ТЕХНИЧЕСКИ УНИВЕРСИТЕТ-ВАРНА

МАШИННО-ТЕХНОЛОГИЧЕН ФАКУЛТЕТ

ТЕХНОЛОГИЯ НА МАШИНОСТРОЕНЕТО И МЕТАЛОРЕЖЕЩИ

МАШИНИ

маг.инж. ТИХОМИР ГРИШЕВ ВАСИЛЕВ

Д И С Е Р Т А Ц И Я на тема:

ТЕХНОЛОГИЧНИ ВЪЗМОЖНОСТИ НА ДОРНОВАНЕТО ЗА

УПРАВЛЕНИЕ НА ПАРАМЕТРИТЕ НА КАЧЕСТВОТО И

ЕКСПЛОАТАЦИОННИТЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРИ

ДОВЪРШВАЩА ОБРАБОТКА НА БРОНЗОВИ ЛАГЕРНИ

ВТУЛКИ

за присъждане на образователната и научна степен

“ доктор”

Научна специалност: „Технология на машиностроенето”,

шифър: 02.01.10

Научен ръководител:

Проф. дтн. инж. Димитър Светлозаров Георгиев

Варна 2013 г.

2

АНОТАЦИЯ В дисертационната работа се изследват технологичните възможности на процеса дорноване по вътрешната и външна повърхност на бронзови втулки, експлоатирани в условията на плъзгащи лагери, като стремежът е да се достигне до оптималните параметри на качеството на обработените детайли, довеждащи до повишаване на експлоатационните характеристики на втулките. Механичните свойства на лагерните материали довеждащи до положително влияние по време на експлоатация на лагерните втулки са: - висока твърдост на повърхностния слой и ниска повърхностна грапавост - водеща до намаляване на интензитета на износване и задържане на характера на сглобката за по-дълъг период на експлоатация. Чрез изменение на технологичните параметри на дорноване, се цели, получаването на оптимални експлоатационни показатели на триещата се по време на работа лагерна повърхност. Чрез дорноване на редица експериментални образци от най-разпространените бронзови сплави, използвани за изработване на плъзгащи лагери, групирани според изискванията на планираните експериментални изследвания и обработката на получените резултати, е достигнато до математични модели служещи за предвиждане на очакваните параметри на качеството. Като входящи параметри за провеждане на експерименталните изследвания са използвани различни бронзови материали и различни технологични параметри на процеса. Като материали са подбрани следните марки бронзови сплави: CuZn5Sn5Pb5, CuSn12, CuAl9Fe4 и CuSn10Pb10, като най-често употребявани за производството на лагерни и водещи втулки в различни машини и механизми. Като изходни параметри са приети, както параметрите на качеството на обработената повърхност (грапавост, степен на наклепване, остатъчна деформация и точност), така и съответстващите им експлоатационни характеристики (триене и износване). Обобщено може да се каже, че изследванията, проведени при тази комбинация на методите на дорноване се базират на статистически резултати от експериментални изследвания, провеждани в лабораторни и заводски условия. Получени са математически модели на изследвания процес базирани на ротатабелните планирани експерименти, включващи в себе си основните технологични режимни параметри на процеса дорноване и очакваните след дорноването резултати касаещи качеството на обработените повърхнини. Получените графични зависимости са геометрична интерполация на връзката между технологичните параметри на процеса и получените след дорноване параметри на качеството на обработените повърхнини, както и техните експлоатационни характеристики.

3

На методиката на провежданите експериментални изследвания и получените резултати могат да бъдат признати следните научни и научно-приложни приноси: -провежда се експериментална оптимизация на резултатите получени от процеса на калиброващо дорноване чрез обработка по външната и вътрешна повърхност на втулката;

-работи се върху различни марки цветни метали, като в публикуваната литература данни от такава обработка липсват; -получените посредством статистическо моделиране експериментални зависимости са оригинални и могат да претендират за достоверност от порядък по-висок от провежданите до този момент еднофакторни изследвания; -проследена е връзката – технологични параметри на обработка, съответно получаващи се параметри на качеството на обработените повърхнини и съответните им експлоатационни характеристики; Получените резултати следва да бъдат използвани при разработване на технологични процеси за довършваща обработка на лагерни и водещи втулки, изработени от различни марки бронз и осигуряващи оптимални параметри на качеството и експлоатационните им характеристики.

4

СЪДЪРЖАНИЕ: ИЗПОЛЗВАНИ СИМВОЛИ И СЪКРАЩЕНИЯ 7 ВЪВЕДЕНИЕ 10 Глава 1 АНАЛИЗ НА ПУБЛИКУВАНИТЕ МАТЕРИАЛИ 11 1.1 Параметри на качеството на бронзови лагерни втулки 11 1.1.1 Основни принципи при проектиране на плъзгащи лагери 11 1.1.2 Изисквания към качеството на плъзгащите лагери 13

1.1.3 Триене при експлоатация на плъзгащи лагери 15 1.1.4 Износване при експлоатация на плъзгащи лагери 18

1.1.5 Видове бронзи, физико-механични свойства и области на приложение 20 1.1.6 Механични свойства на медните сплави след повърхностна пластична деформация 22 1.2 Технологични характеристики на процеса дорноване 25 1.2.1 Технологични предимства на процеса дорноване в сравнение с методите на обработка чрез рязане 25 1.2.2 Технологични предимства на процеса дорноване в сравнение с други методи на ППД 28

1.2.3 Особености на процеса вътрешно дорноване 29 1.2.3.1 Технологични параметри на режима на дорноване 29

1.2.3.2 Влияние на технологичните параметри на дорноване върху качеството на обработените повърхнини 31 1.2.3.3 Разпределение на напреженията в сеченията на дорнованата

втулка вследствие от режима на дорноване 35 1.2.4 Основни предимства и технологични параметри на метода редуциращо дорноване по външните цилиндрични повърхнини на лагерните втулки 37

1.2.5 Технологични схеми на дорноване 39 1.2.5.1 Технологични схеми на вътрешно дорноване 39

1.2.5.2 Технологични схеми на външно дорноване 41 1.3 Литературни източници засягащи дорноването на бронзови лагерни втулки 42 1.4 Изводи 44 1.5 Анализ на темата, цел и задачи на изследването 45 Глава 2 ТЕОРЕТИЧНИ ИЗСЛЕДВАНИЯ 47 2.1 Отклонения от формата в напречно сечение на обработваната заготовка в зависимост от технологичните параметри на режима на дорноване 47 2.2 Сравнение между машинните времена необходими за обработка на вътрешни цилиндрични повърхнини чрез различни довършващи методи 51 2.3 Изводи базирани на теоретичните изследвания 54 Глава 3 ИЗПОЛЗВАНИ МЕТОДИКИ, ИНСТРУМЕНТИ И МАТЕРИАЛИ 55

5

3.1 Планиране на експерименталните изследвания, оптимизац- ионни параметри и фактори 55 3.2 Експериментална екипировка за провеждане на натисково свободно дорноване 57 3.3 Методики за измерване на грапавостта и контрол на износването 58 3.3.1 Методи за контрол на грапавостта 58 3.3.2 Методи за контрол на износването 62 3.4 Микротвърдост и дълбочина на уякчаване в наклепаните слоеве 66 3.5 Методика за измерване на отклоненията от кръглост и цилинд- ричност 68 3.6 Методика за измерване на коефициента на триене и триещия момент 69 3.7 Изводи към методиките използвани в изследването 70 Глава 4 КАЧЕСТВО НА ОБРАБОТЕНИТЕ ЧРЕЗ ДОРНОВАНЕ ДЕТАЙЛИ 71 4.1 Изменение на параметрите на грапавостта след обработка на бронзови втулки чрез дорноване 71

4.1.1 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 71 4.1.2 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuSn12 75 4.1.3 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuAl9Fe4 78 4.1.4 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10 80

4.2 Изменение на микротвърдостта след обработка на лагерни втулки чрез дорноване 83

4.2.1 Изменение на микротвърдостта след дорноване на бронзови втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 83 4.2.2 Изменение на микротвърдостта след дорноване на бронзови втулки от материал CuAl9Fe4 84 4.2.3 Изменение на микротвърдостта след външно дорноване на бронзови втулки от материал CuSn10Pb10 85

4.3 Еластични и остатъчни деформации при дорноване 87 4.4 Отклонения от кръглост и цилиндричност на обработени чрез дорноване бронзови втулки 89

4.4.1 Отклонения от кръглост на обработените чрез дорноване лагерни втулки 89 4.4.2 Отклонения от цилиндричност на обработените чрез дорноване лагерни втулки 92

4.5 Точност на обработени чрез дорноване бронзови втулки 93

6

4.6 Оптимизация на експерименталните резултати за параметрите на качеството на бронзови лагерни втулки 96 4.7 Изводи базирани на резултатите за параметрите на качеството на обработените чрез дорноване втулки 99 Глава 5 ЕКСПЛОАТАЦИОННИ ХАРАКТЕРИСТИКИ НА ДОРНОВАНИТЕ ВТУЛКИ 101 5.1 Триене при експлоатация на обработените чрез различни довършващи методи лагерни втулки 101

5.1.1 Триене на обработени чрез различни методи лагерни втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 101 5.1.2 Триене на обработени чрез различни методи лагерни втулки от материал CuSn12 103

5.1.3 Влияние на параметрите на грапавостта на лагерната повърхност върху коефициента на триене 104

5.2 Износване при експлоатация на обработените чрез дорноване лагерни втулки 107

5.2.1 Износване при експлоатация на лагерни втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 107 5.2.2 Износване при експлоатация на лагерни втулки от материал CuSn10Pb10 109

5.3 Основни изводи към пета глава 111 Глава 6 ОБОБЩАВАНЕ НА ЕКСПЕРИМЕНТАЛНИТЕ РЕЗУЛТАТИ И ПРОЕКТИРАНЕ НА ТЕХНОЛОГИЧЕН ПРОЦЕС ДОРНОВАНЕ 113 6.1 Усилие при дорноване на бронзови втулки 113

6.1.1 Усилие при вътрешно дорноване на бронзови втулки 113 6.1.2 Усилие при външно дорноване на бронзови втулки 115

6.2 Машинно време за изработка на втулки от материал CuSn10Pb10 чрез различни довършващи методи 116 6.3 Обобщени графични зависимости показващи връзката между технологичните параметри на дорноване и получаваните параметри на качеството 118 6.4 Основни изводи към шеста глава 121 АНАЛИЗ НА РЕЗУЛТАТИТЕ И ПРЕДЛОЖЕНИЯ ЗА ПРАКТИКАТА 122 ПРИНОСИ ПО ДИСЕРТАЦИОННИЯ ТРУД 124 ИЗПОЛЗВАНА ЛИТЕРАТУРА 125 ПУБЛИКАЦИИ СВЪРЗАНИ С ДИСЕРТАЦИЯТА 132 ПРИЛОЖЕНИЯ 133

7

ИЗПОЛЗВАНИ СИМВОЛИ И СЪКРАЩЕНИЯ ППД – повърхностно пластично деформиране; MOT – мажещо охлаждаща течност; HRB – твърдост по Роквел скала B; HB– твърдост по Бринел; HV – твърдост по Викерс; HV0.05 – микротвърдост по Викерс при натоварване 50gr; DPH – (diamond pyramid hardness), твърдост измервана с диамантена пирамида; IT – степен на точност на размерите; L – номинална дължина на лагерната двойка, mm; D – номинален диаметър на лагерната двойка, mm; φ – лагерен параметър; l – действителна дължина на лагерната втулка, mm; N – опорна реакция, N; p –средно контактно налягане на лагера, MPa; n – честота на въртене на вала, min-1; Fтр – сила на триене, N; µ - коефициент на триене; Q1 – количество генерирана топлина по време на триене, W; Cdmin – минимална диаметрална хлабина, mm; η – абсолютен вискозитет на смазващото вещество, Pa.s; Ra – средно аритметично отклонение на профила на грапавостта, µm; Rz – височина на грапавините на профила по десет точки, µm; Rq - средно квадратичното отклонение от профила на грапавостта, µm; Σ Rmax – сума от максималните височини на грапавините на лагера и вала, µm; Va – обем на отделения материал при адхезионно износване, m3; K (КW) – коефициент на износване, m3/MPa.m; H – твърдост на по-мекия материал; V – периферна скорост на вала, m/s; t – период на експлоатация на лагерната двойка, s; d – диаметър на дорника, mm; m – относителна дебелина на стената на заготовката; b – ширина на цилиндричната част на дорника, mm; α –ъгъл на деформиране на дорника, deg; α1 – ъгъл на задната част на дорника, deg; d0 – вътрешен диаметър на детайла преди обработка, mm; d1 – вътрешен диаметър на детайла след обработка, mm; D0 – външен диаметър на детайла преди обработка, mm; D1 – външен диаметър на детайла след обработка, mm; h0 – дебелина на стената на заготовката преди дорноване, mm; h1 – дебелина на стената на заготовката след дорноване, mm;

8

i – абсолютна стегнатост при дорноване, mm; i’ – абсолютна стегнатост при редуциращо дорноване, mm; δr – радиална остатъчна деформация по вътрешния диаметър, mm; δR – радиална остатъчна деформация по външния диаметър, mm; F – сила на дорноване, N; F’ – сила при външно дорноване, N; σz – осово напрежение, MPa; σr – радиално напрежение, MPa; σt – окръжно напрежение, MPa; λ – окръжна линейна деформация, %; δD – абсолютна остатъчна деформация по външния диаметър, mm; δdе – абсолютна еластична деформация по отвора, mm; δR –коефициент на намаляване на грапавостта; σS –границата на провлачане на материала, MPa; σm –якост на опън на материала, MPa; D’ – диаметър на цилиндричната част на редуциращия дорник, mm; D1’ – външен диаметър на заготовката преди редуциращо дорноване, mm; D2’ – външен диаметър на детайла след редуциращо дорноване, mm; δDел’ – еластична деформация по външния диаметър след редуциращо дорноване, mm; δDпл’ – пластична деформация по външния диаметър след редуциращо дорноване, mm; δdпл’ –остатъчна деформация по вътрешния диаметър след редуциращо дорноване, mm; d1’ – вътрешен диаметър на заготовката преди редуциращо дорноване, mm; d2’ – вътрешен диаметър на детайла след редуциращо дорноване, mm; ∆цил –отклонение от цилиндричност, µm; ∆кр –отклонение от кръглост, µm; Cd – диаметрална хлабина, µm; Cr – радиална хлабина между вала и лагера, µm; ∆h – дълбочина на износване на материала, mm; hmax – максимална стойност на експлоатационната хлабина, µm; Gпреди – тегло на лагерната втулка преди износване, mg; Gслед – тегло на лагерната втулка след износване, mg; ρбронз – специфично тегло на бронз (~ 8.86 g/cm3 (mg/mm3)); HVmax – максимална микротвърдост след дорноване; HVзагср – средна твърдост на неуякчения материал на заготовката; ∆l – дълбочина на уякчения слой, µm; ∆HV – изменение на микротвърдостта в деформирания слой, %; WА – обем на износения по време на сработване материал, mm3; WP – обем на износения по време на експлоатация материал, mm3;

9

T – време на експлоатация, h; Тmaxn – максимално време на експлоатация на съответния образец; ∆Т2 – процентна разлика между максималното време на експлоатация на втория образец спрямо първия, %; ∆TM – съотношение между машинните времена за два довършващи технологични процеса; S – надлъжно подаване, mm/rev;

10

ВЪВЕДЕНИЕ Дорноването представлява процес за довършителна обработка на отвори, базирана на повърхностна пластична деформация (ППД) в студено състояние, чрез който се достигат параметри на качеството, характерни за последователност от други довършващи методи. Предимствата на метода пред другите довършващи технологични процеси се заключват в достигане на: - ниска грапавост; - висока точност; - повишаване на повърхностната твърдост [34, 49]. Обработените, чрез методите на ППД повърхности, включително и дорноването, повишават твърдостта на повърхностния слой на детайлите за сметка на деформационно уякчаване и остатъчни натискови напрежения на деформирания слой, което пък от своя страна създава по – износоустойчив срещу фрикционни и динамични натоварвания повърхностен слой [64, 77, 81, 88]. Създаваното налягане между инструмента и заготовката по време на обработката, смачква микрограпавините, което довежда до заглаждане на обработваната повърхност [47]. Високата стабилност на инструмента при използване на метода дорноване, позволява обработката на дълбоки отвори L/D>10, както и отвори с номинален диаметър D по-малък от 15 mm [2, 12]. Друго основно предимство на дорноването и използването му за обработка на плъзгащи лагери, се явява способността за задържане на сглобка за по-дълъг период на експлоатация, базирано на получения вследствие на пластичната деформация профил на грапавостта [29]. Дотук изброените предимства на процеса дорноване, създават предпоставки той да се използва за довършваща обработка на бронзови втулки експлоатирани в машиностроителната техника като лагерни и водещи втулки, което би повишило периода на експлоатацията им. Изследвания в тази област не липсват, но са много ограничени и насочени главно към достигане на точността на отворите на втулките и надеждното им запресоване в корпусите на машините или изпълнителните им елементи. Не са открити изследвания, които да имат за цел анализ на експлоатационните характеристики на обработени чрез дорноване бронзови лагерни втулки, както и подробното изучаване на взаимовръзките им с: - конструктивните размери на лагерните втулки; - качеството на обработените повърхнини и технологичните параметри на процеса, именно това е и основната цел на настоящите изследвания.

11

Глава 1 АНАЛИЗ НА ПУБЛИКУВАНИТЕ МАТЕРИАЛИ 1.1 Параметри на качеството на бронзови лагерни втулки 1.1.1 Основни принципи при проектиране на плъзгащи лагери Лагерите изработени от медни сплави са надеждни, те се използват обикновено за много широк спектър от приложения. Издръжливостта им по време на работа е несравнима при наличие на правилни експлоатационни условия, имат изключително добра корозионна устойчивост и притежават отлична устойчивост на ударни натоварвания при ниски температури [62, 63]. Лагерният параметър φ представлява отношението на дължината на лагера към диаметъра му:

При несамонагаждащи се плъзгащи лагери, параметъра φ се избира, както следва: - при малки повърхностни налягания до 1,5; - при средни налягания между 0,7 и 1,1; - при високи – от 0,5 до 0,7 [43, 93]. Най-голяма товароносимост имат лагери с лагерен параметър от 0,5÷0,8.

При по-високи периферни скорости се избира по-малка стойност на φ, а лагери с параметър над 1,5÷1,75 и повече, трябва да се произвеждат като самонагаждащи.

В зависимост от типа на машината, лагерният параметър се избира в границите посочени в Табл.1.1.

Табл.1.1 Граници на лагерния параметър φ в зависимост от областта на приложение [43]

Тип на машината Лагерен параметър

от до Парни турбини 0,8 1,25 Основни лагери на автомобилни двигатели 0,35 0,7 Мотовилкови лагери на автомобилни двигатели 0,5 0,8 Стационарни парни машини, асансьори, стругове, турбогенератори, турбокомпресори, трошачки, мелници

1,0 2,0

Валцовъчни машини 0,6 1,0 Оси на вагони 1,0 1,5 Лагери на трансмисионни валове 1,0 2,0 Самонагаждащи лагери на трансмисионни валове 1,5 3,5 Подемни машини: ходови колела, ролки и барабани 0,8 1,8 Електрически и водни силови машини 0,8 1,5 Мотовилкови и основни лагери на стационарни дизелови двигатели 0,6 1,0

Друг начин за определяне на дължината на проектирания лагер може да се направи по следната зависимост [7]:

(1.2)

(1.1)

12

Където: N – натоварване на лагера, N; l –дължина на лагерната втулка, m; V – периферна скорост на лагеруващия вал, m/s; p –средно лагерно налягане, Pa; n – честота на въртене на вала, min-1;

При лагери работещи в условията на гранично триене, върху работоспособността и дълготрайността влияят качествата на антифрикционния материал и стабилността на масления слой по триещите се повърхнини. В тези случаи избора на материал и геометрични параметри на лагера имат проверочен характер и се ограничават от следните две условия [4, 43, 44, 87 и др.]:

(1.4)

Нарастването на допустимите стойности [p] и [p.V], може да се постигне при повишаване на твърдостта и границата на провлачане на материала вследствие на уякчаване чрез студено пластично деформиране на лагерната повърхност.

Граничната допустима стойност на контактното налягане за всеки материал се определя експериментално и съответства на катастрофално разрушаване, съпровождано с интензивно износване при приета постоянна скорост на плъзгане. Провежданите изпитания показват, че с повишаване на периферната скорост на вала, допустимото налягане се понижава, основно заради повишаване на температурата в зоната на контакта, вследствие на което носещата способност на лагера се ограничава до допустима гранична стойност на плъзгане [V]. Носещата способност е нула, когато периферната скорост отговаря на условието V ≥ [V].

Количеството на образуващата се, по време на работа топлина се определя по формула [6]:

Където: Fтр – сила на триене, N;

µ - коефициент на триене; 1/427 – топлинен еквивалент на механичната енергия, кcal/N.m; Ако се приеме, че коефициента на триене за дадена триеща двойка е

постоянен, както и размерите на лагера, количеството образуваща се топлина може да представи по следния начин.

(1.3)

(1.5)

13

От (1.6) се вижда, че важен критерий при конструиране на плъзгащи лагери се явява критерия на топлоустойчивост – представляващ допустима стойност на произведението на периферната скорост и налягането [p.V] с размерност Pa.m/s или МPa.m/s, който характеризира увеличаването на температурата вследствие на отделената по време на работа топлина. С тази зависимост се обяснява посочения във формула (1.4) критерий.

Анализа на триенето на обработени чрез дорноване лагерни втулки ще ни покаже, каква е способността на обработката чрез дорноване да влияе на топлинното натоварване на лагерите по време на тяхната експлоатация, както и чрез промяна на технологичните режимни параметри на дорноване да управляваме експлоатационните параметри на лагерните втулки.

Топлинното натоварване на лагера може да се понижи при повишаване на контактната (топлоотдаваща) площ по външната базираща повърхност. От своя страна повишаването на площта може да се постигне с дорноване (редуциране) по външната повърхност.

1.1.2 Изисквания към качеството на плъзгащите лагери

Дори и при хидродинамичните плъзгащи лагери моментен контакт между вала и лагера може да настъпи при пускане, спиране или претоварване. В плъзгащите лагери работещи в режим на полутечно и гранично триене имаме продължителен контакт метал в метал.

За да се обезпечат всички случаи на прекомерно износване на вала, твърдостта му в повечето случаи трябва да е по-висока от твърдостта на лагера. Това допускане позволява след износване да се подмени лагера вместо скъпият вал. Препоръчително е твърдостта на вала да е със 100 единици по Бринел (HB) повече от тази на лагера [68].

Фиг.1.1 Препоръчителни граници на грапавостта в зависимост от режима на работа на плъзгащите лагери [68];

(1.6)

0,32

0,63

1,25

2,50

Гранично триене Полутечно триене

Хидродинамично триене

0,80

0,47 0,24

Ra, µm

14

При положение, че имаме хидродинамичен режим на смазване, височината на върховете на микрограпавините трябва да бъде по-малка от дебелината на масления клин, в противен случай триенето и топлинното натоварване на лагера нарастват [1].

Границите на повърхностната грапавост, получавани при различни процеси на довършваща обработка трябва да са следните: Ra = 1,25÷2,5 µm при разстъргване, протегляне и райбероване; Ra = 0,63÷2,5 µm при шлифоване и Ra = 0,16÷0,63 µm при чисто шлифоване [68]. Според стандарта ISO 3547-1:2007 [76], препоръчителна грапавост на повърхността на плъзгащите лагери е в границите Ra=1,6÷3,2 µm, а на вала Ra=0,2÷0,4 µm.

Според серията и точността на втулките са стандартизирани следните стойности на грапавостта по външната и вътрешна повърхност на лагера (Табл.1.2).

Табл.1.2 Грапавост на повърхнините на лагерите според ISO 3547-1:2007 [76]

Повърхност Грапавост Ra, µm според серията

А B C/E D W Вътрешна 0,8 1,6 6,3 1,6 1,6 Външна 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 Други 25 25 25 25 25

При избор на лагерна хлабина участват основните експлоатационни параметри на лагерната двойка – натоварване, скорост и диаметър на лагера. На фиг.1.2 е показана графика, по която се избира минималната диаметрална хлабина, осигуряването на която е необходимо по време на експлоатация.

Фиг.1.2 Минимална диаметрална хлабина в зависимост от оборотите и диаметъра на вала [93];

Изискванията към точността на лагерните втулки оказват голямо влияние върху метода на изработката им. По каталожни данни на SKF за плъзгащи

Обороти на вала - n, min-1

Диаметър, mm

Cd m

in, m

m

15

лагерни втулки са посочени изискванията към точностите на вала и лагера в зависимост от типа на лагера [104, 105] (Табл.1.3).

Табл.1.3 Гранични стойности на параметрите на качеството и експлоатационните характеристики за различни типове лагеруващи двойки [104, 105]

Параметър Тип на лагера

Бронзови втулки

Синтеровани втулки

Обвити бронзови лагери

Температурен интервал, оC -40÷250 -10÷90 -40÷150

Коефициент на триене 0.08÷0.15 0.05÷0.10 0.08÷0.15 Налягане, MPa динам./статичн.

25/45 10/20 40/120

Скорост на вала, m/s 0.5 0.25÷5 1

Толеранс на вала e7 – e8 f7 – f8 e7 – f8

Толеранс на лагера H7 H7 H7

Грапавост на вала - Ra, µm 0.1÷1.0 0.2÷0.8 0.4÷0.8

Твърдост на вала HB 165÷400 200÷300 150÷400

За допустимите отклонения във формата на лагерните втулки е удачно да се използват допуските на формата и разположението на повърхнините по БДС 5634 – 79. Данните от стандарта са показани в табл.1.4.

Табл.1.4 Допуски на отклонения от цилиндричност и кръглост, µm

1.1.3 Триене при експлоатация на плъзгащи лагери

Проектирането на лагеруваща двойка се различава главно в зависимост от това, какъв тип контакт между повърхнините се изисква. Налице е подчертано понижаване на коефициента на триене, когато типа на контакт се променя от гранично към течно триене, като износването също намалява [51].

За да се постигне хидродинамичен режим на триене, който е най-благоприятен за триещите се повърхнини е необходима достатъчна периферна скорост на вала и висока стойност на вискозитета на смазващото вещество. Както е известно вискозитета на смазващото вещество се влияе главно от природата му и експлоатационната температура на лагера [70].

На фиг.1.3, е показано изменението на коефициента на триене в зависимост от основните експлоатационни параметри. Фиг.1.3 – а, показва типовете контакт между триещите се повърхнини в зависимост от режима на работа. При

Интервали на номиналните размери,

mm

Степени на точност IT

6 7 8 9 10

3-10 3 5 8 12 20 10-18 4 6 10 16 25 18-30 5 8 12 20 30 30-50 6 10 16 25 40 50-120 8 12 20 30 50 120-250 10 16 25 40 60

16

граничното триене се наблюдава контакт между голяма част от повърхностните микрограпавини, като в този случай се проектират лагерите така, че създаваните контактни напрежения да не превишават границата на еластичност на материала.

