, а в РИ в 2,4 раза. При радиальном натяге ? > 0,18 мм наблюдается весьма существенный рост максимальной температуры в очаге деформации заготовки (Гз>155°С). Формирование температуры такой величины в процессе упрочнения является недопустимым, так как это приводит к снижению физико-механических свойств материала. Особенно уменьшается твердость, прочность деталей машин, рабочий инструмент быстрее изнашивается, в результате сокращается и время его использования в технологической операции.

Влияние начального угла установки, амплитуды угла реверсивного вращения и реверсивной частоты вращения рабочего инструмента.

Рисунок 2.41 - Влияние начального угла установки (а), амплитуды угла реверсивного вращения (б) и реверсивной частоты вращения рабочего инструмента (в) на максимальную температуру в очаге деформации

Из рис. 2.41, а видно, что максимальная температура в очаге деформации РИ с заготовкой достигает своего максимального значения при ан = 90о, т.е. ось вращения рабочего инструмента расположена параллельно оси заготовки. При увеличении начального угла установки РИ от 0 до 90о максимальная температура в очаге деформации заготовки и РИ увеличивается соответственно на 1,3 и 1,4 раза, а при увеличении начального угла установки РИ от 90о до 180о максимальная температура в очаге деформации РИ и заготовки снижается симметрично первому участку кривой (см. рис. 2.41, а).

Следует отметить, что чем больше амплитуда угла реверсивного вращения РИ (см. рис. 2.41, б), тем выше максимальная температура в очаге деформации РИ с заготовкой. При увеличении амплитуды угла реверсивного вращения РИ от 0о до 60о максимальная температура в очаге деформации заготовки увеличивается в 2,2 раза, а в РИ в 2,1 раз. При амплитуде угла реверсивного вращения ар > 55о наблюдается весьма существенный рост максимальной температуры в очаге деформации заготовки (Тз >1550С). Формирование температуры такой величины в процессе упрочнения является недопустимым по вышеуказанным причинам.

Из рис. 2.41, в видно, что чем больше реверсивная частота вращения РИ, тем выше максимальная температура в очаге деформации. С увеличением реверсивной частоты вращения РИ от 60 до 300 дв.ход/мин максимальная температура в очаге деформации заготовки увеличивается в 2,9 раз, а в РИ в 2,8 раз.

Для того, чтобы оценить влияние максимальной температуры при реверсивном выглаживании на интенсивность временных и остаточных напряжений были выполнены соответствующие расчеты, результаты которых представлены на рис.

2.42.

650

500

350

200

50

60

120

1 \ \ а вр

1 1 1 1

1 1 1

1 и 1 о . 1

п ! ^: 1 1

180

240

300

т3, °с

360

Рисунок 2.42 - Зависимость максимальной интенсивности временных и остаточных напряжений от величины максимальной температуры при упрочнении стали 45

Из рис. 2.42 видно, что при температуре в очаге деформации до 155оС интенсивность временных и остаточных напряжений не изменяется. При дальнейшем увеличении температуры от 155оС до 300оС интенсивность временных и остаточных напряжений начинает снижаться. На рис. 2.40 и 2.41 некоторые линии показаны пунктирными линиями, когда максимальная температура на поверхно-

сти заготовки превышает 155оС.

Таким образом, результаты компьютерного моделирования показали, что основные параметры реверсивного выглаживания значительно влияют на максимальную температуру в очаге деформации рабочего инструмента с заготовкой. Чтобы сохранить качество слоя поверхности заготовки после реверсивного выглаживания рекомендуется назначать рациональные режимы обработки: продольная подача ролика 0,07-0,10 мм/об, частота вращения заготовки 120-240 об/мин, величина натяга 0,07-0,15 мм, начальный угол установки РИ 90о, амплитуда угла реверсивного вращения РИ ±50о-±55о и реверсивной частоты вращения РИ 120-240 дв.ход/мин.

Выводы по главе 2

Способ поверхностного пластического деформирования наружных поверхностей тел вращения при использовании деформирующего инструмента с новой кинематикой рабочего движения обеспечивает значительное увеличение значений механических характеристик упрочненного слоя с повышением интенсивности напряженного состояния в очаге деформации и остаточных сжимающих напряжений в поверхностном слое деталей машин.

1. На основе метода конечных элементов в программе ЛШУБ разработана расчетная математическая модель процесса упрочнении при разной кинематике рабочего инструмента. Это позволило обосновать эффективность нового способа отделочно-упрочняющей обработки - реверсивного поверхностного пластического деформирования. Установлено, что наибольшее влияние на напряженно-деформированное состояние в очаге деформации оказывает схема нагружения с реверсивным вращением двухрадиусного ролика, и наименьшее - при упрочнении без вращения ролика. На цилиндрической поверхности заготовки при реверсивном вращении двухрадиусного ролика, значение интенсивности максимальных временных и остаточных напряжений более чем на 40% и 43 % больше по сравнению с значением интенсивности максимальных временных и остаточных

напряжений при статическом скольжении ролика, а глубина пластической деформации выше на 44 %.

2. Результаты исследования показали, что основные технологические параметры реверсивного выглаживания значительно влияют на напряженно-деформированное состояние и глубину пластической деформации цилиндрических деталей. Для интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя рекомендуется назначать следующие рациональные режимы обработки при реверсивном выглаживании: продольная подача ролика 0,07-0,10 мм/об, частота вращения заготовки 180-240 об/мин и величина радиального натяга 0,10-0,15 мм, реверсивная частота вращения РИ 250-280 дв.ход/мин, амплитуда угла реверсивного вращения ±50о-±550 и начальный угол установки РИ 900.

3. Геометрия рабочего инструмента значительно влияет на напряженно-деформированное состояние и глубину пластической деформации цилиндрических деталей при реверсивном выглаживании. Для интенсификации напряженно-деформированного состояния поверхностного слоя рекомендуется использовать двухрадиусный тороидальный ролик диаметром 25-30 мм, с профильным радиусом 2,5-3 мм и расстоянием между вершинами двухрадиусного ролика около 2 мм.

4. Результаты моделирования и численного расчета показывали, что физико-механические свойства материала заготовки значительно влияют на напряженно деформированное состояние поверхностного слоя деталей при реверсивном выглаживании. Большие напряжения возникают при упрочнении материала с большим предел текучести и наоборот, а при их близких значениях большие напряжения возникают у материла с большим значением модуля упругости.

5. Основные параметры реверсивного выглаживания оказывают значительно влияние на размеры упругопластических волн. Для минимизации размеров упругопластической волны рекомендуется назначать рациональные режимы обработки реверсивным выглаживанием: продольная подача 0,1-0,2 мм/об, радиальный натяг 0,10-0,15 мм, частота вращения заготовки 60-120 об/мин, реверсив-

ная частота вращения рабочего инструмента 60-80 дв.ход/мин, начальный угол установки РИ 0-30о или 150о-180о град, амплитуда угла реверсивного вращения РИ ± 15о-± 20о.