Фиг. 1.3 Изменение на коефициента на триене µ в зависимост от режима на експлоатация: а) за различните типове на контакт между триещите се тела; б) за различни температури при изменение на скоростта V и средното налягане P [55];

На фигурата η представлява абсолютния вискозитет на смазващото вещество, Pa.s;

В режим на полутечно триене работят предимно лагерите смазвани с грес. При тях смазващия слой има преходна дебелина и контактуват единствено върховете на микрограпавините. Приема се, че дебелината на масления слой е равна на три пъти параметъра на грапавостта Rq. В този режим на смазване се достига до минимални стойности на коефициента на триене.

При лагерите работещи без смазване контактуващите повърхнини не са разделени от изкуствено създаден маслен филм, който напълно отстранява контакта между тях. В реални условия повърхностите на триене адсорбират газове, пара, влага от околната среда, а също така най-често са покрити с окисни слоеве [6].

Дори и незначително присъствие на тези вещества, пълното премахване на които в повечето случаи е невъзможно, до голяма степен изменят типа на триене. Окисният слой, получаван по повърхността на контактуващите детайли влиза в ролята на твърдо смазващо вещество. Такива функции изпълняват и специално внесените в зоната на триене твърди и газообразни вещества, разделящи контактуващите повърхнини и намаляващи коефициента на триене и износване. Предвид тези условия, сухото триене следва да се разглежда като

Течно триене

Гранично триене

Полутечно триене

Коефиц

иент

на триене

, µ

η.V/Pср

a)

Коефиц

иент

на триене

, µ

б)

17

взаимодействие на триещите се повърхнини с твърди и газообразни смазочни вещества, образуващи филм върху техните повърхнини.

Коефициента на триене се изменя от грапавостта [91], като за ниски стойности на параметъра Ra нараства. При повишаване на грапавостта коефициента на триене преминава през минимална стойност. Характера на изменение на коефициента на триене в зависимост от параметъра на грапавостта Ra, при гранично смазване е така, както при триене без смазване. Увеличаването на дебелината на масления слой понижава дълбочината на минимума на коефициента на триене (фиг.1.4, б), а при дебелина около 10 µm минимума на коефициента на триене изчезва [20].

На фиг.1.4–а, са показани изследвания на влиянието на натоварването върху коефициента на триене и при различна грапавост на лагерната повърхност, наблюдават се приблизително еднакви стойности на коефициента на триене при съответния параметър на грапавостта.

а) б)

Фиг.1.5 Изменение на коефициента на триене µ в зависимост от параметрите на грапавостта: а) при изменение на Σ Rmax, 1 – триеща двойка чугун-стомана, 2 – триеща

двойка бронз-стомана; б) при изменение на параметъра Rz [20];

а) б) Фиг.1.4 Изменение на коефициента на триене µ в зависимост от параметъра на

грапавостта Ra, µm: а) при натоварване N=300 и 600 g за триеща двойка стомана-мед без смазване; б) при триеща двойка стомана-месинг при различна изчислена

дебелина на маслото [20];

µ

Ra, µm Ra, µm

µ 0.02 µm

0.5 µm

1.2 µm 6 µm 20 µm

18

По-нататъшното увеличаване на грапавостта води до задържане на процеса. Триенето между повърхностите в тази област се дължи на механичното свързване на микрограпавините. Коефициента на триене ще бъде толкова голям, колкото повече се увеличава сумата на максималните грапавини - ΣRmax (фиг.1.5). Както се вижда от фигурите ниските стойности на грапавостта Rz<2µm по триещите се повърхнини не влияят благоприятно върху стойностите на коефициента на триене. Високата гладкост на повърхностите води до наличие на адхезионно прилепване, вследствие на което имаме ограничено смазване. Повишаването на грапавостта до стойности около Rz=3µm, създава условия за образуване на маслени джобове, които довеждат до минимални коефициенти на триене.

При дорноване посоката на микрограпавините е ориентирана по оста на обработваната заготовка - перпендикулярно на движението на смазващата течност. Тази ориентация на грапавините дава условия за създаване на устойчив маслен клин при ниски периферни скорости и нисък вискозитет на смазващото вещество.

1.1.4 Износване при експлоатация на плъзгащи лагери Износването се разделя в четири големи класа: - адхезионно износване; -

износване от повърхностна умора; - абразивно износване и химическо износване. Износването се свързва със загубата на материал вследствие приложеното натоварване и изминатият по време на работа път и се контролира от свойствата на материалите на триещата се двойка, условията на експлоатация и геометрията на контакт.

Адхезионното износване се свързва с адхезионната връзка между триещите се повърхности. Големината на адхезионната сила, главно зависи от физико-химичната природа на материала на контактните повърхности и характера на смазване. За количеството на износения материал имаме [55]:

(1.7)

Където: Va – обем на отделения материал при адхезионно износване, m3;

K – коефициент на износване, m3/MPa.m; H – твърдост на по-мекия материал;

V – периферна скорост на вала, m/s; t – период на експлоатация на лагерната двойка, s; Друга причина за износването на контактуващите материали са

знакопроменливите натоварвания по контактните повърхнини. Материала на лагера изпитва повтарящи се вълни на натиск и опън в участъка на контакт, т.е. образуват се натискови и опънови напрежения. Такова периодично натоварване

19

допринася към уморно разрушаване на повърхността, т.е. износване на лагера вследствие на повърхностна умора на материала.

Броят на циклите до достигане на умора на лагерния материал, може да се определят от експеримент на фрикционна умора или по следната зависимост [6]:

Където, степенния показател а зависи от смазката и механичните свойства на триещите се тела. В условията на еластичен контакт той може да приема стойности 10÷15.

pr – действително налягане върху реалното петно на контакт Pa; σS – граница на провлачане на метала, Pa; k – коефициент, определящ геометричната конфигурация и разположение

по височина на единичните неравности по повърхността на твърдите тела (k=0,18÷0,22);

Пластична деформация е налична в тези случай, когато налягането в местата на контакта превишава границата на провлачане, това се случва докато площта на повърхността на контакта не се окаже достатъчна за възпрепятстване на натоварването. Пластичният контакт се съпровожда с повишаване на температурата на триене, катастрофално износване и задиране.

Пълната, действителна площ на повърхността на контакт Аа може да се определи от израза:

За триещите се повърхнини на вала и лагера, други места на контакт изпитват деформации на срязване под действието на силата на триене:

Където, τср – напрежение на срязване на лагерния материал; Силата на триене за сухи повърхности от уравнения (1.9) и (1.10) е равна на:

От където следва:

(1.12)

Дорноването като процес, чрез който се повишава твърдостта на обработените повърхнини по зависимост (1.7), би довело до понижаване на обема на адхезионно износения материал, а ако се вземе под внимание повишаването на границата на еластичност на материала след провеждане на дорноване по зависимости (1.8 и 1.12), би довело до понижаване на коефициента

(1.8)

(1.9)

(1.10)

(1.11)

20

на триене и до повишаване на броя на циклите до достигане на уморно състояние на контактната повърхност.

1.1.5 Видове бронзи, физико-механични свойства и области на приложение

Използването на бронзовите сплави като материали за изработка на плъзгащи лагери се е наложило в машиностроенето поради високата им износоустойчивост в условията на триене при плъзгане. Бронзовите материали използвани в машиностроенето се разделят на много групи и подгрупи в зависимост от тяхната работоспособност. Под работоспособност в случая се разбира да поемат високи повърхностни натоварвания и да запазват това свойство при високи скорости и работни температури.

На база химичния си състав бронзовите сплави се разделят в следните видове: калаени бронзи, оловно-калаени, високо оловно-калаени, алуминиеви, берилиеви, бабити и др. [62, 63].

Калаят (Sn), увеличава якостта на медните сплави при положение, че не е наличен в големи концентрации. Калаените бронзи имат нисък коефициент на триене по стомана. Вследствие на това температурата образувана по повърхността се задържа с по-ниски стойности в сравнение с други лагерни сплави. Всички сплави от този тип съдържат повече от 5 % калай и в микроструктурата си съдържат твърди интерметални съединения (Cu31Sn8).

С повишаване количеството на калая тези съединения повишават концентрацията си. Твърдата фаза (Cu31Sn8) придава висока износоустойчивост, но това води до абразивен характер на сплавта и повишено износване на лагеруващия детайл. Вследствие на това тези сплави трябва да се използват при по-твърди валове (минимална твърдост от порядъка на 300-400 HB). Калаеният бронз има висока корозионна устойчивост, особено в среда на морска вода. Притежава добра устойчивост срещу ударни натоварвания, но поради липсата на олово изискват гарантирано и надеждно смазване.

Оловно-калаената група бронз съдържа между 1-2 % олово, главно за повишаване на тяхната обработваемост. Съдържанието на олово е ниско, за да се подобрят носещите свойства на сплавта, като по този показател тези сплави могат да се приравнят към калаените бронзи.

Високо оловно-калаените бронзи са класа на най-често употребяваните лагерни материали. Допустимото им повърхностно натоварване при експлоатация не е високо. Ако се сравни с предните две групи то е по-ниско, но тези сплави отговарят на изискванията за лагери работещи при умерено натоварване и при средни до високи скорости. Оловото има много ниска разтворимост в стопилка от мед вследствие на това е изцяло неразтворимо в твърдо състояние на медта или нейните сплави.

Съдържанието на олово в тези сплави е между 7 и 15 % и е достатъчно високо за да подобри фрикционните им свойства. Условията на триене трябва да

21

бъдат в зоната на граничното. Подобно на ниско-оловните бронзи и тези имат добра обработваемост чрез рязане. Наличието на голямо количество олово понижава якостта и еластичността на сплавта, а когато е налично от порядъка на 15-25% е съобразно да се използва при по-ниски ударни и знакопроменливи натоварвания.

Алуминиевите бронзи се характеризират с висока якост и отлична корозионна устойчивост. Някой от тях подлежат на термична обработка. Физичните им свойства се запазват и при високи температури, поради това са отлични за изработка на тежко натоварени лагери. Притежават добра устойчивост срещу абразивно износване. Имат лоши антизадиращи свойства и сравнително висок коефициент на триене, следователно тези бронзи изискват добро и надеждно смазване.

Една група сплави частично отклонена към месингите поради съдържанието на цинк в състава си, представлява групата на „оловен червен месинг” (Leaded Red Brass) [62]. Умерената якост и корозо-устойчивост срещу морска вода, отличната топлопроводност, обработваемост и способността си да подържа отлични леярски свойства са присъщи за тази сплав. Сплавта се използва, като евтин материал за изработка на плъзгащи лагери при ниско работно натоварване и ниска скорост. Изисква се добро и надеждно мазане, както и умерена твърдост на вала.

От разгледаните седем групи бронзови материали са избрани четири различни марки, които представляват извадки от четири основни групи или: - материал CuZn5Sn5Pb5 от групата на „Oловен червен месинг”; - CuSn12 от групата на „Калаените бронзи”; - CuSn10Pb10 от групата на „Оловно-калаените”; - CuAl9Fe4 от групата на „Алуминиевите” бронзи.

Важен критерий за избор на материали при изработка на бронзови лагерни втулки се явява, склонността на съответната сплав към обработка чрез рязане. Калаените бронзи, както беше споменато по-горе, съдържат твърди интерметални съединения, които имат абразивен характер. Съдържанието на алуминий и желязо в алуминиевите бронзи в повечето случаи предразполагат към замазване на обработваната повърхност и получаване на наслойка по режещия инструмент. Табл.1.5 Обработваемост чрез рязане на подбраните за експериментални изследвания

бронзови сплави [52, 75] В табл.1.5, са показани данни за обработваемостта чрез рязане на сплавите

избрани за провеждане на експерименталните изследвания според [52, 75], като

Марка бронз Обработваемост (Machinability), % CuZn5Sn5Pb5 84

CuSn12 20 CuSn10Pb10 80

CuAl9Fe4 50

22

за обработваемост чрез рязане 100% се приема „свободно режещ се месинг” (free-cutting brass, CuZn35Pb2).

От таблицата се вижда, че най-ниска склонност към механична обработка има калаеният бронз – CuSn12 – 20 %, следва алуминиевия CuAl9Fe4 – 50 %, CuSn10Pb10 и CuZn5Sn5Pb5, съответно 80 и 84 %. Този характер на сплавите, води до получаване на висока повърхностна грапавост след механична обработка, особено при довършващите технологични преходи.

1.1.6 Механични свойства на медните сплави след повърхностна пластична деформация

Увеличаването на броя на дислокациите вследствие приложено натоварване необходимо за осъществяване на пластична деформация в медни сплави води до тяхното прегрупиране и ограничаване на движението им. Това води до необходимост от повишаване на външното деформиращо натоварване, вследствие на което твърдостта на материала нараства [25, 54]. Този ефект е показан на фиг.1.6 – а, където се наблюдава повишаване на твърдостта в зависимост от степента на деформиране, изразена според редуцирането на дебелината на чиста мед и два вида месинг след валцоване при стайна температура. Студеното деформиране повишава твърдостта, границата на провлачане и якостта на опън, но понижава относителното удължение. Фиг.1.6–б, показва влиянието на степента на пластична деформация, изразена чрез редуцирането на площта, върху тези свойства.

а) б)

Фиг.1.6 Изменение на механичните характеристики в зависимост от степента на деформация, а) в зависимост от редуцирането на дебелината; б) в зависимост от

редуцирането на площта [54];

23

Бронзовите сплави са склонни към ликвация, от една страна породена от твърдите интерметални съединения на медта с калая, а от друга ограничената разтворимост на олово и желязо в стопилка от мед. Поради тази причина стойностите при измерване на твърдостта варират в големи интервали. На фиг.1.7 са показани графики на разпределение на броя на измерванията за съответната стойност на твърдостта за три вида бронзови сплави получени чрез отливане, с различен химичен състав и якост на опън.

а) б) в)

Фиг.1.7 Разпределение твърдостта HB на 100 бр. измервания за три сплави: а) CuSn5Pb5Zn5 - якост на опън 235-260 MPa; б) CuSn8Zn4 - якост на опън 275-325 MPa;

в) CuZn14Si4 - якост на опън 420-500 MPa [54].

Няколко фактора влияят на температурата на рекристализация. Два от най-важните са времето за отгряване и степента на пластична деформация [53]. На фиг.1.8 е показан ефекта от времето на задържане при рекристализационно отгряване, като с повишаването му имаме по-голяма интензивност на рекристализационните процеси.

Фиг.1.8 Влияние на времето на задържане при рекристализационно отгряване при мед и сплав CuZn5, пластично деформирани при температура 25 оС със степен на деформация

60 % намаляване на дебелината [53];

Твърдост

, DP

H

Температура на отгряване, оС

24

Повишаването на степента на пластична деформация увеличава концентрацията на дефектите в кристалната решетка, като прави метала термодинамично по-нестабилен [33]. От това следва, че рекристализация възниква при по-ниски температури или за по кратки периоди на задържане, с увеличаването на степента на студена пластична деформация. Също така трябва да се отбележи, че видът на деформацията, скоростта и температурата по време на деформация се отразява на нивото на рекристализация. Влияние на пластичната деформация върху рекристализационните процеси са показани на фиг.1.9.

Твърдост,

HB

Температура на отгряване,оС Фиг.1.9 Влияние на температурата на рекристализация и степента на пластична

деформация върху твърдостта на образци от чиста мед [53];

От това разпределение на процесите на рекристализация в зависимост от температурата и степента на деформация, може да се отбележи, че прекомерната степен на деформиране би довела повърхностния слой на обработените чрез дорноване лагерни повърхности до възникване на рекристализационни процеси при ниски експлоатационни температури. Това от своя страна би довело до рекристализиране на повърхностните слоеве и премахване на благоприятните свойства от проведената пластична деформация. Механичните свойства на подбраните за експерименталните изследвания бронзови материали, според литературен източник [52, 75], са показани в следващата таблица Табл.1.6.

Табл.1.6 Механични характеристики на бронзови материали [52, 75]

№ Номинално съдържание, % σB, MPa σs, MPa А5, % 1 CuSn5Pb5Zn5 255 117 30 2 CuSn12 303 152 20 3 CuSn10Pb10 241 124 20 4 CuAl9Fe4 552 185 18

25

1.2 Технологични характеристики на процеса дорноване

1.2.1 Технологични предимства на процеса дорноване в сравнение с методите на обработка чрез рязане В по-голяма част от случаите в практиката високата точност при обработка на цилиндрични отвори се оказва доста сложна задача в сравнение с обработката на външни цилиндрични повърхнини. Обикновено при обработване на външни цилиндрични повърхнини може без особени затруднения да се достигне точност 1,5 – 2 пъти по-висока от точността постигана със същите процеси за вътрешни повърхнини [2, 12]. Това се обяснява с факта, че при обработка на външни повърхнини винаги имаме възможност за стабилен инструмент и неговото стабилно закрепване. Обработката на отвори е свързана с ограничено работно пространство, което довежда до намаляване на напречното сечение на инструмента, т. е. понижаване на стабилността и появата на вибрации по време на обработка. При обработка на отвори чрез рязане, често се наблюдава излизане на инструмента от геометричната ос на детайла. Това довежда до образуване на грешки във формата на обработения отвор, конусообразност, овалност и др. Особено големи затруднения възникват при обработка на дълбоки отвори [35]. Чрез дорноване, могат да се отстраняват отклонения от цилиндричност и кръглост на отворите получени вследствие на предшестващи дорноването обработки, без използване на абразивни методи на обработка, набитите в обработваната повърхност зърна, на които влияят неблагоприятно при експлоатацията на детайлите. Високата стабилност на дорниците и едновременната обработка по цялото напречно сечение на отвора, предразполага към достигане на висока точност при големи вариации на входните за дорноването размери [35, 48]. Студено деформираният повърхностен слой на отвора се наклепва, повишава своята твърдост, което оказва положително въздействие на износоустойчивостта и допустимото повърхностното налягане, което от своя страна удължава периода за експлоатация на дорнованите детайли [34, 65]. Данните от практиката и изследванията показват, че обработените чрез дорноване повърхности притежават голяма износоустойчивост, а също така и висока граница на умора [17, 59], базирано на натисковите остатъчни напрежения в деформирания слой, който ограничава развитието и разпространението на уморни пукнатини [67, 82, 83, 89, 90]. При дорноване, дорника се изтегля през обработвания отвор, който има по-малък диаметър от този на инструмента, вследствие на което размера на отвора се увеличава за сметка на пластичните (остатъчни) деформации, деформирания слой на метала се уякчава, повърхностните микрограпавини се заглаждат от действащото им повърхностно налягане [42].

26

Фиг. 1.10, разработена по данни от източници [18, 27, 41, 47 и 65], показва възможностите на дорноването спрямо други, най-често срещани довършващи технологични процеси за обработка на вътрешни цилиндрични повърхнини на детайли изработени от стомана. Вижда се, че процесите на дорноване и обработката чрез ППД с деформиращи елементи имат еднакви параметри с методите на довършителна обработка включващи райбероване и шлифоване.

Фиг. 1.10 Достижими качествени параметри на обработени посредством различни методи вътрешни цилиндрични повърхнини: а) грапавост Ra, µm; б) степен на точност

на размерите IT;

Практиката показва, че методите за обработка чрез ППД повишават износоустойчивостта на обработените повърхности фиг.1.11, а оттам и повишаване на периода на експлоатация на обработваните детайли . Сравнението на данните за образците, които са обработени посредством разстъргване, хонинговане и шлифоване дават предимство на обработените

Фиг.1.11 Износване на повърхнините на детайли от стомана С45 обработени чрез

различни довършителни технологични процеси [34]

а) б)

27

посредством дорноване. При разстърганите износването за 2000 двойни хода е около 4,6 mg, докато при обработените чрез дорноване 2,5 mg. На фиг. 1.12 са дадени кривите на изменение на микрогеометрията на повърхнини, обработени с различни довършителни процеси за различни стадии на износване. Анализа на кривите показва, че обработката чрез студена повърхностна пластична деформация предразполага към най-малки изменения на профила на грапавостта и най-дълъг период на задържане на постигнатата сглобка.

Самите незначителни микроскопични резки на обработената повърхност на детайлите, развиващи се под действието на динамични натоварвания в дълбочина на сечението на метала, повлияват за преждевременно разрушаване на изделието, дори в случаите на прилагане на ниски външни натоварвания. При експлоатация на различни машини и механизми действителния контакт между повърхнините се осъществява по върховете на грапавините, вследствие на това детайлите контактуват по сравнително малки площадки. Експлоатационното налягане предавано на детайла се поема с тази площ, с която той контактува с другия детайл. При довършителна обработка на детайли чрез процесите разстъргване, фрезоване и разсвредловане, действителната площ на контакт между детайлите представлява 15–25 % от теоретичната [34]. Дори при използване на по-точни методи като шлифоване и хонинговане, действителната площ на контакт представлява не повече от 50 % от теоретична площ. Малката площ на контакт и значителното повишаване на контактното налягане по върховете на микрограпавините, може да доведе до пластичната им деформация, срязване и разрушаване. В тези случай износването е много интензивно.

Фиг. 1.12 Изменение на микрогеометрията при различни методи на обработка [34]

28

Рязкото подобряване на грапавостта на обработената повърхност чрез дорноване, помага за много ранното сработване и почти изчезване на този период при експлоатация чрез триене при плъзгане, а вследствие на това и понижаване на износването.

1.2.2 Технологични предимства на процеса дорноване в сравнение с други методи на ППД

Характеристиките на обработените чрез методите на ППД повърхности не се различават от гледна точка на получена грапавост, твърдост, остатъчни напрежения и др., а главно по кинематичната схема за обработка и типа на контакт между инструмента и заготовката.

Обработката чрез ППД със сферични или ролкови деформиращи елементи по вътрешната или външна повърхност, имитира кинематичната схема на разстъргване, докато дорноването имитира протеглянето (прошиването). От тук могат да се изтъкнат и основните разлики помежду им, или:

-ППД със сферични движещи се елементи оставя спираловидни следи по обработената повърхност (подобно на тези от разстъргване), които не предразполагат създаването на повърхностна микрогеометрия благоприятстваща режима на смазване;

-инструментите необходими за осъществяване на ППД по вътрешната повърхност с подвижни части, имат по-висока себестойност в сравнение с инструментите използвани за дорноване, поради въртящите се и сепараторни части, както и високите повърхностни напрежения върху деформиращите елементи, имащи високи изисквания към инструменталния материал;

-машинното време необходимо за осъществяване на дорноване е по-малко отколкото машинното време необходимо за извършване на един преход на инструмент със сферични деформиращи елементи, базирано на разликите в кинематичните схеми на работа [2, 26];

Инструментите използвани за обработване чрез ППД с подвижни деформиращи елементи, взаимстват основните си конструктивни части от схемите на обработка чрез струговане (при инструментите с един деформиращ елемент) и обработка чрез разсвредловане, когато съдържат два и повече деформиращи елемента. Тези особености позволяват използването на инструментите директно на стругови, фрезови и пробивни машини [57, 60]. Това е основна причина за тяхното голямо разпространение. Наред с положителните си страни, калиброващите методи работещи в режим на гранично триене имат съществени недостатъци от гледна точка на голямата контактна площ и получаваните вследствие на това големи натоварвания, довеждащи до допълнителни осеви деформации и значителен краищен дефект [27, 37]. Радикално намаляване на силата на триене в процесите на обработване на металите под налягане може да се получи прилагайки

29

качествено друг режим на триене – хидродинамичния [3, 16]. За осъществяване на такъв режим, дебелината на мажещия слой трябва да превишава височината на грапавините на деформиращия инструмент и заготовката. Използването на метода на хидропластично обработване, характерен с минималния контакт между инструмента и заготовката, се използва най-често при обработка на стоманени детайли със сравнително високи изисквания към механичните им свойства. Това се налага от сравнително високия коефициент на триене между инструмент и заготовка изработени от стомана, както и от сравнително високите стойности на контактните налягания извършващи основната работа за деформирането на заготовката, които хидропластичното деформиране намалява. Кинетичния коефициент на триене между инструмент и заготовка изработени съответно от инструментална и конструкционна стомана е 0,53, според [55], без наличие на смазващи вещества, докато между инструментална стомана и месинг CuZn40 е 0,24. Като следствие, обработката на медните сплави по схемата на работа в зоната на граничното триене, би довело до сравнително ниско натоварване породено от ниския коефициент на триене. Обобщавайки, можем да твърдим, че разгледаните по-горе методи за ППД на лагерни втулки (изработени от стомана или цветни метали) са равностойни на дорноването от гледна точка на деформиращите им характеристики. Дорноването, обаче притежава съществено предимство пред тях, предвид формирането на грапавостта със следи успоредни на оста на втулката. Тези следи спомагат за подобряване на маслозадържането, което води до качествено по-добри трибологични характеристики на контакта с тези повърхнини. Друг съществен довод за използването на дорноването като довършваща обработка на лагерни втулки е сравнително ниската себестойност на приложението на метода. Има се предвид, че особено в условията на дребно-серийното производство, високата стойност на използваните в сравняваните случаи инструменти и съоръжения, няма да осигурят добра икономическа ефективност.

1.2.3 Особености на процеса вътрешно дорноване

1.2.3.1 Технологични параметри на режима на дорноване По конструктивни оформления се използват различни видове дорници, като всички съдържат в себе си три основни конструктивни елемента. Дорник, от който и да е тип в границата на работната част на своя профил (фиг.1.13) има деформираща част, която извършва основната работа от деформирането на метала. Най-често деформиращата повърхност представлява конусна повърхнина характеризираща се с ъгъл α –ъгъл на деформиране.

30

Фиг.1.13 Технологични параметри при вътрешно дорнованe Където: d – диаметър на дорника, mm; b – ширина на цилиндричната част на дорника, mm; α –ъгъл на деформиране, deg; α1 – ъгъл на задната част, deg; d0 – вътрешен диаметър на детайла преди обработка, mm; d1 – вътрешен диаметър на детайла след обработка, mm; D0 – външен диаметър на детайла преди обработка, mm; D1 – външен диаметър на детайла след обработка, mm; h0 – дебелина на стената на заготовката преди дорноване, mm; h1 – дебелина на стената на заготовката след дорноване, mm; i – абсолютна стегнатост, mm; δr – радиална остатъчна деформация по вътрешния диаметър, mm; δR – радиална остатъчна деформация по външния диаметър, mm; След деформиращата част следва калиброващата, най-често тя представлява цилиндрична повърхнина характеризираща се с диаметър и ширина. Ширината на цилиндричната част b влияе на отклоненията във формата на обработените отвори, силата на дорноване и разпределението на контактното налягане между инструмента и заготовката [49]. Следва задната част на дорника, която също представлява конусна повърхност. Характеризира се с ъгъл α1 разположен между оста на дорника и образуващата на задния конус - нарича се ъгъл на обратния конус. Големината на този ъгъл влияе главно на качеството на повърхността, като осигурява плавно разтоварване на напрегнатата повърхност. Технологичните параметри на процеса дорноване са тези, които влияят пряко на степента на пластична деформация [28, 34, 41, 61]:

1 1 1

1

31

-Абсолютна стегнатост при дорноване – i, mm, представлява разликата между диаметъра на дорника и диаметъра на заготовката преди дорноване:

i=d – d0 (1.12) -Окръжна линейна деформация – λ, %, представлява деформацията разпределена за единица от диаметъра на заготовката [80, 84]:

Използването на параметъра λ, % се налага за премахване на влиянието на диаметъра на заготовката, който влияе на действителната абсолютна деформация. Вследствие на приложената стегнатост и получените деформации, по геометричен път, могат да се представят следните зависимости: -Абсолютна остатъчна деформация по диаметъра на отвора – δd, mm;

δd = do – d1 (1.14)

-Абсолютна еластична деформация - δde, mm; δde = d – d1 (1.15)

-Остатъчна деформация по външния диаметър – δD, mm; δD = D1 – D0 (1.16)

Дебелината на стената на заготовката, влияе върху способността тя да се съпротивлява срещу прилаганата и деформация [29, 58]. Повишаването на дебелината на стената на заготовката, увеличава съпротивлението срещу деформиране и влияе на получаваните качествени параметри след дорноване [111]. За да се пренебрегнат абсолютните стойности на размерите на заготовката, параметъра отчитащ дебелината й се изразява с отношението между външния и вътрешния й диаметър, представляващ относителната дебелина на стената (m) :

За основни параметри на режима на дорноване по данни от литературните източници [2, 17, 21, 47, 59 и др.] се приемат: стегнатостта, ширината на цилиндричната част на инструмента, относителната дебелина на стената на заготовката и ъглите на деформиращия и задния конус.

1.2.3.2 Влияние на технологичните параметри на дорноване върху качеството на обработените повърхнини

Всеки от разгледаните, по-горе технологични параметри влияе различно на получаваните качествени характеристики на обработваната повърхност. На фиг.1.18 - а, е показано разпределението на микротвърдостта HV на образци обработени с различна стегнатост при изменение на положението на отпечатъка спрямо повърхността на отвора. Вижда се, че най-висока твърдост е

(1.13)

(1.17)

32

постигната при обработка на отвор със стегнатост i=0,3 mm в образец от конструкционна стомана C45.

а)

б) Фиг.1.18 Влияние на стегнатостта върху: а) разпределението на микротвърдостта HV на разстояние от деформираната повърхност; б) износването на образци от стомана C45 в условията на триене при възвратно постъпателно движение на триещите се образци,

обработени с различна окръжна линейна деформация λ [47];

Износоустойчивостта в етапа на сработване на готовите детайли, фиг.1.18-б е период, за който е известно, че се износват гребените на грапавините. Повишаването на окръжната линейна деформация λ, довежда до понижаване на износването, тогава когато деформираната повърхност има най-висока твърдост и относителната дължина на опорния профил по върховете на грапавините е най-голям [47]. На фиг.1.19–а, е показано влиянието на стегнатостта при дорноване върху получените след обработка стойности на грапавостта. Голямо влияние оказва изходната за процеса дорноване грапавост, поради факта, че ефективната стегнатост е тази, която надвишава височината на изходната грапавост. Така при по-ниска грапавост на повърхността на заготовката, имаме по-ниска стойност на оптималната стегнатост или, за оптимална стойност на стегнатостта може да се приеме i=0,2 mm, но само при заготвени детайли с изходна грапавост

33

Rz=1,3÷3,2 µm. След превишаването на тази стойност се появява пренаклепване на материала, а от там и влошаване на параметрите на грапавостта.

а) б) Фиг.1.19 Влияние на стегнатостта i, mm върху: а) грапавостта Rz при различна изходна грапавост; б) увеличение на вътрешния и външния диаметър съответно δd и δD за

различни дебелини на стените на заготовките [34, 47];

Както се вижда от фиг.1.19-б, стойността на остатъчната деформация по външния диаметър нараства пропорционално с намаляване на дебелината на стената на дорнованата заготовка. Това е породено от влиянието на дебелината на обработваната втулка върху съпротивлението срещу деформация, а вследствие на това и различното разпространение на пластично деформирания по дълбочина на стената слой. Почти във всички случаи в производствени условия се налага определяне на оптималната стегнатост по опитен път поради специфичните физико-механични свойства на различните материали [47].

За получаване на високо качество на обработената чрез дорноване повърхност е необходимо да се подбере правилно формата и параметрите на инструмента. При една форма на дорника повърхността на обработения отвор се получава чиста, а при друга се получават резки и задиране дори по-големи от тези, които предшестват процеса [7, 34].

За подобряване качеството на обработената повърхност е логично да се намали ъгъла на деформиращия конус α, но при ниски стойности на деформиращия ъгъл основно се разпространява радиално снемане на микрограпавините и запълване на празнините на повърхността.

На практика, с намаляване на ъгъла α понижаването на грапавостта на обработената повърхност достига до определена граница, след която качеството на повърхността се влошава [5]. Това явление е особено характерно при обработка на твърде меки материали, тъй както при малки ъгли в зоната на деформиращия конус силно нараства силата на триене, поради което се получава „заклинване” (студено заваряване) на метала, довеждащо до влошаване на качеството на обработената повърхност.

34

Фиг.1.20 Влияние на ъгъла на деформиращия конус на дорника върху грапавостта на повърхността на втулки от стомана С45 при дорноване със стегнатост i=0,12 mm: 1-

предварителна обработка чрез грубо протегляне; 2-чисто протегляне [34];

Изследванията на влиянието на деформиращия ъгъл при обработка на стоманени детайли с диаметър на отвора 30 mm, дава най-добри резултати след дорноване с деформиращ ъгъл на дорника α = 4о и малко по-лоша при обработка с α равен на 5 и 7о (фиг.1.20). Най-грапава повърхност се получава при ъгъл α равен на 2, 3, 15 и 27о. При дадените условия на дорноване за получаване на най-ниска грапавост е рационално да се използват ъгли на деформиращата част α=4÷5о [34].

В табл.1.7, по справочни данни [42] са показани препоръчителни стойности на технологичните параметри за процес на дорноване, съответно за различни материали и диаметри на обработваните заготовки. Също така е предложен коефициент, който отчита намаляването на грапавостта в процеса на дорноване, като за цветни метали и сплави той е в рамките на KR=0,3÷0,9. Голямата вариация на този коефициент е вследствие на широкия интервал на стегнатостта, която има най-голямо влияние върху него.

Постъпателното движение на дорника по отвора, може да се осъществи с различна скорост, която се нарича скорост на дорноване (табл.1.7). За стомани скоростта на дорноване варира в интервала 5÷10 m/min, а за цветни метали и сплави 2÷6 m/min. При наличие на обилно охлаждане тези стойности могат да се повишат с около 50 % за стомани и 6-7 пъти за цветни метали и сплави. Не са открити данни, които показват влиянието на скоростта на дорноване върху получаваните качествени параметри.

След деформиране в зоната на деформиращия конус, метала попада в зоната на цилиндричната лентичка, където той практически не претърпява допълнително обемно деформиране, но под влиянието на контактното налягане повърхностните неравности на метала се изравняват и заглаждат. По-тясната цилиндрична част дава предпоставки за получаване на по-ниска грапавост и по-

35

голяма дълбочина на деформиращия слой, вследствие на по-концентрираното контактно налягане.

Ширината на цилиндричната част на инструмента b се препоръчва да се избира според аналитична зависимост предложена в [34, 36]:

b = 0,35.d0 0,6 (1.18)

Тъй като, в тази зависимост не се включват важни за процеса дорноване изходни параметри касаещи свойствата на материала и размерите на заготовката е необходимо да се изследва влиянието на ширината на цилиндричната част за всеки конкретен случай.

1.2.3.3 Разпределение на напреженията в сеченията на дорнованата втулка вследствие от режима на дорноване

Разглеждаме напрегнатото състояние на дорнованата заготовка в момента на преминаване на дорника. За тази цел отделяме елементарен обем от метала разположен във вътрешната част на заготовката в областта на деформацията и изясняваме съотношението и направлението на действащите в него напрежения.

Обемното напрегнато състояние на телата при дорноване може да бъде приблизително представено със следните главни нормални напрежения [22] (фиг.1.21): 1) радиално натисково напрежение σr, образувано в резултат от нормалното налягане на дорника върху метала на заготовката; 2) окръжно напрежение на опън σt, по посока тангенциална към окръжността по съответния радиус; 3) осево натисково напрежение σz, възникващо вследствие на противодействие на деформациите в съседните участъци от метала;

Табл. 1.7 Препоръчителни технологични параметри на процеса дорноване [42]

Материал на заготовката

Ъгли на конусите

Режими на дорноване

KR 2.α 2.α1

Оптимална стегнатост на един работен елемент в mm, при диаметър на отвора в mm

Скорост на дорноване,

m/min 10-18 18-30 30-50 50-80 80-120 Стомана

σЕ=400 MPa 6-8 6-8

0.03-0.10

0.05-0.15

0.07-0.25

0.10-0.35

0.15-0.55

5-10; 0.15-0.80 Стомана

σЕ=600 MPa 0.05-0.15

0.07-0.20

0.10-0.35

0.15-0.55

0.25-0.80

Цветни метали и сплави

4-8 4-8 0.03-0.15

0.05-0.20

0.07-0.25

0.10-0.30

0.15-0.35

2-6; 0.30-0.90

Чугун HB 140-260

4-8 4-8 0.05-0.08

0.06-0.10

0.08-0.12

0.08-0.14

0.10-0.20

5-12 0.10-0.60

KR- коефициент на намаляване на грапавостта; KR=Rz дорн / Rz изх≈ Rа дорн / Rа изх

Rz дорн (Rа дорн) – грапавост след процес на дорноване, µm; Rz изх (Rа изх) – изходна грапавост преди процес на дорноване, µm; σЕ – начало на изтичане на метала (след границата на провлачане), MPa

36

По такъв начин представено напрегнатото състояние на участъка отделен от деформационната зона на дорнованата втулка, може да се характеризира с наличието на две напрежения на натиск и едно напрежение на опън. В процеса на движение на дорника по отвора елементите от метала разположени в близост до дорника допират неговата работна повърхност. При контакта на обработвания метал с деформиращия конус на дорника се поражда завъртането им на ъгъл равен на ъгъла на деформиращия конус на дорника (фиг. 1.22). При по-нататъчно придвижване на инструмента те отново се завъртат, тъй както конусната част на дорника преминава в цилиндрична. Ъгълът на завъртане ще бъде по-голям колкото по-близо до дорника се намира разглеждания слой метал. След това дорника поражда изкривяване на елементите още два пъти: при прехода от цилиндричната част към задната част на профила и в момента на отделяне на метала от повърхността на дорника. При използване на дорник с криволинейна работна повърхност, ъгъла на който се завъртат слоевете на деформирания метал съответства на ъгъла между оста на дорника и допирателната към кривата, образуваща профила на дорника в съответната точка на контакт (фиг.1.22, б).

а) б) Фиг.1.22 Схема на завъртане на елементите от метала при дорноване на отвори: а)

дорник с конусен профил; б) дорник със сферичен профил; [34]

Фиг.1.21 Схема на напрегнато състояние при дорноване на отвори [34], 1-деформираша част на дорника, 2-цилиндрична лентичка, 3-обратен конус;

37

Сложната деформация на метала при дорноване предразполага към изменение на направленията на главните напрежения. Главните оси на напреженията (в елементарен куб, изрязан от метала) имат различни направления във всичките три зони. Колкото намалява ъгъла на деформиращия и задния конус на дорника, толкова са по-равномерни деформациите. Намаляването на указаните ъгли допринася към увеличаване на повърхността на триене, следователно до повишаване на усилието на дорноване.

1.2.4 Основни предимства и технологични параметри на метода редуциращо дорноване по външните цилиндрични повърхнини на лагерните втулки

Процесът на редуциращо дорноване копира основните елементи на метода вътрешно дорноване. Дюзите - редуциращите дорници, съдържат в своята конструкция елементи идентични с тези на дорниците за вътрешно дорноване: деформираща част, задна част и калиброваща. Деформиращата част, най-често е конусна, като се срещат конструкции и с криволинейни образователни на деформиращата повърхност [35]. Конструкциите на задната част са основно с конусни повърхнини, докато калиброващата част е цилиндрична или сферична повърхност. Основните технологични параметри на процеса редуциращо дорноване са тези, които пряко регулират получаваното по време на обработка контактно налягане: стегнатост, ширина на калиброващата част на редуциращия дорник, дебелина и диаметър на обработваната заготовка. На фиг.1.23 е показана схема на процеса редуциращо дорноване и основните геометрични зависимости характерни за този тип обработка.

Фиг.1.23 Схема на процеса редуциращо дорноване на втулки по външната им

повърхност - основни геометрични зависимости;

38

Стегнатостта i’, представлява разликата между външния диаметър на втулката преди дорноване и диаметъра на цилиндричната част на дорника:

i’ = D1’ – D’ (1.19)

Където: i’ – стегнатост при редуциращо дорноване, mm;

D1’ – външен диаметър на заготовката, mm; D’ – диаметър на цилиндричната част на редуциращия дорник, mm; Получените след редуциращо дорноване размери на обработената заготовка, геометрично могат да се представят по следните зависимости:

D2’ = D’ + δDел (1.20)

Където:

D2’ – външен диаметър след редуциращо дорноване, mm;

δDел’ – еластична деформация по външния диаметър след редуциращо дорноване, mm; Остатъчните деформации по вътрешния и външен диаметър могат да се представят със следните зависимости:

δdпл’ = d1’ – d2’ (1.21)

δDпл’ = D1’ – D2’ (1.22) Където:

δdпл’ – пластична деформация по вътрешния диаметър след редуциращо

дорноване, mm;

d1’ – вътрешен диаметър преди редуциращо дорноване, mm;

d2’ – вътрешен диаметър след редуциращо дорноване, mm;

δDпл’ – пластична деформация по външния диаметър след редуциращо

дорноване, mm;

D1’ – външен диаметър преди редуциращо дорноване, mm;

D2’ – външен диаметър след редуциращо дорноване, mm; Стегнатостта може да се представи като разлика между пластичната и еластична деформация по външната обработвана повърхност:

i’ = δDпл’ + δDел

’ (1.23)

Изменението на качествените параметри на обработваната по външната повърхност заготовка се очаква да са идентични с тези при обработка чрез вътрешно дорноване: понижаване на грапавостта, отстраняване на неравностите, повишаване на твърдостта и точността във формата. Деформирането на повърхността, довежда до повишаване на опорната контактна площ по време на експлоатация. Предимството на подобни параметри при обработка на плъзгащи лагери биха довели до повишаване на топлопредаването между външната лагерна повърхност и корпуса, в който е монтиран лагера. От своя страна по-високия топлообмен понижава топлинното

39

натоварване, като осигурява на лагерната двойка: по-качествено смазване, по-ниско триене и по-малко износване. Друго предимство на метода е повишаването на усилието на разпресоване на сглобки със стегнатост, базирано на ниската грапавост по външната лагерна повърхност и голямата контактна площ.

1.2.5 Технологични схеми на дорноване

1.2.5.1 Технологични схеми на вътрешно дорноване Процесът на дорноване се изпълнява с инструменти – дорници, работните зъби на които се преместват със стегнатост в условията на триене при плъзгане или триене при търкаляне по образователната на обработвания отвор. Преместването на дорника по оста на заготовката, докато тя е в покой се явява първия кинематически признак на всеки процес на дорноване.

Фиг.1.24 Дорноване на отвори: а) чрез плъзгане; б) чрез търкаляне [2, 36];

Вторият кинематически признак на процеса определящ основния вид дорноване се явява характера на движение на зъбите на дорника по обработваната повърхност. При движение на дорника в условията на триене при плъзгане настъпва мястото на процеса дорноване чрез плъзгане (фиг.1.24, а). Ако при дорноване работният зъб не се плъзга, а се търкаля по повърхността на отвора, то процеса се нарича дорноване при търкаляне (фиг.1.24, б).

Класификацията на метода дорноване чрез плъзгане включва два технологични признака. Първият е в зависимост от големината на стегнатостта, която пряко определя типа на обработката: заглаждащо, калиброващо, уякчаващо и формообразуващо. Чрез метода на заглаждащо дорноване се деформират единствено грапавините, докато уякчаващото дорноване се извършва с големи стегнатости, като се достига до висока твърдост и разпространението й на голяма дълбочина в уякчения слой.

40

Вторият признак включва схемата на реализация на процеса дорноване, като определя посоката на осово натоварване на заготовката. Известни са три основни схеми на дорноване (фиг.1.26): натисково (фиг.1.26-а), по която се изпълняват най-често всички процеси на дорноване, опъново (фиг.1.26-б) употребява се при обемно дорноване на дълги заготовки и комбинирано - опъново и натисково – фиг.1.26, в. При дорноване по схемата на опън или натиск, материала на заготовката е подложен на натоварване със съответните осеви напрежения (натискови или опънови), само в участък от опорния край за заготовката до зъба на дорника – по схемата на натиск, и от първия зъб на дорника до опорния край – по схемата на опън. Където: F – сила на дорноване; σz – осово напрежение - на опън (+), на натиск ( - );

а) б) в) Фиг.1.26 Основни схеми на дорноване: а) натисково; б) опъново; в) комбинирано [2, 36];

При дорноване по смесената схема за разлика от схемите на натиск и опън, се наблюдава силово натоварване по цялата дължина на заготовката. При преместване на дорника към необработения участък действат осеви напрежения на натиск, а на обработената – напрежения на опън. Предимствата на тази схема

Фиг.1.25 Класификация на технологичните схеми на дорноване [2];

ДОРНОВАНЕ

ЗАГЛАЖДАЩО

КАЛИБРОВАЩО

УЯКЧАВАЩО

ФОРМООБРАЗУВАЩО

НАТИСКОВО

СВОБОДНО НЕСВОБОДНО РЕДУЦИРАЩО

В ТВЪРД ОБЕМ В ЕЛАСТИЧЕН

ОБЕМ СВОБОДНО

НЕСВОБОДНО

ОПЪНОВО

СВОБОДНО

РЕДУЦИРАЩО

СВОБОДНО НЕСВОБОДНО

СМЕСЕНО

41

пред схемата на опън е в това, че тя допуска при дорноване силово разтоварване на заготовката от осеви напрежения на опън в най-натовареното сечение (технологичния канал).

От гледна точка на степените на свобода на обработваните тръбни заготовки се различават процеси на свободно, несвободно и редуциращо дорноване.

Свободното дорноване представлява процес, при който няма ограничение на деформациите по външния диаметър. За тънкостенни детайли (D/d≤1,2; L≥10.D) се извършва несвободно дорноване [36], а за по-стабилните заготовки (D/d≥1,2; L≤10.D) се изпълняват схемите на свободно дорноване.

В зависимост от посоката на дорноване се различават две схеми съответно протегляне и прошиване. При съотношение L/d<7, детайлите се обработват по метода на прошиването, а при L/d>7 по метода на протеглянето, където L и d съответно дължина и вътрешен диаметър на втулката [21].

От анализа на лагерния параметър разгледан до момента, най-голямата стойност, която може да приеме е 3,5 от табл.1.1. Изпълнението на процеса дорноване по метода на прошиване е по-улеснено в сравнение със схемата на протегляне. Главната разлика се изразява в необходимата екипировка за дорноване и разработката на приспособления за опорно ограничителна функция на втулката.

1.2.5.2 Технологични схеми на външно дорноване

Класифицирането на технологичните схеми на външно дорноване, може да се направи според това, дали вътрешната повърхност на заготовката е свободна или ограничена, според който признак могат да се характеризират двете схеми показани на фиг.1.27.

Фиг.1.27 Схеми на редуциращо дорноване: а) без ограничаване по вътрешната повърхност; б) с ограничаване по вътрешната повърхност;

Заготовка

Приспособление

Инструмент

а) б)

F’

F’

42

Фиг.1.27 – а, показва схема на свободно външно дорноване, по която могат да се обработват тръбни заготовки със сравнително големи дебелини. Втората схема, фиг.1.27 – б, показва несвободно външно дорноване, използването на което е необходимо при обработка на тънкостенни заготовки за лагерни втулки. От друга страна, схемата на несвободно редуциращо дорноване може да се раздели на няколко вида в зависимост от предварителната сглобка между приспособлението и заготовката. Общо тези частни случаи могат да бъдат следните три типа: -с хлабина между приспособлението и заготовката – при обработка с големи стегнатости или понижени изисквания към вътрешната повърхност; -преходна сглобка между приспособлението и заготовката – при необходимост от висока точност по вътрешната повърхност след външното дорноване; -с предварителна стегнатост – при повишени изисквания към точността на вътрешната повърхност на втулката, както и висока степен на уякчаване; Където: F’ – сила на външно дорноване, N;

1.3 Литературни източници засягащи дорноването на бронзови лагерни втулки

Литературните източници засягащи дорноването на бронзови втулки използвани като плъзгащи лагери са ограничени и главно се занимават с точността им. Не са открити изследвания, които да разглеждат триенето и износването на обработените чрез дорноване лагерни повърхности в експлоатационни условия.

В каталози на SKF е засегнат въпроса за размерите на дорноващите елементи според номиналния диаметър на лагера фиг. 1.28.

Фиг.1.28 Дорноване на композитни PTFE лагерни втулки по данни на SKF [104, 105];

43

Където: dk – диаметър на дорника, mm; B – ширина на лагерната втулка, mm; ∆dk – стегнатост, µm; ∆d – необходима деформация по вътрешния диаметър на втулката, µm; d – номинален диаметър на лагеруващата двойка, mm;

Както се вижда от фигурата, процесът дорноване използван за калиброване на лагерни втулки отговаря на гореспоменатия метод на дорноване в еластичен ограничител, като за параметрите на еластичният ограничител има изисквания да е изработен от стомана и със съотношение на външния диаметър DG към вътрешния D по-голямо от две. За качествата на дорника се изисква да притежава твърдост ≥50 HRC и грапавост по повърхността Rz ≤ 1µm.

На фиг.1.29 е показан инструмент за дорноване на лагерни втулки, както и таблица с диаметъра на дорника в зависимост от диаметъра и точността на обработваната втулка. Наблюдават се сравнително сходни размери на дорника с тези на SKF, както и еднакви изисквания към твърдостта и качеството на повърхността на инструмента. Разликата между двата инструмента е главно в ъглите на деформиращия и заден конус, като от каталога на SKF се вижда, че инструмента е с ъгли 1о, а този на GGB 0,5o.

Фиг.1.29 Дорноване на лагерни втулки по данни на GGB [71];

В дисертацията си Осипов [29], изследва приложението на метода дорноване за запресоване и калиброване на бронзови лагерни втулки в корпус на клапанен притискач фиг.1.30. След извършените изследвания е установено, че силата на разпресоване на лагера се е повишила с около 36 %, а отклоненията от кръглост намаляват с около 50 %, грапавостта на обработената повърхност се понижава с около 4 пъти.

44

Фиг.1.30 Инструмент за запресоване на втулки в корпус на клапанен притискач [29];

1.4 Изводи 1.Установено е, че изискванията към качеството на повърхнините на лагерните втулки работещи в режим на гранично, течно и полутечно триене са високи и достигането им чрез най-разпространените методи на довършваща обработка – разстъргване, райбероване, претриване и др. се явяват нископроизводителни и неефективни от гледна точка на параметрите на качеството на обработените повърхнини. 2.Направения обзорен анализ показва, че обработката на вътрешните експлоатационни повърхнини на бронзови лагерни втулки чрез методите на ППД използващи въртящи се сферични или ролкови деформиращи елементи, включително и хидропластично ППД, предполагат висока себестойност на необходимото оборудване, както и нерационално направление на посоката на грапавостта, което предполага ниски трибологични характеристики на тези повърхнини. 3.Не са открити изследвания, които да имат за цел определяне на технологичните режимни параметри на дорноване в зависимост от очакваните качествени характеристики за бронзови материали. 4.Не е открита методика за еднозначно определяне на стегнатостта при дорноване, като се твърди, че трябва да се определя експериментално за всеки конкретен случай. 5.Сравняването на метода дорноване с други методи на ППД, създава предпоставки за понижаване на машинното време необходимо за обработка чрез дорноване. 6.Не са открити изследвания за последователното прилагане на ППД обработка на лагерни втулки посредством външно редуциращо дорноване и дорноване на отвора, както върху формиращите се параметри на качеството, така и върху експлоатационните им характеристики.

45

1.5 Анализ на темата, цел и задачи на изследването

Процесът дорноване е изследван от много автори и неговите предимства са безспорни пред много други методи за довършителни обработки. Едно от основните предимства на тази схема е приложимостта му върху всякакъв вид метали, както и при някой неметални материали. Използването му се среща и е необходимо, при изработване на детайли от лагерни стомани след закаляването им, най-често при обработка на дълбоки отвори с малък диаметър [13]. В зависимост от това какъв материал ще се дорнова, има възможност да се изработват дорници от материали, при които неможе да се достигне висока твърдост - над 50 HRC [104, 105]. Това дава възможност за понижаване на себестойността на дорниците и облекчава технологията за изработка на екипировка за дорноване на бронзови материали. Почти във всички случаи в производствени условия се налага определяне на оптималната за дорноване стегнатост и ширина на калиброващата част на дорноващия инструмент по опитен път, поради различията на физико-механичните свойства на материалите [47], като това е една от главните причини за разработване на настоящата работа. Както стана ясно по-горе, приложението на метода дорноване за изработка на бронзови лагерни втулки се използва предимно за тяхното калиброване и запресоване в корпусите на машините. Не са открити разработки, които да имат за цел анализ на експлоатационните и качествени параметри на обработени чрез дорноване бронзови лагерни втулки. От това следва да се постави и целта на настоящото изследване:

Цел на настоящата работа е изследване на технологичните възможности на различни схеми на довършваща обработка на бронзови втулки посредством дорноване, с цел оптимизация на параметрите на качеството и експлоатационните характеристики на обработените повърхнини.

За постигането на целта си поставяме следните задачи:

1.Да се изследват теоретично отклоненията във формата на обработваната заготовка, като резултат от конструктивните размери на дорноващите елементи, технологичните режимни параметри на процеса и схемата на обработка.

2.Да се изследва грапавостта, точността, отклоненията във формата и микротвърдостта по повърхностния слой на обработените чрез вътрешно и външно редуциращо дорноване бронзови лагерни втулки.

46

3.Да се изследва влиянието на режимите на външно редуциращо и дорноване на отвора на лагерни втулки, върху параметрите на качеството и експлоатационните им характеристики, като се обосноват получаващите се технологични предимства.

4.Да се сравнят експлоатационните характеристики на обработени с различни довършващи методи бронзови лагерни втулки с тези обработени чрез дорноване и да се обоснове възможното време на експлоатацията им в условията на плъзгащи лагери. 5.Да се изследва теоретично и експериментално машинното време необходимо за осъществяване на процес дорноване и резултатите да се сравнят с машинните времена за обработка чрез други довършващи методи.

47

Глава 2 ТЕОРЕТИЧНИ ИЗСЛЕДВАНИЯ 2.1 Отклонения от формата в напречно сечение на обработваната

заготовка в зависимост от технологичните параметри на режима на дорноване

Един от основните параметри на качество на бронзовите лагерни втулки представлява отклонението от кръглост ∆кр. Главно тази грешка се получава в обработваните чрез дорноване детайли вследствие на разнородността на метала на заготовката, а от там и на различията във физико-механичните му свойства [30, 31].

Анализа на геометричните параметри на наклонен спрямо геометричната ос на обработваната заготовка дорник, с цилиндрична калиброващата част, предразполага към получаването на овална форма на напречното сечение на обработения детайл. Такива отклонения от кръглостта на изработената втулка, могат да доведат до нарушения на режима на смазване по време на експлоатация.

Методиката на определянето на тези отклонения изхожда от това, че при изкривяване на дорника спрямо оста на обработваната втулка, разреза в напречното сечение ще представлява елипса, на която малката страна е равна на диаметъра на дорника, а голямата на проекцията на диаметъра спрямо напречното сечение на втулката плюс част от проекцията на ширината на калиброващата лентичка (фиг.2.1).

Фиг.2.1 Разчетна схема за определяне на отклоненията от кръглост вследствие на изкривяване на геометричната ос на дорника спрямо обработваната заготовка;

48

От анализа на схемата показана на фиг.2.1 може да се запише:

Малката ос на елипсата (а) е еднаква с диаметъра на дорника. Вследствие на това за отклоненията от кръглост при изкривяване на геометричната ос на ъгъл δφ имаме:

Тези отклонения не отчитат възвръщането на еластичните деформации след прехода на дорника, но те са еднакви и за двете оси на получените размери и тяхното отчитане не е съобразно.

Максималният ъгъл δφmax, на който може да се наклони дорника спрямо обработваната заготовка определяме от схема показана на фиг.2.2.

(2.3)

Допуска се, че ъгъла на изкривяване може да се изменя дотогава – когато ръба в челото на дорника се допре до вътрешната повърхност на заготовката.

Фиг.2.2 Разчетна схема за определяне на максималния възможен ъгъл на

изкривяване на геометричната ос на дорника спрямо оста на обработваната заготовка;

(2.1)

(2.2)

49

От уравнение (2.3) се вижда, че с увеличаване на ширината на цилиндричната част на дорника b и стегнатостта i, се намалява стойността на максималния възможен ъгъл на изкривяване (фиг.2.3 –а, в). Или ако се увеличи дължината на дорника L и деформиращия ъгъл α, стойността на δφmax се увеличава (фиг.2.3 –б, г).

a) б)

в) г)

Фиг.2.3 Изменение на максималния ъгъл на изкривяване по зависимост (2.3) в относителни единици: а) от абсолютната стегнатост; б) от дължината на дорника; в) от

ширината на цилиндричната лентичка; г) от деформиращия ъгъл;

Като заместим максималният възможен ъгъл на изкривяване δφmax, който може да се достигне, в полученото уравнение за отклоненията от кръглост (2.2), се получават следните зависимости показани на фиг.2.4.

От анализът на зависимости (2.2) и (2.3) става ясно, че най-голямо влияние върху отклоненията от кръглост оказват: ширината на цилиндричната част на инструмента, ъгълът на деформиращия конус на дорника и стегнатостта.

С увеличаване на стегнатостта отклонението от кръглост се понижава, но стойност на отклонението 0 се получава, при деформиращ ъгъл на дорника по-малък или равен на 2о.

Това е и причината за малките деформиращи ъгли на инструментите на SKF и GGB (фиг.1.28 и 1.29) разгледани в първа глава. С повишаване на ширината на цилиндричната лентичка се повишават и отклоненията от кръглост до определена стойност, след която намаляват.

50

a) б)

в) г)

Фиг.2.4 Изменение на отклонението от кръглост при максимално изкривяване на инструмента спрямо заготовката в относителни единици: а) от абсолютната

стегнатост; б) от дължината на дорника; в) от ширината на цилиндричната лентичка; г) от деформиращия ъгъл;

От този анализ може да се заключи, че като най-благоприятни размери на дорноващите елементи при запазване на минимални отклонения от кръглост могат да се приемат ширина на цилиндричната част до 4 mm и ъгъл на деформиращия конус до 2о.

Отклоненията от кръглост, според уравнение (2.2), при положение, че не се използва приспособление, което да направлява дорника в оста на заготовката, в зависимост от абсолютната стегнатост и ширината на цилиндричната част на инструмента е показана на фиг.2.5. Графиката е разработена при ъгъл на деформиращия конус със стойност 3о и диаметър на дорника 30 mm.

При повишаването на ширината на цилиндричната част на дорника максималните възможни отклонения от кръглост нарастват, докато при повишаване на стегнатостта отклоненията намаляват.

Също така се вижда, че намаляването на ширината на цилиндричната част на дорника, както и частния случай когато тя е равна на нула, имаме нулеви отклонения от кръглост, което потвърждава ефективността от използването на сферични дорноващи елементи в поточните линии за дорноване. Проблема обаче

51

при сферичните повърхности е по-бързото им износване поради по-малката контактна площ между инструмента и заготовката.

Фиг.2.5 Изменение на отклоненията от кръглост ∆кр, mm в зависимост от стегнатостта и ширината на цилиндричната лентичка по теоретична зависимост (2.2), при α=3о и

d=30 mm, в случай в който не се използва приспособление за дорноване;

Поради факта, че изследваната зависимост няма отношение към дебелината на стената на заготовката, разликата в механичните свойства на материала, както и други систематични и случайни явления по време на дорноване, се налага проследяване на отклоненията от кръглост при реалния процес.

2.2 Сравнение между машинните времена необходими за обработка на вътрешни цилиндрични повърхнини чрез различни довършващи методи

Машинното време за един преход на инструмента се изчислява в зависимост от режимите на технологичния процес. Те от своя страна зависят както от материала на обработваната заготовка, така и от вида на обработката, степента на охлаждане и др. Най-разпространените методи за довършваща механична обработка на вътрешни цилиндрични повърхнини на лагерни втулки изработени от бронзови материали са: разстъргване, разсвредловане и райбероване. Машинното време TM, необходимо за осъществяване на довършителния преход за всички изброени методи, включително и ППД със сферични или ролкови елементи, може да се представи със следната зависимост (2.4) [11, 41]:

(2.4)

Където: n – честота на въртене на заготовката (инструмента), min-1;

i, mm

b, mm

∆кр

, m

m

52

S – надлъжно подаване, mm/rev; L – дължина на обработваната повърхност, mm; От друга страна за процесите на дорноване (вътрешно и външно) и протегляне (прошиване), машинното време се определя по следната зависимост (2.5) [41]:

Където: Vд – скорост на дорноване, mm/min; Ако представим отношението на машинното време необходимо за обработка чрез разстъргване върху машинното време необходимо за обработка чрез дорноване, ще получим:

Където: ∆TM – отношение между машинните времена за двата довършващи технологични процеса; От табл.1.7, според данните от [42], приемаме скорост на дорноване за бронзови материали Vд=2 m/min.

Оборотите на заготовката n заместваме с периферната скорост на повърхността на заготовката (инструмента) и получаваме:

Където: Vз – периферната скорост на повърхността на заготовката, m/min;

Периферната скорост на повърхността на заготовката в действителност представлява скоростта на рязане. Както беше разгледано в литературния обзор, податливостта на бронзовите сплави да се обработват чрез рязане е различна и тя трябва да се използва като параметър при анализа на зависимост (2.7).

Повишаването на скоростта на рязане и надлъжното подаване на инструмента, довеждат до понижаване на съотношението между двете машинни времена (фиг.2.6).

Обработката на вътрешна повърхност (с диаметър 40 mm) със скорост на рязане (деформиране) Vз=50 m/min и подаване на инструмента S=0.2 mm/rev, довежда до разлика между машинните времена на двата процеса с 25 пъти.

От друга страна, надлъжното подаване на инструмента има отношение към получаваната грапавост при процеса на разстъргване и деформиране със сфера, което се изразява чрез следната приблизителна зависимост [27]:

(2.5)

(2.6)

(2.7)

53

Фиг.2.6. Изменение на съотношението между машинното време ∆TM в зависимост от скоростта на рязане и надлъжното подаване при диаметър на обработваната

повърхност d=40 mm;

Където: Rz – грапавост, която трябва да се достигне, µm;

dдеф – диаметър на деформиращия елемент или функция на радиуса на ножа, mm; Ако се замести стойността на подаването в зависимостта за отношението между машинните времена имаме:

Следващата фигура показва, изменението на съотношението между

машинните времена ∆TM, което изразява машинното време в пъти повече, необходимо за ППД със сферични елементи в сравнение с метода на дорноване, в зависимост от изискваната грапавост към обработваната повърхност, при диаметър на деформиращата сфера dдеф=5 mm и скоростта на пластично деформиране, според осреднени данни от [108], Vз = 100 m/min.

Вижда се, че за да се достигне грапавост Rz=0,5 µm при диаметър на обработваната заготовка 30 mm машинното време е 1.25 пъти повече от времето

(2.8)

(2.9)

∆TM

S, mm/rev Vз, m/min

54

за дорноване, а ако заготовката е с диаметър 80 mm времето се повишава с 3.2 пъти. Фиг.2.7 Изменение на съотношението между машинното време ∆TM, необходимо за ППД

със сферични елементи в сравнение с метода на дорноване, в зависимост от получаваната грапавост и диаметъра на обработваната повърхност

Фигурата показва, че повишаването на изискванията към повърхността на обработвания отвор води до повишаване на машинното време необходимо за обработка спрямо обработката чрез дорноване, докато при процеса на дорноване такава закономерност не съществува.

2.3 Изводи базирани на теоретичните изследвания

1. Определени са отклоненията от кръглост по вътрешната повърхнина на обработената заготовка, вследствие от анализа на взаимното разположение на дорника и обработваната заготовка, както и техните геометрични параметри.

2. Обосновани и конкретизирани са технологичните предимства и възможности на схемата на ППД чрез дорноване, при съпоставянето и със съществуващите методи на довършваща обработка с или без ППД.

d=30 mm

d=40 mm

d=50 mm

d=60 mm

d=70 mm

d=80 mm

∆TM

55

Глава 3 ИЗПОЛЗВАНИ МЕТОДИКИ, ИНСТРУМЕНТИ И МАТЕРИАЛИ 3.1 Планиране на експерименталните изследвания, оптимизационни параметри и фактори Създаването на план за извършване на експериментални изследвания е базирано на резултатите от проведения анализ на литературните източници. Изследването на качествените и експлоатационни характеристики на обработените чрез процеса натисково свободно дорноване бронзови втулки се прави посредством изменението на режимните технологични параметри на процеса. Режимните технологични параметри на дорноването, влияещи главно върху качествените и експлоатационни характеристики на обработваните детайли, могат да се степенуват в следния ред на рангова корелация, базиран на литературния обзор според литературни източници [38, 39], направен в първата част на работата.

Табл. 3.1 Рангова корелация на технологичните параметри на дорноване според литературния обзор

След степенуване на технологичните параметри, влияещи върху качествените параметри на процеса дорноване, се конкретизират следните стойности, за които провеждаме експериментални изследвания табл.3.2.

Табл. 3.2 Технологични режимни параметри на дорноване за различните видове бронзови материали

Изработени са по 5 бр. дорници за 4 различни типоразмера съответно d=30, 35, 40, 50 mm с различни ширини на цилиндричните части (фиг.3.1), стойностите

№ Технологичен параметър Означение

Стойности за бронзови материали

Ранг

1 Стегнатост i, mm 0,1 - 1 1 2 Ширина на цилиндричната част на дорника b, mm 2 - 6 2 3 Ъгъл на деформиращия конус α, deg 2 - 4 3 4 Относителна дебелина на стената m, - 1,1 – 1,7 4 5 Диаметър на дорника d, mm - 5 6 Модул на еластичност на материала E, GPa 76 - 115 6 7 Твърдост на заготовката HBизх 60 - 125 7

Мат. CuZn5Sn5Pb5 CuZn5Sn5Pb5 CuSn10Pb10 CuSn12 CuAl9Fe4 d/D (m)

30/40 (1,33) 35/55 (1,57) 40/50 (1.25) 50/62 (1,24) 30÷40/50 (1,33-

1.67 )

№ i,

mm λ, %

b, mm

i, mm

λ, % b,

mm i,

mm λ, %

b, mm

i, mm

λ, % b,

mm i, mm d, mm

1 0.18 0.6 0.76 0.18 0.51 0.76 0.35 0.87 5 0.18 0.36 0.76 0.18 28 2 0.3 1.0 2 0.3 0.86 2 0.4 1.0 5 0.3 0.60 2 0.3 30 3 0.6 2.0 5 0.6 1.71 5 0.75 1.87 5 0.6 1.20 5 0.6 35 4 0.9 3.0 8 0.9 2.57 8 0.84 2.8 5 0.9 1.80 8 0.9 40 5 1.02 3.4 9.24 1.02 2.91 9.24 1.15 2.87 5 1.02 2.04 9.24 1.02 42

56

на които са показани в таблицата. Стегнатостта се изменя в зависимост от диаметъра на заготовките, като размерите им се постигат чрез разстъргване.

Фиг.3.1 Снимка на дорноващите елементи изработени за провеждане на експерименталните изследвания;

С изясняването на тези особености на технологичния процес се провежда процес на дорноване – плана на който е показан на фиг.3.2. Плана на експеримента и резултатите от получените експерименти се обработват с програма за планирани ротатабелни експерименти Explan ver.1.1.3 разработена в кат. ТМММ при ТУ-Варна [10].

Фиг.3.2 План на експеримента за изследване влиянието на технологичните параметри

на дорноване, върху качествените характеристики на обработените детайли;

Оптимизационните параметри контролирани след всеки проведен процес на дорноване могат да се разделят на две групи съответно: параметри на качеството и експлоатационни параметри. Параметрите на качеството включват: получена грапавост по обработената повърхност след дорноване, твърдост на

57

деформирания слой, еластични и остатъчни деформации по вътрешната и външна повърхност на заготовката, и отклонения от формата на обработените детайли. Към изследваните експлоатационни характеристики на обработените втулки спадат: изследване на триенето и износването.

3.2 Експериментална екипировка за провеждане на натисково свободно дорноване

При процеса на натисково свободно дорноване имаме базиране на заготовката по едно от челата без наличие на ограничения по външната и повърхност. Необходимо за процеса на дорноване е наличието на ограничител, който да направлява тялото на дорника (фиг.3.3), за запазване на съосието между дорника и обработваната заготовка. За наличието на грешки по тази причина са направени теоретични изследвания във втора глава.

Фиг.3.3 Експериментална екипировка за дорноване на бронзови втулки;

Фиг.3.3, показва какви са основните елементи на експерименталната

екипировка използвана за провеждане на процес на натисково свободно дорноване. С 1 е означено тяло, върху което е закрепен дорноващят елемент 3. Тялото преминава през ограничител 2, който осигурява необходимата съосност между дорника 3 и заготовката 4. Заготовката се базира върху корпуса на експерименталната установка 6 без допълнително закрепване.

58

Между заготовката и корпуса на експерименталната установка е осигурена такава хлабина, че след прехода на дорника да не се получи заклинване между тях.

За да се изследва процеса на външно редуциращо дорноване и обработката на външните цилиндрични повърхнини на лагерни втулки е изработен дорник за редуциращо дорноване показан на следващата фигура.

Фиг.3.4 Конструктивни размери и снимка на дорник за редуциращо дорноване на

бронзови втулки;

Конструкцията копира геометричните характеристики на дорноващите

елементи използвани за вътрешно дорноване, като ъгъла на деформиране и задния ъгъл са съответно по 3 градуса, а ширината на цилиндричната част е 5 mm. Дорника за редуциращо дорноване, както и тези за вътрешно дорноване, е изработен от материал 100Cr6, като след обработка чрез обстъргване е закален в масло. Твърдостта на дорниците е от порядъка на 58 – 62 HRC, като след закаляването повърхностите са шлифовани за постигане на окончателните им размери.

За определяне на силата необходима за осъществяване на процес дорноване е използвана хидравлична преса ZD – 20. При дорноване повърхността на дорника е смазвана с моторно масло 10W-40 по един и същи начин за всички обработени детайли.

3.3 Методики за измерване на грапавостта и контрол на износването

3.3.1 Методи за контрол на грапавостта Поради природата на повърхностната грапавост за контрол на качеството на

повърхнините се използват най-често статистически методи. Най-важен параметър, който характеризира качеството на лагерните (триещите се) повърхнини представлява относителната дължина на носещия профил (фиг.3.5).

59

Функцията p(x) представлява нормално разпределение на височината на пиковете спрямо средната линия на профила, а P(z) кумулативна функция на вероятността:

(3.1)

Кумулативната функция се определя при сумиране на площта от микрограпавините пресечени с безкрайно тънка равнина разположена на разстояние z от най-ниската падина на профила. Има две гранични положения при:

- z = 0 сумата от дължините Σl=0 следствие на което P(z), % = 0 %; - z = max сумата от дължините Σl=L следствие на което P(z), % = 100%;

Фиг.3.5 Определяне на носещата площ на реална повърхност [106];

Измерването на относителната опорна дължина на профила се извършва автоматично, чрез използване на профилограф за сканиране на реалната повърхност. Обработените от профилографа стойности за относителната опорна дължина на грапавостта се извеждат за постоянни стойности на параметъра z разпределен в проценти през 10, максималната стойност 100% на който представлява положението на най-ниската падина от сканирания профил, а най-ниската 0 представлява положението на най-високия връх от профила.

Вследствие на това се получават следния тип криви (фиг.3.6), подходящи за представяне на резултати и определяне на опорната площ за всяко едно сечение от профила.

Като цяло се приема, че в по-голямата част от случаите кривите на височините на профила имат Гаусово разпределение, но е доказано, че при някой механични обработки като струговане, свредловане и фрезоване кривите са вдлъбнати, докато при методите за обработка чрез ППД, полиране и шлифоване кривите са изпъкнали (фиг.3.6).

60

Фиг.3.6 Относителна опорна дължина на носещия профил в зависимост от

положението на равнината спрямо най-високия връх на грапавостта за стругован и дорнован образец от бронзов материал CuZn5Sn5Pb5, дорнован със стегнатост i=0,28

mm [9];

Профилите на реалните повърхности са трудни за математическо описание. За да се опише подобна крива е необходимо да се записва промяната във височината в зависимост от скоростта на движение на сканиращия елемент. Отклонението на профила от една средна повърхност се приема за случаен процес, който може да бъде описан с редица статистически параметри.

Параметъра Ra, разпространен най-широко в практиката като еталон за технологичните процеси, представлява средноаритметичната стойност на височините на профила измерени от средната линия в границата на базова дължина [1].

Под височина на грапавините на профила по десет точки (Rz) се разбира сборът на средноаритметичните от абсолютните стойности на височините на пет най-високи издатини на профила и дълбочините на пет най-дълбоки падини на профила в границите на базовата дължина.

Височинния параметър на грапавостта Rmax представлява средната стойност на измерените максимални стойности от падина до връх в границите на сканираната базова дължина.

Средно квадратичното отклонение от профила на грапавостта Rq представлява средно квадратично отклонение на измерените стойности по върховете и падините в рамките на сканираната базова дължина:

(3.2)

Контрола единствено на параметъра Ra на обработените повърхности не винаги дава добри резултати. Например ако има налични голямо количество

61

високи пикове, но те са разпределени еднакво спрямо средната линия на профила това няма да повлияе на крайната стойност на Ra, докато в същия момент повърхността няма да бъде с добри експлоатационни показатели (фиг.3.7).

Поради тази причина за да се постигнат обективни резултати относно експлоатационните характеристики на обработени чрез метода на дорноване лагерни повърхности е необходимо да се контролира изменението на параметъра Rq.

За измерване на грапавостта и регистрирането на профилограми за целите на настоящата работа е използван профилограф („ПРОФИЛОГРАФ-ПРОФИЛОМЕТР МОДЕЛЬ 250” – фиг.3.8). Възможностите на използвания профилограф позволяват да се определят основните параметри на профила на грапавостта (Ra, Rz, Rmax, Rq и относителната опорна дължина на носещия профил P(z)). Стойностите са измерени за всички експериментални образци преди и след провеждане на процес дорноване.

Според направения литературен обзор относно влиянието на изходната грапавост върху получената след дорноване, се достигна до използването на параметър δR, който отчита понижаване на грапавостта. Получените коефициенти могат да се използват при проектиране на технологични процеси за

Фиг.3.7 Описание на профилите на реални повърхнини чрез статистическите

параметри Ra и Rq [106];

Фиг.3.8 Снимка на използвания профилограф за измерване на грапавост;

62

обработка чрез дорноване, а също и за определяне на изходната за процеса на дорноване грапавост.

(3.3)

3.3.2 Методи за контрол на износването

Износването може да бъде определено като прогресивна загуба на вещество в резултат на механичното взаимодействие на две контактуващи повърхности. Най-често, между тези повърхности има относителна скорост на движение, като контакта помежду им е чрез плъзгане или търкаляне с приложено натоварване [16, 32, 50, 55].

За да се проследи количеството на износения материал е необходимо да се приложи някой от познатите методи за неговото изследване. Главно методите за контрол на износването могат да се разделят на два типа. Първият тип характеризира дълбочината на износения слой за определена зона от изследвания детайл, докато вторият дава глобалната загуба на материал чрез измерване теглата на образците преди и след подлагане на износване [19].

Най-разпространен метод за определяне на дълбочината на износения слой при изследване на детайли тип втулки контролирани по вътрешната им повърхност е сравняването на профилограми регистрирани преди и след процес на експериментално износване на изкуствено изработен канал по вътрешната повърхност [50]. За целта преди да се подложи на износване върху обработената втулка е прорязан канал с дълбочина приблизително 0,1 mm. След това е снета профилограма подобна на показаната на фиг.3.9.

След процес на експлоатационно износване снетата от същото място втора профилограма се сравнява с първата, като се взима под внимание факта, че точките от най-ниската падина на профилограмата преди и след износване съвпадат.

Фиг.3.9 Профил на микрограпавините a) преди и б) след процес на експлоатационно износване;

След изравняването на най-ниските части от профилограмите се измерва разликата между средните линии на профилите разположени от двете страни на най-голямата падина при мащабиране на профилограмите с реални размери

а) б)

∆h

63

спрямо известната дълбочина на контролирания участък. Определената стойност представлява дълбочината на износване.

След като се определи дълбочината на износването е необходимо да се достигне до зависимост свързваща обема на износения материал с нея. За целта ще разглеждаме следната схема (фиг.3.10) на напречното сечение на разположението на вал и втулка при съответната експлоатационна сглобка. От геометричните параметри показани на фиг.3.10 за ъгъла на контакт спрямо центъра на лагерната втулка имаме следната зависимост:

Където: α – ъгъл на контактната зона спрямо центъра на лагерната втулка, deg; ∆h – измерена дълбочина на износване, m; rл – радиус на лагерната втулка, m; Cr – радиална хлабина в сглобката между вала и втулката, m;

Фиг.3.10 Схема за определяне на връзката между обема на износения слой при известна

дълбочина на износване;

След определянето на ъгъла на контакт намираме хордата между сегментите образувани по окръжността на вала и лагера, която е еднаква и за двете:

(3.4)

64

Определянето на хордата образуваща сегментите е необходимо при определянето на ъгъла заключен между петното на контакт и центъра на вала, откъдето следва:

Където: α’ – ъгъл на контактната зона спрямо центъра на вала, deg;

rв – радиус на вала, m; Намирането на двата заключени между контактната зона ъгли дава

възможност за определяне на площите на двата сегмента, а съответно разликата между тях представлява площта на напречното сечение на износената част от лагерната втулка. Умножението на площта по дължината на втулката L, дава обема на износения материал m3.

Тегловният метод, по който може да се изследва обема на износения по време на експлоатация материал може да се покаже чрез следната зависимост:

Където: Gпреди – тегло на лагерната втулка преди износване, mg;

Gслед – тегло на лагерната втулка след износване, mg; ρбронз – специфично тегло на бронз (~ 8.86 g/cm3 (mg/mm3));

При провеждане на експерименталните изследвания е използван тегловния метод за определяне на обема на износения материал, като по-точен от двата разгледани, поради по-директното отчитане на резултатите.

Определянето на коефициента на износване се извършва след провеждане на експеримент по следната зависимост [55]:

Където: Кизн – коефициент на износване, mm3/N.m; F – опорна реакция в лагера, N; H – твърдост на лагерния материал; Vизн – обем на адхезионно износения материал, mm3; V – периферна скорост на вала, m/s; t екс – време на експлоатация, s;

(3.5)

(3.6)

(3.7)

(3.8)

(3.9)

65

От зависимостта (1.7) характеризираща адхезионното износване може да се достигне до зависимост, по която да се изчисли максималното време на експлоатация, като се използват допустимото износване на лагерната втулка след експериментално получен коефициент на износване и експлоатационните параметри на плъзгане:

Където: tmax – максималното време на експлоатация на лагера, min; Vдоп – допустим обем на износване на материала на лагера, mm3;

Периода на износване най-често се разделя на три зони: интензивно износване в етапа на сработване на работните повърхности, пропорционално износване в периода на нормална експлоатация и критично износване в края на експлоатационния период [56]. Ако приемем, че общия максимален обем на износения материал в първите два периода на износване е WS и като се спази пропорционалния характер в периода на нормална експлоатация, може да се запише следната зависимост:

(3.11)

Където: WА – обем на износения по време на сработване материал, mm3; WP – обем на износения по време на експлоатация материал, mm3; КW – коефициент на износване, mm3/MPa.m; P – средно експлоатационно налягане, MPa; Максималното време на експлоатация Тmax може да се представи чрез максималния обем на износване Wmax и обема износен при сработване WA: (3.12) Ако сравним максималното време на експлоатация за всеки отделен образец и приемем, че налягането и скоростта са равни то при един и същ коефициент на пропорционално износване може да се запише:

(3.13)

Където:

Тmaxn – максимално време на експлоатация на съответния образец, h; ∆Т2 – процентна разлика между максималното време на експлоатация на втория образец спрямо първия, %; Чрез тази зависимост могат да бъдат сравнени периодите на експлоатация на образци обработени чрез различни довършващи технологични процеси на базата единствено на количеството износен материал през периода на сработване WA и максимално допустимия обем на износване Wmax.

(3.10)

66

3.4 Микротвърдост и дълбочина на уякчаване в наклепаните слоеве

Твърдостта е основен параметър и измерването и е най-разпространен метод за изследване на деформираните чрез ППД слоеве. Според повишаването на стойностите на микротвърдостта HV0.05, се съди за степента на уякчаване на деформирания материал, а разпространението на високите стойности по дълбочина на обработената повърхност, се съди за дълбочината на уякчения слой.

За да се избегне влиянието на неравномерните деформации в опорното чело върху стойностите на измерваната микротвърдост, от експерименталните образци се премахва известна част (около 10 mm), от страната на опорното през време на дорноване чело фиг.3.11.

Фиг.3.11 Схема на отрязване на обработените чрез дорноване образци и зона на измерване на микротвърдост HV0.05;

Челата на образците подложени на измерване на микротвърдост са обработени по стандартните методики за третиране на микрошлифове. Измерването се осъществи с помощта на микроскоп от тип показан на следващата фигура.

Фиг.3.12 Снимка на микроскоп “Epityp 2” с приставка за измерване на микротвърдост

HV0.05 “Hanneman”;

За измерване на стойностите на микротвърдост върху подготвените микрошлифове се нанасят отпечатъци с натоварване 0.05 kg на определени

разстояния от повърхностния слой (фиг.3.13).

Зона за измерване на микротвърдост

67

Фиг.3.13 Снимка на отпечатъци от измерването на микротвърдост HV0.05;

След измерването на диагоналите на отпечатъците и отстоянието им спрямо вътрешната повърхност на образеца може да се състави графика от тип показан на фиг.3.14.

Фиг.3.14 Разпределение на микротвърдостта HV0.05 по дълбочина на деформирания слой и основните му характеристики подходящи за използване като оптимизационни

параметри;

Основните параметри, чрез които може да се анализират степента на уякчаване на материала след дорноване на база получената микротвърдост са показани на фиг.3.14 където:

HV max

Дълбочина на уякчения слой ∆l, µm;

HVзагср

Изменение

на твърдостта

- ∆

HV

, %

8-

23-

38-

54-

70-

0-

68

HVmax – максимална микротвърдост на пластично деформирания след дорноване слой;

HVзагср – средна твърдост на неуякчения материал на заготовката; ∆l – дълбочина на уякчения слой в зависимост от средно-квадратичното

разпределение на броя измервания спрямо измерените стойности, µm; ∆HV – изменение на твърдостта, %;

(3.14)

3.5 Методика за измерване на отклоненията от кръглост и цилиндричност

За да се изследват отклоненията от кръглост и цилиндричност внесени в геометрията на обработените чрез дорноване детайли е необходимо да се изследват известен брой напречни сечения и получените резултати да се обработят според зависимостта показана на фиг.3.15.

Допуска се, че отклоненията от кръглост се изразяват чрез овалността на отвора в съответното сечение, базирано на извършените теоретични изследвания. За отклоненията от цилиндричност се приема частния случай на седлообразност, базирано на краищния дефект, който се получава при входа и изхода на инструмента.

Фиг. 3.15 Форма на реалните детайли и зависимост при определяне на отклоненията от кръглост и цилиндричност [23];

∆=0,5 (dmax – dmin)

Извършени са достатъчно голям брой измервания на диаметъра на отвора в пет сечения на втулката (фиг.3.15 – б). Те са изпълнени с достатъчно малка стъпка, за да твърдим, че измереното отклонение е по схема заместваща кръглограмата. Половината от разликата между измерения най-голям и най-малък диаметър представлява отклонението от кръглост изразено чрез овалността в съответното сечение. Най-голямата измерена овалност от всичките

а) б)

69

пет контролирани сечения представлява отклонението от кръглост на контролираната втулка.

Измерването на достатъчен брой сечения позволява да се определи отклонението от цилиндричност, което най-често се проявява в седлообразност. Половината от разликата между измерения най-голям и най-малък вътрешен диаметър на измерванията в петте сечения (фиг.3.15), представлява отклонението от цилиндричност (седлообразността) на отвора на втулката. Тези характеристики се използват като оптимизационни параметри при експерименталните изследвания за качеството на обработваните чрез дорноване лагерни втулки.

Измерванията са извършени с помощта на индикатор-вътромер с точност на измерванията 1 µm.

3.6 Методика за измерване на коефициента на триене и триещия момент

За експериментална установка, с помощта на която определяме коефициента на триене е осъществена следната, показана на фиг.3.16 схема.

Валът 1 е монтиран в патронника на универсална фреза, чрез която се предава въртеливо движение с различна скорост на въртене. Той е разположен в изследваната бронзова втулка 2, на която с помощта на пружина 7 и скала за отчитане на преместването 8 се прилага сила с определена стойност. Втулката има възможност да се завърта по оста на вала благодарение на поставените под нея 3 бр ролкови лагери 4, разположени шахматно. Тангенциално на лагерната втулка чрез болт е закрепена метална нишка 3, която е твърдо свързана с пружинна пластина 6, като деформацията в нея се отчита от индикаторен часовник 5.

Фиг. 3.16 Схема и снимка на експерименталната установка разработена за определяне на коефициента и момента на триене [4];

1

N

2

3 4

5

6 Fтр

F

7 8

1 2 3

4

5 6

7

8

70

След развъртане на вала, силата на триене създадена между него и лагерната втулка се стреми да я завърти в същата посока, а закрепената за втулката нишка се измества и деформира пружинната пластина до определена степен. Пружината за създаване на натоварването и пластината за отчитане на въртящия момент са тарирани независимо от експеримента с теглилки и хидравлична преса. Ако приемем, че D и d са съответно външният и вътрешен диаметър на втулката за определяне на момента и коефициента на триене имаме:

(3.15)

Където: Ттр – момент на триене, N.mm; Fтр – сила на триене, N;

F – измерена сила в нишката, N; D, d – съответно външен и вътрешен диаметър на втулката, mm; За определяне на коефициента на триене с помощта на разработената

експериментална установка след използване на основната зависимост за триенето получаваме:

(3.16)

3.7 Изводи към методиките използвани в изследването

1.Разработен е модел на планиран експеримент, позволяващ получаването на математичен модел на зависимостта на параметрите на качеството на обработените посредством дорноване по вътрешната и външната повърхнини, както и съответните им технологични фактори.

2.Проектирани и изработени са експериментална установка и оборудване, които създават възможност за осъществяване на процес на натисково свободно дорноване при изменение на основните технологични параметри на процеса. 3. Изведена е теоретична зависимост, която позволява изчисляване на обема на износения материал в процес на експлоатация на втулките от сканираните профилограми по повърхнините на експерименталните образци. 4. Изведена е зависимост, чрез която може да се сравни времето на експлоатация на обработени чрез различни довършващи методи повърхности, базиращо се на количеството износен материал в периода на сработване.

5. Проектиран и изработен е стенд прилагащ стандартни методи за контрол на параметрите на контакт и триене, с помощта на който да се регистрира коефициента на триене по време на експериментите.

71

Глава 4 КАЧЕСТВО НА ОБРАБОТЕНИТЕ ЧРЕЗ ДОРНОВАНЕ ДЕТАЙЛИ

Параметрите на качеството на бронзовите лагерни втулки, както беше разгледано по-горе включват: грапавост на работната повърхност, микротвърдост, отклонения от формата в напречно и надлъжно сечение и точност на получаваните размери. За да се оцени ефекта от обработката чрез дорноване се анализира изменението на тези параметри спрямо изходните.

4.1 Изменение на параметрите на грапавостта след обработка на бронзови втулки чрез дорноване

В експерименталната част са изследвани четири вида бронзови материали, от които са изработени експериментални образци групирани така, че да отговарят на разгледания в методичната част модел на планиран експеримент.

4.1.1 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5

След обработка на експерименталните данни на регистрираните стойности на изменението на грапавостта, за материал на заготовките CuZn5Sn5Pb5 при съответните номинални размери на дорнованите заготовки са получени следните графични зависимости показани на фиг.4.1 и 4.2.

Фиг.4.1 Изменение на относителната грапавост δRa и абсолютната Ra, µm в зависимост от ширината на цилиндричната част на инструмента b, mm и стегнатостта i, mm за

втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=40/30=1.33;

δRa

δRa=0,5732 – 1,11.i - 0,0118.b + 0,0167.i.b + 0,716.i2 + 0,0016.b2

Ra,

µm

0

0,75

1,0

1,25

1,5

1,75

2,0

2,25

2,5

i, mm

b, mm 0.67

1.33 2.00

2.67 λ, % 3.33

72

Абсолютната стойност на грапавостта Ra, µm е определена на база на средната стойност на изходните грапавости за всички образци от тази група, която е Ra=5 µm.

Повишаването на стегнатостта до 0,7 mm (λ=2.33 %), понижава получаваната грапавост, като при тази стойност има минимум. След превишаването й грапавостта се влошава, вследствие на прекомерното деформиране на повърхностния слой. Повишаването на ширината на цилиндричната част на инструмента, повишава стойностите на грапавостта за тези образци, като при по-ниски стегнатости влиянието е по-малко.

Минимална грапавост, до която може да се достигне за този типоразмер на заготовките е Ra=0,75 µm при дорноване със стегнатост 0,7 mm (λ=2.33 %) и ширина на цилиндричната част на инструмента 2 mm, като изходната грапавост Ra трябва да е около 5 µm. Става ясно, че дорноването с тези режимни параметри дава понижаване на изходната грапавост със 7 пъти.

Фиг.4.2 Изменение на относителната грапавост δRa и абсолютната Ra, µm в зависимост от ширината на цилиндричната част на инструмента b, mm и стегнатостта i, mm за

втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=55/35=1.57;

Най-добра грапавост Ra=0,25 µm е получена при дорноване със стегнатост 0,6 mm (λ=1.71 %) при ширина на цилиндричната част на дорника 10 mm. Абсолютните стойности на грапавостта са значително по-ниски от предните, дължащо се на ниската средна стойност на изходната грапавост - Ra=1,7 µm. Може да се отбележи, че отново грапавостта се е понижила със 7 пъти.

δRa=1,10842 – 2,088.i - 0,07555.b + 0,03083.i.b + 1,43451.i2 + 0,003182.b2

δRa

b, mm

i, mm

Ra,

µm

0

0,17

0,34

0,51

0,68

0,85

1,02

1,19

λ, %

0.57 1.14

1.71 2.28

2.86

73

При тези заготовки, повишаването на ширината на калиброващата част на инструмента, довежда до намаляване на грапавостта, това се дължи на по-равномерното разпределение на средното контактно налягане, което е значително по-голямо от контактното налягане създавано при предните образци. Затова до пренаклепване на деформирания слой се достига тогава, когато ширината на цилиндричната част приема по-ниски стойности.

Интерес за изследването представлява изменението на профила на грапавостта в някой точки на експеримента, както и измерените абсолютни стойности на параметрите на грапавостта показани на фиг.4.3 и фиг.4.4.

Фиг. 4.3 Профилограми на експерименталните образци: а) преди дорноване (стругована

повърхност); б) след дорноване със стегнатост i=0,9 mm (λ=3 %), ширина на цилиндричната лентичка b=2 mm; в) i=0,9 mm (λ=3 %), b=8 mm; г) i=0,6 mm (λ=2 %),

b=0,76 mm; д) i=0,6 mm (λ=2 %), b=9,24 mm; за материал CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=40/30=1.33;

От показаните профилограми (фиг.4.3), се наблюдава, че най-голяма гладкост - слабо изразени върхове и падини, имаме при дорноване със стегнатост i=0,6 mm (λ=2 %) при ширина на цилиндричната част на инструмента b=0,76 mm (фиг.4.3 - г) и i=0,9 mm (λ=3 %), b=2 mm (фиг.4.3 - б), което потвърждава получените по-горе резултати от планирания експеримент.

При дорноване на заготовките с дебелина на стената 10 mm (фиг.4.4), най-добра грапавост се получава при дорноване със стегнатост i=0,9 mm (λ=2.57 %) и ширина на цилиндричната лентичка b=8 mm, по данни от приложените профилограми (фиг.4.4-в), като при тази стойност се получават и най-добри абсолютни стойности на грапавостта Ra=0,3 µm, Rz=1,1 µm. Подобен профил се получава при обработка със стегнатост стегнатост i=0,9 mm (λ=2.57 %) и ширина на цилиндричната част b=2 mm, което се наблюдава и от модела на изследването.

б)

г)

Ra = 0,5 µm; Rz = 2,7 µm; Rq = 1,1 µm;

Ra = 0,6 µm; Rz = 4,1 µm; Rq = 1,5 µm;

5 µ

m

5 µ

m

в)

д)

Ra = 0,8 µm; Rz = 4,4 µm; Rq = 1,9 µm;

Ra = 0,8 µm; Rz = 4,9 µm; Rq = 1,8 µm;

5 µ

m

5 µ

m

5 µ

m

а)

Ra = 5,5 µm; Rz = 21,6 µm; Rq = 13,6 µm;

74

Фиг. 4.4 Профилограми на експерименталните образци: а) преди дорноване (стругована повърхност); б) след дорноване със стегнатост i=0,9 mm (λ=2.57 %), ширина на цилиндричната лентичка b=2 mm; в) i=0,9 mm (λ=2.57 %), b=8 mm; г) i=0,18 mm

(λ=0.51%), b=5 mm; д) i=1,02 mm (λ=2.91 %), b=5 mm;

По данни от литературни източници засягащи износването на материалите [16, 50, 55] става ясно, че износването на реалните повърхности в периода на разработване на детайлите е до достигане на 30 %, считано от върха в границите на разстоянието от върха на най-големия регистриран пик до най-ниската точка от снетата профилограма.

Фиг.4.5 Графика на изменение на относителната дължина на носещия профил за различните технологични режими на дорноване за материал на заготовките

CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=40/30=1.33;

Ако съпоставим опорната площ на изследваните преди и след дорноване профилограми (фиг.4.5 и 4.6) може да се достигне до следното. При регистриране на сумарната дължина на носещия профил за образци обработени

Ra = 1,5 µm; Rz = 6,8 µm; Rq = 4,8

а)

5 µ

m

в)

Ra = 0,3 µm; Rz = 1,1 µm; Rq = 0,6 µm;

д) Ra = 0,5 µm; Rz = 2,2 µm; Rq = 1,2

µm;

5 µ

m

5 µ

m

б)

Ra = 0,5 µm; Rz = 3,0 µm; Rq = 1,3 µm; 5 µ

m

Ra = 1,2 µm; Rz = 4,6 µm; Rq = 2,5 µm;

г)

5 µ

m

75

чрез разстъргване при координата z=70% съвпадаща с периода на разработване имаме P(z)=50% за тънкостенните заготовки (фиг.4.5) и P(z)=37% за дебелостенните заготовки (фиг.4.6). След дорноване при първите се получава средна сумарна дължина на профила P(z)=75%, а при вторите около P(z)=68%.

Ако се приеме, че опорната дължина на носещия профил е пропорционална на контактната (носещата) площ и на количеството на износения по време на разработването материал се оказва, че контактната площ би се увеличила - респективно износения материал би намалял със средно около 50 % и за двата типа образци.

Фиг. 4.6 Графика на изменение на относителната дължина на носещия профил за различните технологични режими на дорноване за материал на заготовките

CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=55/35=1.57;

В частност, най-добри резултати са получени при дорноване със стегнатост i=0,6 mm (λ=2 %) при b=9,24 mm (фиг.4.5) за тънкостенните заготовки и при i=0,9 mm (λ=2.57 %) b=8 mm за по-дебелите заготовки (фиг.4.6).

4.1.2 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuSn12

Изследвания на качествените параметри след дорноване на лагерни втулки са проведени и върху бронзов материал CuSn12 обработени с номинален диаметър на дорника d=50 mm, дебелина на стената на заготовките 6 mm и относителна дебелина m=62/50=1,24.

От фиг.4.7 се вижда, че увеличаването на стегнатостта води до понижаване на коефициента δRa в интервала от 0,2 mm (λ=0.4 %) до 0,65 mm (λ=1.3 %), като след това имаме повишаване. Абсолютната грапавост Ra, µm е изчислена според средната изходна грапавост, която за тази група образци е 3,8 µm.

76

В интервала на ширината на цилиндричната част на инструмента от 2 до 10 mm, най-ниска стойност δRa=0,2 приема при i=0,65 mm (λ=1.3 %) и b=2÷4 mm.

Изменението на ширината на цилиндричната лентичка b от 2 до 8 mm води до повишаване на δRa при стегнатост 0,2 mm, докато при по-високите стегнатости над 0,8 mm влиянието на ширината на калиброващата част намалява.

Фиг. 4.7 Изменение на относителната грапавост δRa и абсолютната Ra, µm в зависимост от ширината на цилиндричната част на инструмента b, mm и стегнатостта i, mm за втулки от материал CuSn12 при диаметър на заготовките d=50 mm и дебелина на

стената на заготовката h=6 mm;

От профилограмите (фиг.4.8) на изследваните по вътрешната повърхност втулки се наблюдава най-гладка повърхност при обработка със стегнатост i=0,6 (λ=1.2 %) mm и ширина на цилиндричната част на инструмента b=0,76 mm – фиг.4.8–е.

При дорноване със стегнатост i=0,9 mm (λ=1.8 %) и изменение на b от 2 mm (фиг.4.8–б) до 8 mm (фиг.4.8–в) имаме по-чиста повърхност при b=2 mm, като главно параметъра Rq намалява от 3,3 µm до 2,2 µm. Най-малко изменение на профила се е получило при i=0,18 mm, където Ra = 4,0 µm, Rz = 8,6 µm, Rq = 4,5 µm при изходни качествени параметри на грапавостта Ra = 5,0 µm, Rz = 11,5 µm, Rq = 4,9 µm. Относителната дължина на опорния профил фиг.4.9 е най-голяма при дорноване със стегнатост i=1,02 mm (λ=2.04 %) и b=5 mm. Ако я сравним с горе

δRa = 1,1065 – 2,7274.i - 0,00851.b - 0,0556.i.b + 2,2181.i2 + 0,00563.b2

δRa

Ra,

µm

0

0,76

1,52

2,28

3,04

3,80

b, mm

i, mm λ, %

0.4 0.8

1.2 1.6

2.0

77

споменатата взаимовръзка се достига до това, че количеството на износения по време на разработването материал би намалял – съответно контактната площ би се увеличила със 70%.

Фиг. 4.8 Профилограми на експерименталните образци: а) преди дорноване (стругована повърхност); б) след дорноване със стегнатост i=0,9 mm (λ=1.8 %), b=2 mm; в) i=0,9 mm (λ=1.8 %), b=8 mm; г) i=0,18 mm (λ=0.36 %), b=5 mm; д) i=1,02 mm (λ=2.04 %), b=5 mm; e) i=0,6 mm (λ=1.2 %), b=0,76 mm; ж) i=0,6 mm (λ=1.2 %), b=9,24 mm за материал CuSn12;

Фиг. 4.9 Графика на изменение на относителната дължина на носещия профил след дорноване за материал на заготовките CuSn12 при диаметър d~50 mm m=1.24;

Ra = 1,9 µm; Rz = 8,7 µm; Rq = 4,2 µm;

ж)

5 µ

m

Ra = 0,5 µm; Rz = 2,1 µm; Rq = 0,9 µm;

е) 5

µm

в)

Ra = 1,1 µm; Rz = 5,7 µm; Rq = 3,3 µm;

5 µ

m

д)

Ra = 0,8 µm; Rz = 4,9 µm; Rq = 2,5 µm; 5 µ

m

б)

Ra = 1,1 µm; Rz = 4,9 µm; Rq = 2,2 µm; 5 µ

m

а) Ra = 4,7µm; Rz = 19,4 µm; Rq = 12,7 µm;

5 µ

m

Ra = 4,0 µm; Rz = 8,6 µm; Rq = 4,5 µm;

г)

5 µ

m

78

4.1.3 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuAl9Fe4

За да се изследва влиянието на относителната дебелина на стената върху получената след дорноване грапавост са проведени експерименти върху заготовки от материал CuAl9Fe4 при различни дебелини на стените, като това се осъществява с изменение на вътрешния диаметър на втулките от 28 mm до 42 mm при външен диаметър 50 mm. Получените резултати са показани на фиг.4.10 и 4.11. От фиг.4.10 се вижда, че главно върху изменението на грапавостта влияе относителната дебелина на стената на заготовката, вследствие на създаваното по-голямо контактно налягане. При изменение на коефициента m от 1 до 2 имаме понижаване на параметъра на грапавостта δRa от 1 до 0,3 като имаме минимална стойност при m=1,65 за i=1 mm и m=1,85 за i=0,18 mm. При ниски стойности на m под 1,3 с повишаване на стегнатостта имаме понижаване на грапавостта, докато при относителна дебелина над 1,3 влиянието на стегнатостта е обратното.

Фиг. 4.10 Изменение на параметъра δRa и Ra, µm в зависимост от параметъра m характеризиращ относителната дебелина на стената на заготовката и стегнатостта i, mm

при b=5 mm за втулки от материал CuAl9Fe4;

От изследването на профилограмите на дорнованата повърхност може да се забележат най-добри параметри на грапавостта при фиг.4.11 д) и ж), съответно Ra = 0,5 µm, Rz = 2,8 µm и Rq = 1,1 µm, след дорноване със стегнатост i=0,9 mm при размери на заготовката m=50/40=1.25 (λ=2.25 %) и Ra = 0,6 µm, Rz = 3,2 µm,

δRa = 4,937 – 1,0723.i – 5,03.m + 0,52.i.m + 0,2934.i2 + 1,357.m2

δRa

m

Ra,

µm

0

0,35

1,40

1,75

2,45

2,10

1,05

0,70

79

Rq = 1,4 µm при стегнатост i=1,02 mm (λ=2.9 %) и m=50/35=1.43. Този анализ потвърждава влиянието на големината на контактното налягане върху грапавостта, както и нейното влошаване при по-големи стойности.

Фиг. 4.11 Профилограми на експерименталните образци: а) преди дорноване (стругована повърхност); б) след дорноване със стегнатост i=0,3 mm (λ=1.0 %), m=50/30=1.67; в) i=0,9mm (λ=3.0 %), m=50/30=1.67; г) i=0,3 (λ=0.75 %) mm, m=50/40=1.25; д) i=0,9 mm

(λ=2.25 %), m=50/40=1.25; e) i=0,18 mm (λ=0.51 %), m=50/35=1.43; ж) i=1,02 mm (λ=2.9 %), m=50/35=1.43; з) i=0,6 mm (λ=1.7 %), m=50/35=1.43 за материал CuAl9Fe4 при b-5 mm;

Фиг. 4.12 Графика на изменение на относителната опорна дължина на носещия профил за различните технологични режими на дорноване за материал на заготовките

CuAl9Fe4;

а)

в) Ra = 0,7 µm; Rz = 3,9 µm; Rq = 1,7 µm;

5 µ

m

Ra = 1,0 µm; Rz = 4,3 µm; Rq = 2,3 µm;

г)

5 µ

m

Ra = 0,6 µm; Rz = 3,2 µm; Rq = 1,4 µm;

ж)

5 µ

m

Ra = 1,3 µm; Rz = 6,0 µm; Rq = 3,0 µm;

е)

5 µ

m

д) Ra = 0,5 µm; Rz = 2,8 µm; Rq = 1,1 µm;

5 µ

m

б)

Ra = 0,7 µm; Rz = 4,0 µm; Rq = 1,6 µm; 5 µ

m

Ra = 2,1 µm; Rz = 8,7 µm; Rq = 5,0 µm;

5 µ

m

Ra = 0,9 µm; Rz = 4,2 µm; Rq = 1,8 µm;

з)

5 µ

m

80

Фиг.4.12, показва разпределението на опорната дължина на носещия профил за различни параметри на дорноване, като най-голяма опорна дължина се е получила при дорноване със стегнатост i=0,3 mm (λ=1.0 %) при заготовка с размери m=50/30=1.67.

4.1.4 Изменение на грапавостта след дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10

Експериментални образци от материал CuSn10Pb10 са подложени първо на външно, а след това и на вътрешно дорноване. Параметърът на стегнатостта се изменя в границите от 0.18 mm до 1.02 mm. Различната стегнатост се получава при изменение на външния диаметър на втулките. Втулките са с номинални размери съответно външен и вътрешен диаметър 50 и 40 mm. На фиг.4.13 е показано изменението на параметъра характеризиращ грапавостта δRa.

Фиг. 4.13 Изменение на параметъра δRa в зависимост от стегнатостта i’, mm при редуциращо дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10;

На фигурата се вижда, че понижаването на грапавостта е до достигане на определена стойност, след което стойностите започват да се повишават. Минималната стойност до която достига параметъра δRa е 0.1 при редуциращо дорноване със стегнатост i=0,63 mm (λ’=1.26 %). Това означава, че грапавостта при този режим на обработка се е понижила 10 пъти спрямо изходната грапавост. След провеждане на обработка на образците по външната повърхност същите са обработени и по вътрешната, като стегнатостта се постига от деформациите по вътрешния диаметър получени вследствие на редуциращото дорноване. За обработката е използван дорник с диаметър Ø39,65 mm и ширина на цилиндричната лентичка 2 mm. Резултатите касаещи изменението на грапавостта в зависимост от получената стегнатост са показани на фиг.4.14.

81

Фиг. 4.14 Изменение на параметъра δRa в зависимост от стегнатостта i, mm при вътрешно дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10 предварително обработени чрез

редуциращо дорноване;

От тази фигура се наблюдават по-малки изменения на получената спрямо изходната грапавост, дължащо се на уякчаването на материала от предшестващата чрез редуциращо дорноване обработка.

Профилът на получените профилограми по вътрешната повърхност преди и след вътрешно дорноване (фиг.4.15) е по-сбит отколкото профилите на профилограмите показани до момента. Това се обяснява с натисковите окръжни напрежения по сечението на втулката породени вследствие на дорноването по външната повърхност.

Фиг. 4.15 Профилограми на образците обработени по вътрешната повърхност за различните стегнатости на дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10 съответно: а)

преди и б) след дорноване със стегнатост 0,4mm; в) преди и г) след дорноване със стегнатост 0,75mm; д) преди и е) след дорноване със стегнатост 1,15 mm;

5 µ

m

5 µ

m

5 µ

m

д)

Ra = 2,0 µm; Rz = 7,0 µm; Rq = 4,0 µm; a)

5 µ

m

б)

г) в)

5 µ

m

5 µ

m

е)

Ra = 1,2 µm; Rz = 5,0 µm; Rq = 2,1 µm;

Ra = 0,6 µm; Rz = 2,8 µm; Rq = 1,4 µm; Ra = 1,5 µm; Rz = 6,3 µm; Rq = 2,9 µm;

Ra = 1,9 µm; Rz = 7,4 µm; Rq = 3,5 µm; Ra = 1,4 µm; Rz = 6,1 µm; Rq = 2,4 µm;

82

В табл.4.1 са дадени профилограми на обработените чрез редуциращо дорноване по външната повърхност бронзови втулки. Сканираните профилограми показват профила на грапавостта в осево и напречно направление спрямо посоката на дорноване. Най-добър профил може да се наблюдава при обработка чрез редуциращо дорноване със стегнатост 0,9 mm. Основните разлики, които се наблюдават между профилите в напречно и осево направление спрямо посоката на дорноване са изразените гладки участъци, които се редуват с по-грапави. Това доказва предположението, че обработките чрез дорноване създават такъв тип ориентация на грапавините, че те са разположени напречно на посоката на движение на смазващата течност и създават условия за наличие на маслени джобове, а в последствие и по-стабилен маслен клин.

Табл. 4.1 Профилограми на образци от материал CuSn10Pb10 обработени по външната повърхност при различни стегнатости на редуциращо дорноване

i’, mm

Осево (по посока на дорноване) Напречно (перпендикулярно на посоката на

дорноване)

0,18

0,3

0,6

0,9

1,0

83

4.2 Изменение на микротвърдостта след обработка на лагерни втулки чрез дорноване За да се изследва влиянието на технологичните параметри на процеса дорноване върху качеството на обработваните повърхнини е необходимо да се изследва и повърхностната микротвърдост. Според анализа на литературните източници повишаването на твърдостта довежда до намаляване на количеството на адхезионно износения материал [55], което от своя страна довежда до повишаване на периода на експлоатация на уякчената повърхност.

4.2.1 Изменение на микротвърдостта след дорноване на бронзови втулки от материал CuZn5Sn5Pb5

На фиг.4.16 са показани обработените от планирания експеримент данни, като за оптимизационен параметър е използван ∆HV 0.05 според зависимост (3.14).

При дорноване на образци от материал CuZn5Sn5Pb5 с дебелина на стената h=5 mm и номинален вътрешен диаметър 30 mm, имаме максимално повишаване на повърхностната микротвърдост с 50 %, при дорноване със стегнатост i=0,7 mm (λ=2.33 %) и ширина на цилиндричната част b=6 mm. С повишаване на стегнатостта имаме повишаване на ∆HV0.05 до стегнатост i=0,7 mm, след което следва понижаване. Нарастването на ширината на калиброващата лентичка също довежда до повишаване на ∆HV0.05, като при стойности b=6 mm имаме максимално повишаване на микротвърдостта.

Фиг.4.16 Изменение на микротвърдостта ∆HV0.05 в зависимост от стегнатостта i, mm и ширината на цилиндричната част на инструмента b, mm за материал CuZn5Sn5Pb5 при

относителна дебелина на стената m=40/30=1.33;

∆HV0.05 = - 26,49 + 180,6.i + 5,4.b – 128,82.i2 – 0,427.b2

∆H

V0

.05,

%

i, mm

b, mm

λ, %

0.66

1.33

2.00

2.66

3.33

84

За да се изследва влиянието на дебелината на стената върху микротвърдостта след дорноване, експериментални изследвания са извършени и върху образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при m=55/35=1.57 – дебелина на стената на заготовката 10 mm. Резултатите обработени по метода на планирания експеримент са показани на фиг.4.17.

Фиг. 4.17 Изменение на микротвърдостта ∆HV0.05 в зависимост от стегнатостта i, mm и ширината на цилиндричната част на инструмента b, mm за материал CuZn5Sn5Pb5 при

относителна дебелина на стената m=55/35=1.57;

Както се вижда, максимална стойност на изменението на микротвърдостта ∆HV0.05 е 50 % при стегнатост на дорноване 0,6 mm (λ=1.71 %) и ширина на калиброващата част на дорника между 5 и 6 mm. Максималната получена абсолютна стойност на твърдостта и за двете групи образци е HVmax=210 единици при дорноване със стегнатост 0,6 mm и ширина на калиброващата част на инструмента 6 mm.

4.2.2 Изменение на микротвърдостта след дорноване на бронзови втулки от материал CuAl9Fe4

Изследвания на микротвърдостта са извършени и на образците от материал CuAl9Fe4 при изменение на вътрешния им диаметър и размера на дорника, като се запазва размера на външния им диаметър. По този начин се цели да се изследва влиянието на относителната дебелина на стената и стегнатостта, върху изменението на микротвърдостта на заготовките. Графика и регресионен модел на обработените резултати са показани на фиг.4.18.

∆HV0.05 = -18,68 + 107,17.i + 10,61.b - 76,74.i2 - 0.85.b2

∆H

V0

.05

, %

i, mm

b, mm

λ, %

0.57 1.14

1.71

2.29 2.86

85

Фиг.4.18 Изменение на микротвърдостта ∆HV0.05 в зависимост от стегнатостта i, mm и

относителната дебелина на стената на заготовката m за материал CuAl9Fe4;

С повишаване на стегнатостта и дебелината на стената на заготовката имаме повишаване на изменението на микротвърдостта, като най-високата стойност показва повишаване с около 55 % спрямо изходната (фиг.4.18). Максималната стойност на изменението на микротвърдостта се постига при стойности на технологичните режимни параметри, съответно стегнатост i=0,8 mm при относителна дебелина на стената m=2.

4.2.3 Изменение на микротвърдостта след външно дорноване на бронзови втулки от материал CuSn10Pb10

Изследване на микротвърдостта и разпространението и, спрямо външната повърхност е извършено на образците от материал CuSn10Pb10 обработени чрез редуциращо дорноване. Стегнатостта се изменя от 0,18 до 1,02 mm, като макар и еднофакторен експеримента са спазени изискванията за стойностите на изменящия се фактор. От фиг.4.19, се наблюдава, че увеличаването на стегнатостта води до повишаване на микротвърдостта, като при обработка със стегнатост i’=0,3 mm, тя достига до най-висока стойност HV0,05=255. При обработката със стегнатост i’=0,6 и 0,9 mm имаме максимални измерени стойности, съответно 210 и 225.

m=D/d

∆H

V0

.05

, %

i, mm

∆HV0.05 = -126,042 + 108,3.i + 142,97.m - 73,26.i2 - 36,75.m2

86

Фиг.4.19 Изменение на микротвърдостта HV0.05 в зависимост от стегнатостта при редуциращо дорноване i’, mm за материал CuSn10Pb10;

Фиг.4.20 Изменение на микротвърдостта ∆HV0.05 в зависимост от стегнатостта при редуциращо дорноване i’, mm за материал CuSn10Pb10;

За да се изследва, какво е действителното изменение на микровърдостта, спрямо изходната е построена графика показана на фиг.4.20, като от нея може да се наблюдава същият характер на изменение, какъвто имаме и при другите групи от образци. Микротвърдостта се повишава с 55 % при обработка със стегнатост

Разстояние от външната повърхност - l, µm

Микротвърдост

– H

V 0

,05

87

i=0,3 mm и с 50 % при стегнатост 0,9 mm. При стегнатост 0,18 mm се е повишила с 25 %, а при 1,02 с около 48 %.

4.3 Еластични и остатъчни деформации при дорноване

Важен за обработката чрез дорноване е размера на детайла, който получаваме след прехода на дорника. В литературните източници, както и се наблюдава от следващата фигура, зависимостта на остатъчната деформация от стегнатостта е право-пропорционална, като колкото е по-висока границата на провлачане σs на даден материал, толкова остатъчните деформации са по-малки.

Фиг. 4.21 Изменение на остатъчните деформации δd, mm по вътрешния диаметър на обработените чрез дорноване бронзови втулки в зависимост от стегнатостта i, mm;

На фиг.4.21, е показана остатъчната деформация по вътрешната повърхност на дорнованите образци за различните материали и размери на заготовките.

За материал на заготовките CuAl9Fe4 по таблични данни е посочена граница на провлачане 185 МPa (табл.1.6), но от графиката се вижда, че деформациите на обработените втулки от този материал са близки до тези с граница на провлачане 117 MPa. От сертификата на материала използван за изработка на образците (Приложение 1) се вижда ниско съдържание на желязо в бронзовата сплав Fe – 3,2 %, което би довело до понижаване на границата на провлачане на материала и до по-големи остатъчни деформации.

По същия начин са изследвани и остатъчните деформации по външната повърхност на образците. Отново може да се наблюдава право-пропорционалния характер на деформациите спрямо стегнатостта, като тук за големината на деформациите влияе главно дебелината на заготовката.

Стегнатост - i, mm

δd, m

m

σs=152MPa

σs=124MPa

σs=117MPa

88

Фиг.4.22 Изменение на остатъчните деформации δD, mm по външния диаметър според експериментални резултати на обработените чрез вътрешно дорноване бронзови втулки

в зависимост от стегнатостта i, mm;

От фиг.4.22 се наблюдава, че повишаването на дебелината на стената на заготовката, понижава получените по външната повърхност остатъчни деформации. Например, при дорноване със стегнатост i=0,6 mm деформациите, които получаваме по външната повърхност в зависимост от дебелината на стената са следните: 0,38 mm при h=10 mm и 0,44 mm при h=5 mm.

Фиг.4.23 Изменение на остатъчните деформации δD, mm по външния диаметър и δd, mm по вътрешния в зависимост стегнатостта при редуциращо дорноване i’, mm за образци

от материал CuSn10Pb10;

i’, mm

Остатъчни

деформации

, mm

Стегнатост - i, mm

δD, m

m

89

На фиг.4.23 са показани остатъчните деформации след дорноване по външната повърхност на втулки от материал CuSn10Pb10 в зависимост от стегнатостта на дорноване. От фигурата се наблюдава, че деформациите по вътрешният диаметър са по-големи от тези по външния за една и съща стегнатост, като разликата се повишава с повишаването на стегнатостта.

При редуциращо дорноване със стегнатост 0,6 mm имаме остатъчна деформация по външния диаметър 0,61 mm, а по вътрешния 0,7 mm. Отново се наблюдава пропорционалната зависимост между стегнатостта на дорноване и получаваните деформации.

4.4 Отклонения от кръглост и цилиндричност на обработени чрез дорноване бронзови втулки

Основните качествени параметри на цилиндричните повърхности са отклоненията от кръглост и цилиндричност на обработените детайли. За да се изследва влиянието на технологичните параметри върху тези качествени показатели са разработени следните графики съответно за различни материали и размери на заготовките изследвани до момента.

4.4.1 Отклонения от кръглост на обработените чрез дорноване лагерни втулки

Фиг.4.24, показва изменението на отклоненията от кръглост за материал на заготовките CuZn5Su5Pb5, в зависимост от технологичните параметри на дорноване.

Фиг.4.24 Влияние на ширината на цилиндричната част на дорника b, mm и стегнатостта i, mm върху отклоненията от кръглост по вътрешната повърхност ∆кр, µm за дорновани втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=40/30=1.33;

∆кр = 52,26 - 99,2.i – 5,17.b + 95,07.i2 + 0,395.b2

∆кр

, µ

m

λ, %

i, mm

0.67 1.33

2.00 2.67

3.33 4.00

90

При дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 имаме минимална стойност на отклоненията от кръглост 10 µm при дебелина на стената на заготовката 5 mm и 20 µm при дебелина 10 mm. Технологичните параметри, при които се достига минимална стойност са приблизително еднакви и за двата случая - стегнатост i=0.5 mm и ширина на цилиндричната част на дорника 7 mm при дорноване на втулки с дебелина 5 mm и b=5 mm при дебелина на образците 10 mm. Повишаването на стегнатостта довежда до повишаване на отклоненията от кръглост, като за образците от материал CuZn5Sn5Pb5 и дебелина на стената 5 mm при дорноване със стегнатост 1 mm отклоненията нарастват до 50 µm.

Обработката на по-дебелостенните заготовки от материал CuZn5Sn5Pb5 (фиг.4.25) със стегнатост 1 mm, довежда до повишаване на отклоненията от кръглост с 4-пъти при ширина на цилиндричната част 2 mm и със 7-пъти при b=10 mm, спрямо минималната получена стойност. От друга страна ниските стегнатости, също довеждат до повишаване на отклоненията от кръглост. На база тези резултати, може да се установи, че прекомерното понижаване на контактното налягане по време на обработка довежда до колебания в движението на инструмента и по-високи отклонения от кръглост, както и повишаването на стегнатостта - респективно налягането на дорноване довежда до неравномерно претоварване на заготовката в отделни сечения.

Фиг.4.25 Влияние на ширината на цилиндричната част на дорника b, mm и стегнатостта i, mm върху отклоненията от кръглост по вътрешната повърхност ∆кр, µm за дорновани втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при относителна дебелина на стената m=55/35=1.57;

∆кр = 165,56 - 311,32.i - 27,86.b + 1,389.i.b + 290,95.i2 + 2,77.b2

∆кр

, µ

m

i, mm

b, mm

0.57 1.14 1.71

2.28 2.86

λ, %

0

91

Фиг.4.26 Влияние на ширината на цилиндричната част на дорника b, mm и стегнатостта i, mm върху отклоненията от кръглост по вътрешната повърхност ∆кр, µm за дорновани

втулки от материал CuSn12 d=50 mm, при дебелина на заготовката h=6 mm;

На фиг.4.26, могат да се наблюдават отклоненията от кръглост след дорноване на втулки от материал CuSn12 при номинален диаметър на дорника d=50 mm. Тук минималното отклонение е 10 µm при обработка със стегнатост 0,4 mm (λ=0.8 %) и ширина на цилиндричната част на инструмента 6 mm.

Зоната, в която се разпростират отклоненията със стойност 20 µm е по-широка от тази на горните графики. За дорноване със стегнатост 0,4 mm зоната се разпростира при ширина на цилиндричната част от 2 до 10 mm, а при дорноване с ширина на цилиндричната част на дорника 6 mm в границите на стегнатостта от 0,1 (λ=0.2 %) до 0,7 mm (λ=1.4 %).

От анализа може да се заключи, че материалът CuSn12, който има сравнително високи механични характеристики може да се обработва при големи граници на технологичните параметри при запазване на минимални отклонения от кръглост.

Влиянието на стегнатостта и дебелината на стената на обработваните чрез дорноване заготовки са основните параметри, които определят отклоненията от кръглост. На фиг.4.27, могат да се наблюдават резултати получени за заготовки от материал CuAl9Fe4 при изменение на дебелината на стената на заготовката, представено с параметъра m и изменението на стегнатостта.

Най-голямо повишаване на отклоненията от кръглост се наблюдава при дорноване с голяма стегнатост на тънкостенни заготовки. В този случай заготовката губи устойчивост, вследствие на което получаваме неравномерен преход на дорника по обработваната повърхност. Същият ефект но с по-малки

∆кр = 54,9 - 90,98.i - 9,605.b - 5,55.i.b + 151,3.i2 + 0,958.b2

i, mm

b, mm

∆кр

, µ

m

λ, %

0 0.4

0.8 1.2

1.6 2.0

2.4

92

стойности на отклоненията може да се наблюдава при дорноване с малка стегнатост на дебелостенна заготовка. Стойностите, при които имаме минимални отклонения могат да се определят от показаната фигура.

Фиг.4.27 Влияние на относителната дебелина на стената m на заготовката и стегнатостта i, mm върху отклоненията от кръглост по вътрешната повърхност ∆кр, µm

за дорновани втулки от материал CuAl9Fe4;

4.4.2 Отклонения от цилиндричност на обработените чрез дорноване лагерни втулки

След анализиране на експерименталните резултати за отклоненията от цилиндричност се достигна до извод, че главно влияние върху тях има изменението на стегнатостта и дебелината на стената на заготовката.

На фиг.4.28 са показани отклоненията от цилиндричност по вътрешната повърхност на обработените чрез дорноване втулки в зависимост от стегнатостта.

Важна за отклоненията от цилиндричност се оказва осевата сила необходима осъществяване на процес на дорноване. Това се доказва от анализа на графиката на фиг.4.28. С повишаване на стегнатостта имаме повишаване на отклоненията от цилиндричност, като също така и повишаването на осевата сила на дорноване.

Логично би изглеждало, ако отклоненията от цилиндричност се повишават, когато намаляваме дебелината на заготовката, когато тя загубва устойчивост, но на практика отклоненията се повишават при увеличаване на дебелината на стената, а също и при повишаване на якостта на материала, по данните за експериментални образци за CuSn12.

∆кр = 80,93 + 95,45.i - 115,81.m - 80,0.i.m + 35,93.i2 + 45,71.m2

i, mm

m=D/d

∆кр

, µ

m

93

Това разсъждение довежда до извода, че понижаване на отклоненията от цилиндричност би оказало качественото смазване на триещите се по време на дорноване повърхности.

Фиг.4.28 Влияние на стегнатостта i, mm върху отклоненията от цилиндричност по вътрешната повърхност ∆цил, µm за дорновани втулки от различни материали при

съответните номинални размери;

4.5 Точност на обработени чрез дорноване бронзови втулки

При статистическият анализ на точността и стабилността на технологичните процеси по метода на малките (мигновени) извадки [14, 40] се прилага за процеси, при които се планират по-редки поднастройвания, какъвто е и процесът на дорноване. Обемът на извадката при прилагане на метода на малките извадки се избира от 3 до 10 бр, като в нашия случай обема на малката извадка е 5 бр.

Големината на толеранса на обработените на предварително настроена технологична система, се приема да бъде в границите на 6σ, където:

(4.1)

σ – средноквадратично отклонение; n – брой на контролираните детайли; xi – измерена стойност на контролитания размер;

– математическо очакване; Средноквадратичното отклонение σ се пресмята от резултатите от

измерването на обработените образци с еднакви режими на довършваща

∆цил, µ

m

Стегнатост - i, mm;

94

обработка, в центъра на планирания експеримент. По тези резултати строим нормалното разпределение и определяме толеранса след съответната обработка, равен на 6σ.

Фиг. 4.29 Нормално разпределение на размерите по вътрешния диаметър на обработени чрез дорноване втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при диаметър на дорника d=29.98 mm,

дебелина на стената на заготовката h=5 mm;

Фиг. 4.30 Нормално разпределение на размерите по вътрешния диаметър на обработени чрез дорноване втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при диаметър на дорника d=34.96 mm,

дебелина на стената на заготовката h=10 mm;

Вътрешен диаметър, mm

вероятност,

отн

.ед.

Диам

етър на дорника

IT7 = 21 µm

IT11=130 µm

Преди дорноване

След дорноване

6.σ1 = 151 µm 6.σ2 = 25 µm

6.σ1 = 169 µm

Диам

етър на дорника

Вътрешен диаметър, mm

Вероятност,

отн

.ед.

IT11=160 µm

Преди дорноване

След дорноване

IT8=39 µm

6.σ2 = 38 µm

95

За материал на заготовките CuZn5Sn5Pb5 с номинални размери, съответно вътрешен външен диаметър 30 и 40 mm, при дорноване с абсолютна стегнатост i=0.6 mm (λ=2 %) разпределението на точността на размерите е показано на фиг.4.29.

От графиката се вижда, че точността, която се достига след дорноване отговаря на 7-ма степен на точност за съответния размер с дисперсия 21µm, на база на изходното разпределение 130 µm отговарящо на 11-ти клас.

От фиг.4.30, се вижда, че достигнатата точност след дорноване на втулките от материал CuZn5Sn5Pb5 – d=35 mm и дебелина на стената 10 mm отговаря на 8-ма степен на точност за съответния размер с дисперсия 39 µm, сравнена с изходната IT11 с разпределение 160 µm.

Резултатите са достигнати при дорноване на заготовките с абсолютна стегнатост i=0.6 mm при окръжна линейна деформация (λ=1.71 %).

Интересен се оказва факта, че няма голямо значение за точността колко е стегнатостта на дорноване и съответно изходния размер на заготовката. Това може да се наблюдава на фиг.4.31, където са дадени резултати за точността на обработени втулки от материал CuSn10Pb10 при изменение на диаметъра на заготовките от 40,0 до 40,8 mm.

Фиг. 4.31 Нормално разпределение на размерите по вътрешния диаметър на обработени чрез дорноване втулки от материал CuSn10Pb10 при диаметър на дорника

d=39.65 mm, дебелина на стената на заготовката h=5 mm и изменение на изходния диаметър на заготовките от 38,7 до 39,5 mm

Вътрешен диаметър, mm

IT16=2400 µm

Преди дорноване

След дорноване

IT10=100 µm

Вероятност,

отн

.ед.

6.σ2 = 108 µm

6.σ1 = 2605 µm

96

Фиг. 4.32 Нормално разпределение на размерите преди и след външно дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10 при диаметър на дорника D=49.98 mm и ширина на

цилиндричната му част b=5 mm;

Получените отклонения в размерите отговарят на степен на точност IT10, което не покрива изискванията за точност на плъзгащите лагери, но до голяма степен понижава изискванията за първичната им – груба обработка. Така от бронзови материали в отлято или валцовано състояние, може да се достигне без особени затруднения до размери на заготовките подходящи за довършителна обработка чрез дорноване, след провеждане на груба обработка чрез стружкоотнемане (свредловане или разстъргване).

На фиг.4.32, е показано нормално разпределение на получените размери при обработка на външни повърхнини на лагерни втулки чрез метода на редуциращо дорноване.

От изходни размери на образците, покриващи изискванията на степен на точност IT16, чрез редуциращо дорноване по външната повърхност с един преход се достига до размери на образците отговарящи на степен на точност IT9.

4.6 Оптимизация на експерименталните резултати за параметрите на качеството на бронзови лагерни втулки

За да се изследват оптималните технологични параметри на дорноване, базирани на експерименталните изследвания извършени до момента, са разработени контурни графики за всяка група образци наложени една върху друга. Защрихованата площ за всеки един качествен параметър, представлява най-благоприятната му стойност в рамките на вариране на режимните технологични параметри.

IT16=1900 µm Преди дорноване

След външно дорноване

IT9 = 74 µm

Вероятност,

отн

.ед.

Външен диаметър, mm

6.σ2 = 82 µm

6.σ1 = 1960 µm

97

Фиг. 4.33 Разпределение на оптималните показатели на качеството след дорноване при изменение на технологичните му параметри за втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при

номинален диаметър на втулките d=30 mm;

Зоната, в която са концентрирани най-много защриховани площи оградени с правоъгълник определя оптималните за дорноването на този тип втулки параметри.

Резултатите от проведените изследвания на параметрите на качеството на бронзови втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален вътрешен диаметър d=30 mm и дебелина на стената на втулките са показани на фиг.4.33.

Интервалите на стойностите на технологичните режимни параметри, в който са концентрирани най-голям брой, благоприятни за периода на експлоатация, параметри на качеството са: - стегнатост i=0,5÷0,7 mm (λ=1.67÷2.33 %) и b=4÷6 mm. За тези режимни параметри се достига до максимално уякчаване на обработената повърхност (HV0.05>50%), минимална грапавост (δRa<0.2) и минимални отклонения от формата (∆кр и ∆цил < 20 µm).

При дебелостенните заготовки от материал CuZn5Sn5Pb5 (фиг.4.34), интервала на режимните параметри, при които се достигат най-благоприятни показатели на качеството на обработваната повърхност е: i=0,35÷0,5 mm (λ=1.00÷1.43 %) при b=4÷6 mm. При тези интервали микротвърдостта HV0.05 нараства с над 45 %, параметъра на изменение на грапавостта δRa приема стойности под 0.2, а отклоненията от кръглост и цилиндричност са по-малки от 30 µm.

Сравняването на резултатите между заготовките с дебелина на стената 5 и 10 mm показва, че по тънките заготовки трябва да се обработват с по-големи стегнатости за достигане на еднакви параметри на качеството.

i, mm

Ширина на калиброващ

ата

част

b, m

m

λ, % 0.67 1.0 1.33 1.67 2.00 2.33 2.67 3.00 3.33

98

Фиг. 4.34 Разпределение на показателите на качеството след дорноване при изменение на технологичните му параметри за втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален

диаметър на втулките d=35 mm;

За бронзови втулки от материал CuSn12, след анализиране на контурните графики, се достига го интервал на технологичните параметри на дорноване, при който имаме оптимални стойности на качествените за плъзгащите лагери параметри, а именно обработката със стегнатост в интервала 0,3 до 0,42 mm (λ=0.6÷0.84 %) и ширина на цилиндричната част на дорника от 5 до 8 mm (фиг.4.35), главно заради отклоненията от цилиндричност.

Фиг. 4.35 Разпределение на оптималните показатели на качеството след дорноване при изменение на технологичните му параметри за втулки от материал CuSn12 при

номинален диаметър d=50 mm;

i, mm

Ширина на калиброващ

ата

част

b, m

m

λ, % 0.57 0.86 1.14 1.43 1.71 2.00 2.29 2.57 2.86

λ, % 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0

i, mm

Ширина на калиброващ

ата

част

b, m

m

99

От оптимизацията на получените резултати за качествените параметри на дорноване, се достигна до избора на извадки от обработените образци и сравняването на експлоатационните им характеристики с тези на обработени чрез други довършващи методи. От групата на образците изработени от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален диаметър на втулките d=30 mm и дебелина на стената 5 mm e избран образец №9, обработен чрез дорноване със стегнатост 0,6 mm и ширина на калиброващата лентичка 5 mm. При групата на образците от същия материал, но при номинален вътрешен диаметър d=35 mm и дебелина на стената 10 mm е изработен нов образец, който да покрива технологичните параметри от оптимизацията. Образеца е обработен чрез дорноване със стегнатост 0,35 mm и ширина на калиброващата лентичка 5 mm. От групата на образците изработени от материал CuSn12 е избран образец №3, обработен чрез дорноване със стегнатост 0,3 mm и ширина на калиброващата лентичка 8 mm.

4.7 Изводи базирани на резултатите за параметрите на качеството на обработените чрез дорноване втулки

1. Установено е, че след вътрешно дорноване грапавостта на обработената повърхнина намалява с 5 до 10 пъти в зависимост стегнатостта, като по-големите стойности са характерни за заготовки с по-голяма дебелина на стената (фиг.4.1, 4.2, 4.7 и 4.10). 2. Установено е, че относителната дължина на носещия профил на грапавините се увеличава със 70 – 100 %, като по-високи стойности са получени при образци с по-дебела стена на заготовката, предвид промяната в условието на деформацията (фиг.4.5, 4.6, 4.9 и 4.12). 3. Установено е, че дорноването на отвори в лагерни втулки от изработени от бронзови материали наклепва обработваемата повърхност, повишавайки нейната микротвърдост HV0.05 с около 50 % (фиг.4.16, 4.17 и 4.18). 4. Доказана е технологичната възможност на дорноването за достигане на висока размерна точност на обработените отвори (фиг.4.29, 4.30, 4.31 и 4.32). В хода на експерименталните изследвания е доказано, че точността на обработените отвори достига 7-8 степен при изходна точност 11-ти квалитет и до 9-10 квалитет при изходна точност 16-ти. 5. Подбрана е технологична схема за водене на дорноващия инструмент, осигуряваща минимални отклонения между осите на обработваните повърхнини и на дорноващия инструмент. Тя осигурява минимални отклонения от кръглост, които за проведените експериментални изследвания са около 10 – 20µm за различните групи образци при оптималните режими на дорноване (фиг.4.24, 4.25, 4.26 и 4.27).

100

6. Обобщавайки получените резултатите можем да твърдим, че посредством калиброващото дорноване на отвори в бронзови лагерни втулки от марки CuZn5Sn5Pb5, CuSn12, CuAl9Fe4 и CuSn10Pb10, се постига оптимизация на параметрите на качеството на обработваемите повърхнини, със следните показатели по отделните качествени параметри: 6.1 Грапавост – Ra=0.3-0.7 µm; 6.2 Отклонения от кръглост – ∆кр= 10 µm; 6.3 Точност на размерите – IT 7-8 квалитет; 6.4 Микротвърдост на обработените повърхнини HV0.05 – 200 ÷ 250 единици спрямо изходна от порядъка на 130 единици; 7.Установено е, че при редуциращо дорноване на втулки от материал CuSn10Pb10 грапавостта се намалява средно с 10 пъти (от изходна грапавост Ra=1,5µm до получена след обработка Ra=0,15µm – фиг. 4.13).

8.Установено е, че при редуциращо (външно) дорноване на втулки, изработени от CuSn10Pb10 микротвърдостта на обработената повърхност се увеличава средно с 60 % (от изходна HV0.05 - 141 единици на получена HV0.05 - 254 единици фиг. 4.20). 9.Подбрани са втулки предназначени за определяне на износоустойчивостта на дорнованите повърхнини, притежаващи оптимални показатели на параметрите на качеството на обработените втулки. По показатели те са посочени в табл.4.2:

Образец № Материал

Размери, mm Качествени показатели

d D m Ra, µm HV0.05 1 CuZn5Sn5Pb5 30 40 1.33 0.80 174 2 CuZn5Sn5Pb5 35 55 1.67 0.30 184 3 CuSn10Pb10 40 50 1.25 0.84 230 4 CuSn10Pb10 40 50 1.25 0.32 254

101

Глава 5 ЕКСПЛОАТАЦИОННИ ХАРАКТЕРИСТИКИ НА ДОРНОВАНИ-

ТЕ ВТУЛКИ

Основните експлоатационни характеристики, които касаят плъзгащите лагери са триене и износване.

Триенето главно се влияе от качеството на лагерната повърхност, средното лагерно налягане, периферната скорост на вала и качествата на смазващото вещество. Достигането на нисък коефициент на триене при ниски периферни скорости и недобри смазващи свойства на използваното вещество, дава предпоставки за формирането на лагерна повърхност с високи антифрикционни показатели.

Износването също се повлиява от качествата на лагерната повърхност (грапавост, твърдост и остатъчни напрежения), времето на експлоатация, лагерното налягане и смазването. Като в този случай, основен показател се явява максималното време на експлоатация.

5.1 Триене при експлоатация на обработените чрез различни довършващи методи лагерни втулки

Както се спомена по-горе, триенето е основен параметър на лагерните двойки, като ниските му стойности довеждат до по-високата им дълготрайност. За да се изследват антифрикционните качества на дорнованите повърхности те ще бъдат сравнени с триенето на повърхности обработени чрез други довършващи технологични процеси. Като оптимизационен параметър ще се използва периферната скорост на вала, а за всяка група образци средното лагерно налягане и вискозитета на смазващото вещество ще бъдат еднакви. Еднаквият вискозитет се постига, чрез отчитане на стойностите на коефициента на триене при една и съща температура на лагера.

5.1.1 Триене на обработени чрез различни методи лагерни втулки от материал CuZn5Sn5Pb5

За да се сравни метода на дорноване с други методи на довършваща обработка, при изследване на коефициента на триене при образци от материал CuZn5Sn5Pb5 са изследвани три образеца. Първият, обработен чрез дорноване с технологични параметри съответно, стегнатост 0,6 mm (λ=2 %) и ширина на калиброващата лентичка 5 mm. Вторият обработен чрез разстъргване, а третият чрез райбероване. Трите образеца са изработени с еднакъв вътрешен диаметър и еднаква дължина.

На фиг. 5.1 е показана графика на изменението на коефициента на триене в зависимост от периферната скорост на вала за трите изследвани образеца, при номинален вътрешен диаметър 30 mm и дебелина на стената 5 mm. Средното

102

лагерно налягане, при което е изследван коефициента на триене е 1 MPa, а температурата на лагера е 80оC.

Фиг. 5.1 Изменение на коефициента на триене при смазване с грес на обработени чрез различни довършващи методи образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален

диаметър d=30 mm в зависимост от периферната скорост на вала;

От графиката може да се види, че най-нисък коефициент на триене е получен при образеца обработен довършващо по вътрешната повърхност чрез дорноване за целия изследван интервал на периферната скорост. При ниски периферни скорости, стойностите на коефициента на триене на дорнования образец се понижават с 41% (µ=0,085), спрямо стойностите на обработени чрез райбероване и разстъгване образци (µ=0,12).

От това може да се заключи, че най-голяма стабилност на смазващия слой базирано на ниските стойности на коефициента на триене при изменение на периферната скорост на вала.

Изследвания на коефициента на триене са извършени и на втулки от същият материал с номинален диаметър на отвора 35 mm, дебелина на стената 10 mm. Сравнени са резултатите за три експериментални образци обработени с различни технологични процеси. Образецът обработен чрез дорноване със стегнатост 0,35 mm (λ=1 %) и ширина на калиброващата лентичка 5 mm е сравнен с други два образци обработени съответно чрез разстъргване и райбероване. Резултатите от извършените изследвания са показани на фиг.5.2.

Периферна скорост V, m/s

Коефициент на триене

- µ

103

Фиг. 5.2 Изменение на коефициента на триене при смазване с грес на обработени чрез различни довършващи методи образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален

диаметър d=35 mm в зависимост от периферната скорост на вала;

Отново може да се наблюдават същите резултати, при които коефициента на триене при обработения чрез дорноване образец приема най-ниски стойности, след който следват обработения чрез райбероване образец. При ниски стойности на периферната скорост на вала, имаме най-малък коефициент на триене при дорнования образец, което отново показва положителното влияние на получената вследствие дорноването геометрия.

5.1.2 Триене на обработени чрез различни методи лагерни втулки от материал CuSn12

При изследване на коефициента на триене при втулки от материал CuSn12 са изследвани два експериментални образеца, единият обработен чрез дорноване със стегнатост 0,3 mm (λ=0.6 %) и ширина на калиброващата лентичка 8 mm и един обработен чрез разстъргване. Резултатите от извършените изследвания могат да се видят на следващата фигура. От графиката показана на фиг.5.3 може да се види, че резултатите за коефициента на триене при образеца обработен чрез дорноване са по-ниски от този обработен чрез разстъргване в зоната на ниските периферни скорости. Повишаването на периферната скорост понижава коефициентите на триене, като стойностите намаляват и достигат почти еднакви стойности при периферни скорости 1,3÷1,5 m/s. Това показва създаването на стабилен маслен клин при ниски скорости за образеца обработен чрез дорноване, което е следствие на ниските стойности на параметрите на грапавостта.

Периферна скорост V, m/s

Коефициент на триене

- µ

104

Фиг. 5.3 Изменение на коефициента на триене при смазване с грес на обработени чрез различни довършващи методи образци от материал CuSn12 при номинален диаметър

d=50 mm в зависимост от периферната скорост на вала;

Повишаването на периферната скорост на вала, довежда до повишаване на налягането на масления слой и до разделяне на двете лагеруващи повърхности. При обработка на повърхностите чрез дорноване, имаме минимален контакт между лагеруващите повърхности, базирано на ниските стойности на грапавостта и по-точно на параметъра Rmax, се постига при по-ниски периферни скорости, в сравнение със стругованите. Това отново показва предимствата на обработените чрез методите на дорноване лагерни повърхности. От друга страна по-грапавите повърхности предразполагат към задържане на смазваща течност между грапавините и понижаване на триенето между лагерната двойка. Образуващите се в процеса на дорноване, напречни на посоката на движение на маслото следи, довеждат до промяна в налягането на масления клин, а от там и до стабилизиращото му влияние, при ниски периферни скорости в сравнение с повърхностите обработени чрез разстъргване.

5.1.3 Влияние на параметрите на грапавостта на лагерната повърхност върху коефициента на триене

Сухото триене, както беше разгледано в литературния обзор, често се приема като триене при смазване с твърди вещества. Това се налага поради неизбежните замърсявания и окисления на слоеве от лагерната повърхност. Следващите графики показват изменението на коефициента на триене в зависимост от грапавостта на лагерната повърхност, като експерименталните резултати са изведени за лагерни двойки изследвани в условията на сухо триене

Периферна скорост V, m/s

Коефициент на триене

- µ

105

и триене със смазване с масло 10W-40. Всички стойности са изведени за образци обработени чрез дорноване и са групирани според измерените стойности на грапавостта, а не спрямо режимните технологични параметри на процеса. За да се избегнат разликите в трибологичните характеристики на отделните материали, те, както и досега са разгледани поотделно. Фиг.5.4, показва изменението на коефициента на триене в зависимост от параметъра на грапавостта Ra, µm за материал на обработените образци CuZn5Sn5Pb5 при номинален диаметър 30 mm.

Фиг.5.4 Изменение на коефициента при сухо триене и триене със смазване µ за дорновани лагерни втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 номинален размер d=30 mm в

зависимост от грапавостта на вътрешната повърхност;

Повишаването на грапавостта, контролирана по параметъра Ra, довежда до повишаване на коефициента на сухо триене, като той достига до максимална стойност при грапавост Ra=2,4 µm, като стойността му е 0,174. За коефициента на триене при смазване се наблюдава изразена минимална стойност при Ra=1,6 µm, като при повишаването или намаляването на грапавостта спрямо тази стойност довежда до повишаване на триенето. Изследвания на коефициента на триене без и със смазване са направени и на групата образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален диаметър 35 mm, като при тях стойностите на грапавостта са значително по-ниски (фиг.5.5). За данните получени при изследване на триенето със смазване е запазен същият характер на изменение на коефициента на триене спрямо грапавостта, докато при данните за триене без смазване имаме достигната минимална стойност. Това се обяснява със сравнително ниските стойности на грапавостта, и адхезионните връзки създадени между лагеруващите повърхности, поради липсата на смазващо вещество. Минимални стойности на коефициента на триене

Грапавост Ra, µm

Коефициент на триене

- µ

Триене без смазване Триене със смазване

106

са достигнати при грапавост Ra=0,9 µm, като стойността му е 0,075, разликите от тази стойност довеждат до повишаване на триенето.

Фиг.5.5 Изменение на коефициента при сухо триене и триене със смазване µ за дорновани лагерни втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 номинален размер d=35 mm в

зависимост от грапавостта на вътрешната повърхност;

При образци от материал CuSn12 са проведени изследвания на коефициента на триене само при триене със смазване. Резултатите могат да се видят от фиг.5.6

Фиг.5.6 Изменение на коефициента на триене при смазване µ за дорновани лагерни втулки от материал CuSn12 номинален размер d=50 mm в зависимост от грапавостта на

вътрешната повърхност;

Грапавост Ra, µm

Коефициент на триене

- µ

Триене със смазване Триене без смазване

Грапавост Ra, µm

Коефициент на триене

- µ

107

Графиката показва, че най-нисък коефициент на триене със смазване е получен при грапавост на дорнованата повърхност Ra=3,0 µm, като стойността му е 0,08. Ниските стойности на грапавостта отново довеждат до повишаване на коефициента на триене, като при стойност Ra=1,1 µm достига до стойности 0,125.

5.2 Износване при експлоатация на обработените чрез дорноване лагерни втулки

Износването на лагерния материал е най-важният параметър, който характеризира избора на довършваща технологична обработка на лагеруващата повърхност. Понижаването на количество на износения материал при еднакви експлоатационни параметри, довежда до удължаване на периода на експлоатация на лагерите и понижаване на разходите необходими за обслужването им. Регистрирането на количеството на износения материал дава възможност да се изчисли и коефициента на износване, който може да се използва като сравнителна характеристика за лагерните материали и типа на довършваща обработка.

Чрез разгледаната в методичната част зависимост (3.13), могат да се съпоставят времената на експлоатация на обработените чрез различни методи лагерни повърхности, на база на първоначалното износване характерно за сработването на лагерните повърхности и допустимия обем на износване. Резултатите отново са групирани според материала от който са изработени.

5.2.1 Износване при експлоатация на лагерни втулки от материал

CuZn5Sn5Pb5 За да се регистрира количеството на износения по време на сработване материал и влиянието на вида на обработката върху него, са изследвани образците обработвани чрез различни довършващи процеси. За групата образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален вътрешен диаметър 30 mm и дебелина на стената 5 mm са изследвани отново образците обработени чрез дорноване със стегнатост 0,6 mm и ширина на калиброващата лентичка 5 mm, обработения чрез разстъргване образец и образеца обработен чрез райбероване. Резултатите касаещи количеството на износения, за изминат път L=1000m, материал при експлоатационно налягане 1 MPa са показани на фиг.5.7.

Показаните на фигурата резултати са получени чрез измерване на теглото на образците преди и след подлагане на износване. Количеството на износения за изминат път 1 km при средно експлоатационно налягане материал на образеца обработен чрез дорноване е 2.26mm3 и сравнен с образеца обработен чрез разстъргване, максималния период на експлоатацията му се повишава с 37 % изчислено по зависимост (3.13).

108

Експерименталният образец, обработен чрез райбероване също достига до по-продължително време на експлоатация, като стойностите му надвишават тези на стругования с 19 %. Разликата между дорнования и райберования образец е 18 %.

Фиг.5.7 Сравнение между обема на износения в периода на сработване материал Wa и максималното време на експлоатация на обработените чрез различни довършващи

методи образци от материал CuZn5Sn5Pb5, d=30 mm;

По същият начин са показани резултатите касаещи и образците от същия материал при номинален вътрешен диаметър d=35 mm и дебелина на стената 10 mm. Резултатите получени от експеримента са показани на фиг.5.8, като отново са за изминат път 1 km, но при средно лагерно налягане 1,43 MPa.

Фиг.5.8 Сравнение между обема на износения в периода на сработване материал Wa и максималното време на експлоатация на обработените чрез различни довършващи

методи образци от материал CuZn5Sn5Pb5, d=35 mm;

Обем

на износения материал

Wa,

mm

3

∆Т

, %

∆Т

, %

Обем

на износения материал

Wa,

mm

3

109

От фигурата може да се види, че резултатите имат същият характер, както при предните образци, като максималното време на експлоатация се е повишило с 24 % спрямо стругования образец и с 10 % спрямо райберования. Отново най-високи стойности на обема на износения през периода на сработване материал са получени при стругования образец.

От тези експериментални резултати се потвърждават предимствата на процеса дорноване и благоприятната, по време на експлоатация, микро-геометрия на получаваната повърхност.

5.2.2 Износване при експлоатация на лагерни втулки от материал CuSn10Pb10

Изработени са четири броя образци от материал CuSn10Pb10, като предварителните размери, преди райбероване и дорноване, са постигнати чрез грубо разстъргване. Първият образец №1, е обработен довършително по вътрешната повърхност чрез райбероване. Вторият образец, №2 е обработен довършително по вътрешната повърхност чрез разстъргване. Третият образец №3, е обработен довършително чрез дорноване по вътрешната повърхност, а четвъртият, №4 първо чрез редуциращо дорноване по външната повърхност и след това по вътрешната чрез вътрешно дорноване. На фиг.5.9 е показан периода на сработване на лагерните втулки според количеството на износвания лагерен материал за образците обработени чрез различните довършващи методи. Фиг.5.9 Износване на лагерния материал в периода на сработване на лагерната двойка в

зависимост от изминатия път на триене;

Наблюдава се най-голямо количество на износения материал при образец №2 обработен довършващо по вътрешната повърхност чрез разстъргване. Втори след него е образец №1 обработен чрез райбероване, а трети и четвърти са съответно №3 и №4 обработени чрез дорноване.

Изминато разстояние, m;

Тегло на износване,

g;

110

Също така може да се види, че при образец №4 количеството на износения лагерен материал е по-малко отколкото при образец №3. Това се дължи на предварителната обработка чрез редуциращо дорноване на четвъртият образец, което довежда до уякчаване на материала по външната повърхност, а оттам и до по-висока степен на наклепване по вътрешната, след вътрешно дорноване. Изменението на грапавостта, което бе споменато в литературния обзор е характерно при плъзгащи лагери работещи в режим на гранично и полу-течно триене. Това може да се наблюдава от графиката показана на фиг.5.10, като отново се наблюдава най-малко изменение на грапавостта при образеца обработен последователно чрез редуциращо и нормално дорноване.

Фиг.5.10 Изменение на грапавостта по контактната повърхност в периода на сработване

на лагерната двойка в зависимост от изминатия път на триене;

Наблюдава се понижаване на грапавостта около 3 пъти при образците довършващо обработени чрез разстъргване. Понижаване с 85 % на грапавостта по контактната площ на образец №1 довършващо обработен чрез райбероване. Обработения чрез дорноване образец, №3 също претърпява изменения на грапавостта, като тя се понижава около три пъти, докато при обработения предварително чрез редуциращо дорноване образец №4 се наблюдава понижаване на грапавостта едва с 28 %. Малкото изменение в профила на грапавостта отново показва предимствата на обработката чрез редуциращо и последващо вътрешно дорноване, както и създадения профил с повишена спрямо другите методи на обработка контактна площ. От фиг.5.9 може да се види, че количеството на износения лагерен материал отговаря на това, което се износва по време на сработване на лагерната двойка и не е достатъчно за окончателно определяне на максималното експлоатационно време.

Изминато разстояние, m;

Грапавост

Ra,

µm

;

111

За обработените чрез различните довършващи методи образци, след като се приеме за базов образец номер 1 обработен чрез райбероване се получава следното разпределение на разликите между максималното очаквано време на експлоатация (фиг.5.11).

Фиг.5.11 Сравнение между максималното време на експлоатация на обработените чрез различни довършващи методи образци

От фигурата се вижда, понижаване на максималното време на експлоатация с 39 % на образец №2 обработен чрез разстъргване спрямо райберования, повишаване с 39 % на образец №3 обработен чрез дорноване само по вътрешната повърхност и повишаване с 50 % на експлоатационното време за образец №4 обработен последователно по външната и вътрешната повърхност.

5.3 Основни изводи към пета глава

1. Установено е, че довършителната обработка чрез дорноване по вътрешната повърхност, създава условия за понижаване на коефициента на триене по време на експлоатация на обработените заготовки, в сравнение с обработените чрез разстъргване и райбероване образци (фиг.5.1, 5.2 и 5.3).

2. Установено е значително подобряване на експлоатационните характеристики на повърхнините обработени чрез ППД – дорноване, като точните параметри на това подобряване са:

2.1 При втулка-образец - №1 (Табл.4.2) максималния период на експлоатация се повишава с 37 % спрямо образеца обработен чрез разстъргване и с 18 % спрямо този обработен чрез дорноване (фиг.5.7);

2.2 При втулка-образец - №2 (Табл.4.2) максималния период на експлоатация се повишава с 24 % спрямо образеца обработен чрез разстъргване и с 10 % спрямо този обработен чрез дорноване (фиг.5.8);

∆T

, %

Номер на образеца

112

За втулки №3 и №4 (Табл.4.2), следва да се отбележи, че се прави сравняване на поведението им при износване, като се цели съпоставянето на двете схеми на довършващо ППД обработване, съответно:

- само по вътрешната повърхност образец №3; - последователно обработване по външната и след това по вътрешната

повърхност №4; 2.3 Установено е, че образец №3, показва повишаване на максималния период на експлоатация с 39 % спрямо образец от същата група обработен чрез райбероване и със 78 % спрямо образец обработен чрез разстъргване (фиг.5.11); 2.4 Установено е, че образец №4, показва повишаване на максималния период на експлоатация с 50 % спрямо образец от същата група обработен чрез райбероване и с 89 % спрямо образец обработен чрез разстъргване (фиг.5.11);

2.5 Установено е, че образеца обработен последователно чрез външно и вътрешно дорноване (№4 от Табл.4.2) има по-добри трибологични показатели от образеца обработен чрез дорноване само по вътрешната повърхност (№3 от Табл.4.2), като максималното време на експлоатация се повишава с 11 % (фиг.5.11);

113

Глава 6 ОБОБЩАВАНЕ НА ЕКСПЕРИМЕНТАЛНИТЕ РЕЗУЛТАТИ И ПРОЕКТИРАНЕ НА ТЕХНОЛОГИЧЕН ПРОЦЕС ДОРНОВАНЕ

6.1 Усилие при дорноване на бронзови втулки

Усилието необходимо за прокарване на дорноващия елемент през повърхността на отвора е най-изследвания теоретично и експериментално параметър на дорноване. Интереса към овладяване на методики за предвиждане на усилието на дорноване се заключва в това, че то зависи от всички технологични параметри на процеса дорноване, а от него зависят, както вече стана ясно по-горе, част от параметрите на точността и проектирането на необходимата инструментална екипировка.

Усилието необходимо за осъществяване на процес дорноване се влияе главно от три фактора, от които първият е контактното налягане между инструмента и заготовката. Повишаването на стегнатостта, относителната дебелина на стената на заготовката и механичните свойства на материала довеждат до повишаване на контактното налягане.

Вторият параметър е ширината на цилиндричната част на дорника, чрез който се контролира контактната площ между дорника и заготовката.

Третият параметър е коефициента на триене, който зависи от вида на смазващата течност, контактното налягане, както и природата на материала на дорника и заготовката.

6.1.1 Усилие при вътрешно дорноване на бронзови втулки

На следващата фигура са показани експериментални резултати за усилието необходимо за дорноването на образци от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален диаметър на дорника d=30 mm в зависимост от стегнатостта и ширината на цилиндричната част на инструмента.

От фиг.6.1, може да се наблюдава, че с повишаването на стегнатостта и ширината на цилиндричната част на дорника натоварването нараства, а с понижаването им намалява.

При повишаване на стегнатостта от 0.2 до 1 mm, при ширина на цилиндричната част на дорника 2 mm, довежда до повишаване на усилието на дорноване от 800 до 1600 kg, което е с почти 100%, докато при ширина на цилиндричната част 10 mm усилието се увеличава от 1400 до 2000 kg (38 %).

Експерименталните резултати за натоварването при изменение на технологичните параметри на дорноване за дебелина на заготовките 10 mm за същия материал са показани на фиг.6.2. Големината на натоварването се е повишила със средно от 50 до 100 % в сравнение със заготовките с дебелина 5 mm. По-голямото натоварване необходимо за дорноване на тези образци е следствие от създаваното по-голямо контактно налягане, в сравнение с предните образци.

114

Фиг. 6.1 Натоварване F, kg при дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален диаметър на дорника d=30 mm в зависимост от ширината на цилиндричната му част b, mm и стегнатостта i, mm при дебелина на стената на заготовката h=5 mm;

Фиг. 6.2 Натоварване F, kg при дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при диаметър на дорника d=35 mm в зависимост от ширината на цилиндричната част на дорника b, mm и стегнатостта i, mm при дебелина на стената на заготовката h=10 mm;

На фиг.6.3 е показано изменението на силата на дорноване за втулки от материал CuSn12 с вътрешен диаметър 50 mm при дебелина на стената 6 mm. Изменението на стойностите e аналогично на предните графики.

F= 1336,3 - 178,1.i - 86,255.b + 38,89.i.b + 1622,6.i2 + 14,42.b2

i, mm b, mm

F, kg

F = 726,84 + 302,3.i - 32,77.i.b + 603,7.i2 + 6,62.b2

F, k

g

b, mm i, mm

115

Фиг. 6.3 Натоварване F, kg при дорноване на втулки от материал CuSn12 при диаметър на дорника d=50 mm в зависимост от ширината на цилиндричната част на дорника b,

mm и стегнатостта i, mm при дебелина на стената на заготовката h=5 mm;

Влиянието на стегнатостта върху натоварването за дорноване при ширина на цилиндричната част на инструмента 2 mm е минимално, докато при ширина на цилиндричната част 10 mm и изменението на стегнатостта от 0.2 до 1 mm довежда до повишаване на силата за дорноване със 113 % (от 2000 до 4250 kg).

6.1.2 Усилие при външно дорноване на бронзови втулки

Резултатите от измерените стойности на натоварването при редуциращо дорноване в зависимост от стегнатостта е показано на фиг.6.4.

Фиг. 6.4 Натоварване F, kg в зависимост от стегнатостта при редуциращо дорноване i’, mm на втулки от материал CuSn10Pb10 при номинален външен диаметър на образците

d=50 mm, дебелина на стената h=5 mm,

Стегнатост при редуциращо дорноване - i’, mm

Натоварване

- F

’, kg

F = 2878,9 - 1179,5.i - 346,7.b + 291,7.i.b + 445,7.i2 + 25,28.b2

b, mm i, mm

F, k

g

116

За експериментални образци от материал CuSn10Pb10 е проведен еднофакторен експеримент, като фактора е стегнатостта. Изследването е проведено при ширина на цилиндричната част на редуциращия дорник - 5 mm и деформиращ и заден ъгъл 3о. Втулките са смазвани предварително с моторно масло 10W-40, по един и същи начин за петте образеца. Повишаването на стегнатостта от 0.2 до 1 mm довежда до повишаване на усилието на дорноване с 2.5 пъти (от 1000 до 2550 kg).

6.2 Машинно време за изработка на втулки от материал CuSn10Pb10 чрез различни довършващи методи

За да се оцени един технологичен процес освен, че трябва да покрива изискванията на параметрите на качеството на съответния детайл, то той трябва и да бъде икономически изгоден. Вследствие на това, за да се потвърдят предимствата на метода дорноване и редуциращо дорноване, спрямо други най-разпространени процеси за обработка на цилиндрични повърхнини е изследвано машинното време необходимо за цялостната обработка на лагерна втулка с изискванията към конструктивните му параметри показани на следващата фигура (фиг.6.5).

Фиг.6.5 Конструктивен чертеж на лагерна втулка, на базата на който е изчислено машинното време необходимо за обработката й чрез различни довършващи

технологични процеси.

Табл.6.1, показва режимните параметри на различните операции и машинното време, необходимо за заготвяне и довършващо обработване на четири еднакви образеца, като при два от тях са използвани методите на вътрешно и външно дорноване.

117

Табл.6.1 Последователност на технологичните операции при изработка на експериментални образци по различни довършителни методи и изчисляване на

машинното време необходимо за обработка Номер на образеца 1 2 3 4

Груба обработка по вътрешната повърхност

Вид на обработката

Разстъргване

Технологични режими

S=0,6 mm/rev; n=500 min-1; L=27,15 mm;

Машинно време

TM=L/n.S=0,0905 min

Обработка по челната повърхност

Вид на обработката

Струговане

Технологични режими

S=0,6 mm/rev; n=500 min-1; L=7,25 mm;

Машинно време

TM=L/n.S=0,0242 min

Груба обработка по външната повърхност

Вид на обработката

Обстъргване

Технологични режими

S=0,9 mm/rev; n=500 min-1; L=27,15 mm;

Машинно време

TM=L/n.S=0,0603 min

Довършителна обработка

по вътрешната повърхност

Вид на обработката

Райбероване Фино

разстъргване Дорноване Дорноване

Технологични режими

S=0,55 mm/rev;

n=90 min-1; L=27,15 mm;

S=0,1 mm/rev;

n=500 min-1; L=27,15 mm;

i=0,50 mm; L=46,45 mm; V=2 m/min;

i=0,76 mm; L=49,50 mm; V=2 m/min;

Машинно време

TM=L/n.S= 0,54 min

TM=L/n.S= 0,543 min

TM=L/V= 0,0232 min

TM=L/V= 0,0248 min

Довършителна обработка по външната повърхност

Вид на обработката

Фино обстъргване

Фино обстъргване

Фино обстъргване

Редуциращо дорноване

Технологични режими

S=0,1 mm/rev;

n=500 min-1; L=27,15 mm;

S=0,1 mm/rev;

n=500 min-1; L=27,15 mm;

S=0,1 mm/rev; n=500 min-1; L=27,15 mm;

i=0,92 mm; L=52,60 mm; V=2 m/min;

Машинно време

TM=L/n.S= 0,543 min

TM=L/n.S= 0,543 min

TM=L/n.S= 0,543 min

TM=L/V= 0,0263 min

Отрязване

Вид на обработката

Отрязване

Технологични режими

S=0,20 mm/rev; n=125 min-1; L=5,00 mm;

Машинно време

TM=L/n.S=0,20 min

Сумарно машинно време, min 1,461 1,264 0,941 0,426

Първият образец, №1 е обработен чрез райбероване по вътрешната повърхност и чисто струговане по другите му повърхности. Вторият, №2 е обработен довършващо чрез струговане, като за грубите така и при чистите обработки. Третият образец, №3 е обработен чрез струговане, освен по вътрешната повърхност, където е използван метода на вътрешно дорноване.

118

Образец №4, е обработен грубо чрез струговане, като довършващо е обработен по външната и вътрешната повърхност чрез дорноване. На фиг.6.6, се вижда разпределението на сумарното машинно време необходимо за изработка на дадения на фиг.6.5 детайл, чрез различните довършващи методи и режими показани в табл.6.1.

Фиг.6.6 Сумарно машинно време необходимо за обработка на експерименталните образци според операциите и режимните параметри показани в табл.6.1;

При довършваща обработка чрез редуциращо дорноване по външната повърхност, както и чрез дорноване по вътрешната (образец №4), сумарното машинно време спрямо образец номер №1, обработен чрез разстъргване и райбероване, намалява с около 2,5 пъти. Обработката чрез дорноване само по вътрешната повърхност, №3 довежда до понижаване на машинното време спрямо образец №1 с 1,55 пъти.

6.3 Обобщени графични зависимости показващи връзката между технологичните параметри на дорноване и получаваните параметри на качеството

За да се осъществи процес на дорноване на лагерни втулки е необходимо да се определят основните технологични параметри влияещи на процеса по време на обработка, както и изискванията към получаваните качествени характеристики на обработваната повърхност.

Определянето на стегнатостта необходима за дорноване, базирано на основните резултати от експерименталните изследвания извършени до момента, се влияе от очакваната повърхностна грапавост, грешките във формата които процеса на дорноване внася в обработваната заготовка и очакваната повърхностна микротвърдост. Други ограничения могат да бъдат: максималното допустимо натоварване на използваната за дорноване машина, размерите на заготовката и необходимата деформация по вътрешната и външна повърхност.

Фиг.6.7 показва основните зависимости между технологичните и качествени параметри на процеса.

119

Фиг.6.7 Обобщени номографични зависимости показващи връзката между окръжната линейна деформация λ, % и параметрите на процеса дорноване;

δD, m

m

λ, %

δd, m

m

F, k

g δR

a

120

За да се улесни избора на технологични параметри в зависимост от очакваните остатъчни деформации, коефициента на понижаване на грапавостта и натоварването при обработка на бронзови лагерни втулки чрез дорноване, са разработени графични зависимости подредени в последователност показана на фиг.6.7, разработена за дорноващ елемент с ширина на цилиндричната част 5 mm.

Първата графика показва зависимостта между параметъра характеризиращ изменението на грапавостта – δRa и окръжната линейна деформация λ, %, за различните изследвани бронзови материали и заготовки. С повишаването на окръжната линейна деформация се понижава коефициента на изменение на грапавостта, като за всички образци приема минимални стойности в границите на изследваните параметри. При положение, че се изисква достигането на минимална грапавост е необходимо, определянето на стегнатостта чрез окръжната линейна деформация в интервал, в който параметъра на изменение на грапавостта достига до минимум. След определянето на λ, % може да се определи стегнатостта като функция на диаметъра – i=λ.d/100, mm. Втората графика от фиг.6.7, показва връзката между окръжната линейна деформация и натоварването необходимо за процес на дорноване, според експерименталните резултати за съответните материали. Определянето на натоварването е необходимо при избор и проектиране на експериментална екипировка.

Третата графика, показва връзката между относителната стегнатост на дорноване и остатъчната, след дорноване деформация, по вътрешния диаметър на втулката за различните експериментални образци. Поради повишените изисквания към точността на плъзгащите лагерни втулки, по вътрешния диаметър, от тази графика следва да се определи размера на заготовката, преди осъществяване на процес дорноване.

Четвъртата графика показва връзката между остатъчната деформация по външния диаметър δD, като функция на окръжната линейна деформация λ, % в границите на извършените експериментални изследвания. Определянето на тази деформация е необходимо при избора на размерите на заготовката при предварителна обработка.

Определянето на стегнатостта и очакваните деформации според последователността разглеждана до момента, довежда до необходимост от определяне на диаметъра на дорника. Големината на диаметъра на дорника се влияе пряко от конструктивния размер на детайла и еластичната деформация, която се възвръща по обработваната повърхност след преминаване на дорника, тази зависимост (1.15) е разгледана в литературния обзор. След изразяване на диаметъра на дорника получаваме:

d = d1 + δde (6.1)

121

Където: d1 – диаметър на дорника според конструктивния чертеж, mm; δde – абсолютна еластична деформация, mm; d – диаметър на дорника, mm;

Следващата фигура (фиг.6.8), показва изменението на еластичната деформация след дорноване в зависимост от окръжната линейна деформация за образците изследвани в експерименталната част.

Фиг.6.8 Еластични деформации по вътрешната повърхност в зависимост от окръжната

линейна деформация λ, %;

От анализа на графиката се наблюдава, че повишаването на окръжната линейна деформация, довежда до увеличаване на еластичната деформация. Повишаването на дебелината на стената на заготовката също довежда до повишаване на тези деформации, на база по-голямото контактно налягане и по големия слой в който се разпространяват. Например, при обработката на заготовки от материал CuZn5Sn5Pb5 при h=5 mm, с окръжна деформация 1.5 % довежда до еластична деформация 0.04 mm, докато при h=10 mm имаме 0.05 mm. Границата на провлачане на обработваната заготовка има най-голямо влияние върху еластичните деформации, това се вижда от фиг.6.8, като стойностите на границата на еластичност са разгледани в табл.1.6. Както беше споменато при анализа на остатъчните деформации, вероятно материала от който са изработени заготовките от групата на CuAl9Fe4 има различия в химичния състав и не отговаря на табличните данни за механичните му характеристики.

6.4 Основни изводи към шеста глава

1. Установена е експерименталната зависимост на големината на силата при дорноване от технологичните режимни фактори при зададени конструктивни параметри на лагерните втулки.

λ, %

δdе,

mm

σS =117 MPa

σS =185 MPa

σS =124 MPa

σS =152 MPa

122

2. Доказано е, че приложението на дорноването като довършваща обработка, значително намалява технологичното време, необходимо за обработване на отвори и външни цилиндрични повърхнини, като е установено, че средното намаление за дорнованите само по вътрешната повърхност образци е с 0,52 min т.е. 35 %, докато използването и на редуциращо дорноване намалява времето с 1,04 min - 71 % сравнено с методите на разстъргване (Табл.6.1, фиг.6.6). 3. Построени са графични зависимости между технологичните режимни фактори при дорноване, получаващите се деформации на сечението на втулките и силите при изпълнението на процеса, както и получаващите се параметри на качеството на обработената повърхнина. Данните от получените по-горе резултати се използват при проектирането на технологичната система и режимите при дорноване.

АНАЛИЗ НА РЕЗУЛТАТИТЕ И ПРЕДЛОЖЕНИЯ ЗА ПРАКТИКАТА

1.Дебелината на стената на дорнованата втулка е определящ фактор за напрегнатото и деформационно състояние на процеса дорноване. Нейното повишаване води до увеличаване на контактното по време на дорноване налягане, което води до повишаване на повърхностната твърдост, понижаване на грапавостта, за една и съща стегнатост на обработка. От друга страна, повишаването на дебелината на стената на заготовката довежда до повишаване на усилието на дорноване, а от там и до нарастване на отклоненията от цилиндричност на обработваната втулка.

Препоръчва се размерите на бронзови лагерни втулки подложени на натисково свободно дорноване да имат габаритни размери при съотношение на външния към вътрешния диаметър в границите от 1,25 до 1,85.

2.Стегнатостта при дорноване е първостепенен фактор, влияещ върху параметрите на качеството на обработените повърхнини. Най-добри параметри на грапавостта за дорноване на заготовки от материал CuZn5Sn5Pb5 с ширина на калиброващата лентичка 5 mm, като в случая стегнатостта се представлява от окръжната линейна деформация изменяща се в границите λ=2÷2.5% за заготовки с относителна дебелина на стената в границите от 1,33 до 1,57 (пок. на фиг.6.7).

За заготовки от материал CuAl9Fe4 оптимална окръжна линейна деформация, при която се постига минимална грапавост се оказва λ=2 % при относителна дебелина на заготовката m=1,2÷1,6.

За материал на заготовките CuSn12 е достигнато до оптимална за дорноване окръжна линейна деформация λ=1.25÷1.5 % при относителна дебелина на заготовките m=1,24. 3.Установено е, че най-добри параметри на качеството при дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 се постига при стегнатост i=0.5÷0.7mm и ширина на калиброващата част 4÷6 mm.

123

4.Установено е, че най-добри параметри на качеството при дорноване на втулки от материал CuZn5Sn5Pb5 при номинален вътрешен диаметър 35 mm се постигат при обработка в интервалите на стегнатостта i=0,35÷0,5 mm при b=4÷6 mm.

5.Установено е, че образци от материал CuSn12 при номинален диаметър 50 mm и дебелина на стената 6 mm трябва да се обработват със стегнатост в интервала от 0,3 до 0,42 mm и ширина на цилиндричната част на дорника от 5 до 8 mm, като тези параметри довеждат до оптимални стойности всички изследвани качествени показатели.

124

ПРИНОСИ ПО ДИСЕРТАЦИОННИЯ ТРУД

НАУЧНО - ПРИЛОЖНИ ПРИНОСИ

1. Формулирана е нова методика за теоретично изследване на връзката между технологичните параметри на процеса дорноване и отклоненията от кръглост в обработваните детайли. 2. Получени са нови с доказана адекватност регресионни модели за:

- Зависимостите между технологичните параметри на процеса дорноване и качествените показатели на обработваната повърхност при обработка на лагерни и водещи втулки от бронзови материали. - Зависимостите между технологичните параметри на процеса дорноване и отклоненията във формата на обработените повърхнини. - Зависимостите между периферната скорост на лагеруващият вал и коефициента на триене в лагерната двойка за повърхности обработени чрез различни довършителни методи, като са доказани предимствата на обработките чрез дорноване.

3. Предложена е и изследвана схема за обработка на лагерни втулки, чрез последователно дорноване по външната и вътрешна повърхност, като са доказани предимствата на тази обработка, довеждащи до общо подобряване на стойностите на параметрите на качеството на обработените повърхнини и техните експлоатационни характеристики.

ПРИЛОЖНИ ПРИНОСИ

1.Получените експериментални резултати за параметрите на точността на обработените посредством дорноване втулки показват, че допуска на обработените повърхнини намалява средно с четири степени на точност. 2. Получени са нови данни за връзката между технологичните параметри на дорноването и параметрите на качеството на обработените повърхнини за четири различни марки бронз. 3. Получените експериментални зависимости между технологичните параметри на дорноване и параметрите на качество на обработените повърхнини, дават възможност за определяне на най-подходящите режими на обработка в конкретните условия. 4. Резултатите получени в дисертационната работа са използвани в „МИКРОМЕТ” АД – гр.Варна и „РМК-ИНЖЕНЕРИНГ” ООД – гр. Девня, при проектиране на технологични процеси за обработка на бронзови лагерни втулки, с оглед достигане на ниска повърхностна грапавост, необходимата точност на втулките и повишена износоустойчивост.

125

ИЗПОЛЗВАНА ЛИТЕРАТУРА 1. Анухин, В. И, Допуски и посадки вьбор и расчет, Санкт-Петербург, Издательство СПбГТУ 2001, 219 с. 2. Бизяев, Г.Н, Повьiшение еффективности технологии изготовления тонкостенньiх колец подшипников на основе совершенствования процесса свободного дорнования, Дисертация кандидата технических наук, Саратов, 2008, 174 с. 3. Богоявленский, К. Н., В. А. Вагин и др., Гидропластическая обработка металлов, Машиностроение, Ленинград, 1988, 256 с. 4. Василев, Т. Г, Д. С. Георгиев, Експлоатационни характеристики на обработени чрез свободно натисково дорноване бронзови лагерни втулки, „Известия на съюза на учените-Варна”, серия „Технически науки” 2’2009, 1’2010, 41-45. 5. Валяев, Ф. Ф, Петренко, Н. М. Выбор оптималыного угла заборного конуса деформирующей протяжки // Чистовая обработка, отделка, упрочнение – Ростов н/Д: Рост, ин-т, с.-х. машин, 1972, с. 54-66. 6. Воронков, Б. Д., Подшипники сухого трения, Машиностроение, Ленинград, 1979, 288 с. 7. Воробьев, Ю. А, И. А Воронько, Б. В. Яцун, Верификация численной модели процесса импульсного дорнования отверстий авиационных конструкций из титановых сплавов, Открытые информационные и компьютерные интегрированные технологии № 46, 2010, 88-98. 8. Воскресенский, В. А, В. И. Дьяков, Расчет и проектирование опор скольжения, Машиностроение, 1980, 224 с. 9. Георгиев, Д. С, К. А. Кръстев, Т. Г. Василев, Анализ на физико-механичните и качествени показатели на бронзови лагерни втулки след проведена повърхностна пластична деформация чрез дорноване, сп. „Машиностроителна техника и технологии”, 2’2009, ТУ-Варна, 21-25 с., ISSN 1312-0859; 10. Георгиев Д. С., Славов, С.Д., Програмен продукт за автоматизирано планиране, провеждане и обработване на резултатите след дву-, три- и четири факторни планирани ротатабелни експерименти EXPLAN, сп. МТТ изд.ТО на НТС Варна, 2008, ISSN1312-0859, с. 73 – 79. 11. Георгиев, В., Г. Лафчиев, Р. Рачев и др, Ръководство за курсово проектиране по технология на машиностроенето, Пловдив, 1998, 244 с. 12. Георгиев, В., С. Салапатева, И. Четроков и С. Лилов, Ръководство за лабораторни упражнения по технология на машиностроенето – част 3, Пловдив, 2009, 76 с. 13. Генов Й. , В. Симеонов и др., Влияние на режима на термообработване върху структурата и свойствата на стомана ШХ15 (100Cr6) след повърхностно пластично деформиране, МТМ, бр.4-5, 2007, 16-19 с.

126

14. Даскалов, В. Б, Проектиране и контрол на технологическите процеси, София, Техника, 1994, 439 с. 15. Евдокимов, Ю. А, и др., Планирование и анализ експериментов при решений задач трения и износа, М.: Наука, 1980, 228 с. 16. Исаченков, Е. И., Контактное трение и смазки при обработке металлов давлением – „Машиностроение”, М, 1978, 206 с. 17. Исаев А.Н, Упрочнение материала при дорновании отверстий трубчатых заготовок, Упрочняющие технологии и покрытия, 2005 - №2, 10 – 16 с. 18. Исаев, А. Н, Совершенствование процессов дорнования отверстий трубчатых заготовок, дис. докт. техн. наук., Ростов-на-Дону, 2005, 399 с. 19. Крагельский, И. В., М. Н. Добмчин, В. С. Комбалов, Основи расчетов на трение и износ. М., Машиностроение, 1977, 526 с. 20. Комбалов, В.С, Влияние шероховатости твердьiх тел на трение и износ, „Наука”, Москва, 1974, 111 с. 21. Косиловой, А. Г, Справочник технолога-машиностроителя, Том 1, третье издание, Машиностроение, Москва, 1973, 694 с. 22. Костов, E., Обработване на металите чрез пластична деформация, Трето преработено и допълнено издание, Габрово, 2006, 219 с. 23. Козловский, Н. С, А. Виноградов, Основьi стандартизации, допуски, посадки и технические измерения, Москва, Машиностроение, 1982, 286с. 24. Камбуров, В, Й. Генов, В. Симеонов, Калиброване на проходен отвор на матрица от ШХ15 (100Cr6), АМТЕХ 2005, Русе, 9-11.11.2005; 25. Кроха, В.А., Упрочнение металлов при холодной пластической деформации. -М. : Машиностроение,1980.-158 с. 26. Мелентьев, В. А, Малоотходная технология изготовления колец роликовых подшипников на основе применения комбинированного дорнования, Дисертация кандидата технических наук, Саратов, 2009, 142 с. 27. Нанкова, Д. С., М. М. Нанков, Повърхностна пластична обработка на материалите в машиностроенето, Варна 2003, 136 с. 28. Одинцов, Л. Г., Упрочнение и отделка деталей поверхностньiм пластическим деформированием, Справочник, М. Машиностроение, 1987, 328 с. 29. Осипов, Ю. К, Повышение качества прессовых соединений типа “тонкостенная свертная втулка- корпус” с использованием метода упрочняюще-калибрующей обработки дорнованием, автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук, Барнаул, 2007, с. 12. 30. Панкратов, В. Е, С. Н. Михеенко, Р.Н. Шадуро, Количественная оценка роли первичных погрешностей в формировании точности дорнования, Электронный научно-технический журнал – Октябрь 2007 года, http://www.bru.mogilev.by;

127

31. Панкратов, В. Е, Р. Н. Шадуро, П. А. Шацкий, Прогнозирование и управление точностью при ультразвуковом дорновании отверстий, Электронный научно-технический журнал Октябрь 2007 года, http://www.bru.mogilev.by; 32. Подмоков, В. Б, Н. С. Дяденко, Испытания на трение и износ. Методьi и оборудование, Техника, 1971, 140 с. 33. Поляк, М.С. Технология упрочнения. Т. 1, М: «Л.В.М. - СКРИПТ», Машиностроение, 1995. – 832 с. 34. Проскуряков, Ю. Г, Дорнование отверстий, -М.: Машгиз, 1961, 191 с. 35. Проскуряков, Ю. Г, Упрочняюще-калибрующие методьi обработки, Машиностроение, Москва, 1965, 208 с. 36. Проскуряков, Ю. Г., В. Н. Романов, А. Н. Исаев, Объемное дорнование отверстий, Москва, Машиностроение, 1984, 224 с. 37. Сивцев, Н. С, В. В. Тарасов, Влияние контактного трения на точность обработки отверстий при дорновании, В-к.ИжГТУ, 2007, № 1, ISSN 1813-7903, 156-160. 38. Скворцов, В.Ф, И. С. Охотин, А. Ю. Арляпов, Остаточные напряжения при дорновании отверстий малого диаметра в полых толстостенных цилиндрах с большими натягами, Известия Томского политехнического университета, 2010, Т. 316, № 2, УДК 621.787, 24-27 с. 39. Скворцов, В. Ф, И. С. Охотин, А. Ю. Арляпов, Влияние степени толстостенности заготовок на процесс дорнования отверстий, выполняемый с большими натягами, Известия Томского политехнического университета, 2009, Т.314.№ 2, 62-65. 40. Справочник на технолога по механична обработка Т1, под ред. на Ст. Пашов, Техника, София, 1989, 633 с. 41. Справочник на технолога по механична обработка Т2, под ред. на Ст. Пашов, П. Петков, Техника, София, 1990, 663 с. 42. Справочник технолога-машиностроителя. / Под ред. А. Г. Косиловой, Р. К. Мещерякова. – М.: Машиностроение, 1986, Т. 2, 496 с. 43. Христов Д. и др., Пресмятане и конструиране на машинни елементи, Техника, София, 1972, 869 с. 44. Чернавский, С. А, Подшипники скольжения, Государственное научно-техническое издательство машиностроительной литературьi, Машгиз, Москва, 1963 – 242 с. 45. Шадуро, Р. Н., В. В. Гапонов, П. А. Шацкий, Расчётно-аналитический метод определения точности при дорновании, Вестн. МГТУ. – Могилёв, 2006 - № 1, 276 – 281 с. 46. Шадуро, Р. Н, П. А. Шацкий, Прогнозирование и обеспечение точности отверстий при дорновании, Сб. науч. трудов. –Брянск, 2006, № 5, 178 – 181 с. 47. Шнейдер, Ю.Г, Чистовая обработка металлов давлением, Москва, 1963, 272 с.

128

48. Шнейдер, Ю. Г. Инструмент для чистовой обработки металлов давлением, Машиностроение, 1971, 246 с. 49. Шнейдер, Ю. Г. Технология финишной обработки давлением: Справочник, Политехника, 1998, 414 с. 50. Ясь, Д. С, В. Б. Подмоков, Н. С. Дяденко, Испытания на трение и износ, Технiка, Киев, 1971, 140 с; 51. Abdel-Latif, L. А, Misalignment effects on hydrodynamicaly lubricated journal bearings with rough surfaces, wear, 1988, 225-237. 52. ASM Handbook, Properties and Selection: Nonferrous Alloys and Special-Purpose Materials Volume 2, ASM International Handbook Committee, 1990, p. 3470. 53. ASM Handbook, Heat Treating, Volume 4, ASM Handbook Committee, 1991, p.2173. 54. ASM Handbook, Mechanical Testing and Evaluation, Volume 8, ASM International Handbook Committee, 2000, p. 2235. 55. ASM Handbook, Volume 18, Friction, Lubrication, and Wear Technology, ASM International, Metals Park, Ohio, 1992, p. 1878, ISBN 0-87170-380-7; 56. Avallone, E., T. Baumeister, A. Sadegh, Marks' Standard Handbook for Mechanical Engineers, Eleventh Edition, Copyright © 2007 by The McGraw-Hill Companies, Inc. 57. Babu, R. P., T. S. Prasad, A. V. S. Raju and A Jawahar Babu, Effect of internal roller burnishing on surface roughness and surface hardness of mild steel, Journal of Scientific and Industrial Research, Vol. 68, January 2009. pp. 29-31. 58. Backman, D., Eann A. Patterson, Measuring Residual Strains in Aluminum and Fiber Metal Laminate Materials during Cold Expansion and Riveting, Proceedings of the XI-th International Congress and Exposition, June 2-5, 2008 Orlando, Florida USA; 59. Ball, D., Elastic-plastic stress analysis of cold expanded fastener holes. Fatigue and fracture of engineering materials and structures 18, 47-63 (1995); 60. Brostow, W., K. Czechowski, W. Polowski, P. Rusek, D. Toboła, I. Wronska, Slide diamond burnishing of tool steels with adhesive coatings and diffusion layers, Materials Research Innovations, Vol 17, No 4, 2013, pp. 269-277. 61. Butz, G. A. and J. O. Lyst, Improvement in Fatigue Resistance of Aluminum Alloys by Surface Cold-Working, Materials Research & Standards, December 1961, pp. 951-956. 62. Cost-Effective Manufacturing: Copper Alloy Bearings, CDA Publication No TN45, December 1992, 41 с. 63. Copper Development Association, Non-Ferrous Founders' Society, CAST COPPER ALLOY SLEEVE BEARINGS, New York, 1997, 73 с. 64. Conner, B. P., Contact Fatigue: Life Prediction and Palliatives, Doctor of Philosophy, August 2002, p. 135.

129

65. Davim, P. J, Surface Integrity in Machining, Springer-Verlag London Limited 2010, 215. 66. DeCamillo, S. M, H. Minhui, and other, Journal Bearing Vibration and SSV Hash, Proceedings of the 37th Turbomachinery Symposium, 2008, 11-23. 67. Duncheva, G., J. Maximov, T. Kuzmanov, Influence of the Chamfers on Residual Stresses Around Cold Expanded Fastener Holes, Journal of the Technical University at Plovdiv, Vol. 13 (7), 2006, pp. 19-27. 68. Е. Oberg, F. Jones, H. Horton, H. Ryffel, Machinery’s Handbook 28th Edition, Industrial Press, New York, 2008, p.2424-2450. 69. Furman, T. T, Approximate Methods in Engineering Design, Salford – England, ACADEMIC PRESS, 1981, 388. 70. Feyzullahoglu, E, A. Zeren, M. Zeren, Tribological behaviour of tin-based materials and brass in oil lubricated conditions, Materials and Design 29 (2008), 714–720. 71. GGB BEARING TECHNOLOGY, DP4/DP4B Maintenance-free, Designer´s Handbook, 2009, 51, www.ggbearings.com. 72. Gowtham, V., V. Kumar, Project Report on Burnishing Processes on the Crank-Shaft Material Using Design of Experiments, Faculty of Engineering and Technology - SRM University, April 2010, p. 47. 73. Guha, S. K, Analysis of steady-state characteristics of misaligned hydrodynamic journal bearings with isotropic roughness effect, Tribology International, Vol. 33, 2000, 1-12. 74. Glaeser, W. A, Wear Properties of Heavy Loaded Copper-Base Bearing Alloys, JOURNAL OF METALS, OCTOBER 1983, 1-6. 75. http://www.matweb.com/ 76. ISO 3547:2007. Plain bearings – Wrapped bushes. 77. Jahed, H., S. Lambert and R. Dubey, Variable material property method in the analysis of cold-worked fastener holes, Journal Of Strain Analysis, Vol. 35, No 2, 2000, p. 137-142. 78. Jazayeri, S. Y, Effect of surface quality of a turbine rotor on performance of hydrodynamic journal bearing, 25th International Power System Conference, 2010, 1 – 7. 79. Jiashan ACE manufactures Co. Ltd, Self-lubricating bearings, Produced catalogue, 47. 80. Jost, G.S., Stresses and Strains in a Cold-Worked Annulus, Defence Science and Technology Organisation Aeronautical Research Laboratory, Australia, 1988, p. 30. 81. Kang J., Johnson S. W. Three Dimensional Finite Element Analysis of the Cold Expansion Process of Holes with and without Cracks. In: The 5-th Joint NASA/FAA/DoD Conference on Aging Aircraft. Orlando, Florida, USA, September 10-13, 2001.

130

82. Lai, M. O and Z He, Residual stress field of ballised holes, Journal of Mechanical Science and Technology 26 (5), 2012, pp. 1555-1565. 83. Leon, A., Benefits of split mandrel cold-working, International Journal of Fatigue 20 (1), 1998, pp. 1-8. 84. Lipski, A., S. Mroziński, Z. Lis, Evaluation of the Rivet Hole Sizing Degree Effect on the Fatigue Life, Journal of Polish CIMAC, Volume 6, №3, Gdansk, 2011, p. 119-125. 85. Lubron Bearing Systems, Catalog 0502, Copyright 2005, Huntington Beach, USA, 18, www.lubron.com. 86. Lubron Bearing Systems, Catalog 0504, Copyright 2005, Huntington Beach, USA, 18, www.lubron.com. 87. Marghitu, D. B, Mechanical Engineer's Handbook, Copyright 2001 by ACADEMIC PRESS, p. 864; 88. Malleswara, J. N, C. K. Reddy, P. V. Rama Rao, The effect of roller burnishing on surface hardness and surface roughness on mild steel specimens, International Journal Of Applied Engineering Research - Dindigul, Volume 1, No 4, 2011, 777-785. 89. Matos, P., P. Moreira, J. Pina, A. Dias, P. Castro, Residual Stress Effect on Fatigue Striation Spacing in a Cold-Worked Rivet Hole, Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 42, 2004, p. 139–148. 90. Moreira P. M., De Matos P. F. P., Pinho S. T., Pastrama S. D., Camanho P. P., De Castro P. M. S. T. The residual stress intensity factor for cold-worked cracked holes: a technical note. Fatigue Fract Engng Mater Struct 27 (2004) 879-886. 91. Naduvinamani, N. B, A. Siddangouda, Effect of surface roughness on the hydrodynamic lubrication of porous step slider bearings with couple stress fluids, Tribology International, 2007, 780-793. 92. Norglide, Maintenance free bearing, Produced Catalogue, p. 35, www.nordlide.com. 93. Neale, M.J, Tribology Handbook, Second Edition, Butterworth Heinemann, 1996, ISBN 0 7506 11 98 7, p. 577. 94. Papanikos, P., Mechanics of mixed mode fatigue behaviour of cold worked adjacent holes”, PhD Thesis, University of Toronto, 1997, p.123. 95. Pratt, G. C, Materials for Plain Bearings, International Metallurgical Review, Тhe Institute of Metals, 1971, 28. 96. Prevey, P. S., D. J. Hornbach, N. Jayaraman, Controlled plasticity burnishing to improve the performance of friction stir processed Ni-Al bronze, Proceedings Thermec 2006, Vancouver, Canada, July 4-6, 2006. 97. Prevey, P. S., The Effect of Cold Work on the Thermal Stability of Residual Compression in Surface Enhanced IN718, 20th ASM Materials Solutions Conference and Exposition St. Louis, Missouri, October 10-12, 2000, p. 9. 98. Qamar, S. Z., T. Pervez, Effect of Cold Work on Mechanical Properties of Expandable Tubulars, 16-th International Research/Expert Conference ”Trends in the

131

Development of Machinery and Associated Technology”, Dubai, UAE, 10-12 September 2012, p. 51-54. 99. Rasheed, E. H, Effect of surface waviness on the hydrodynamic lubrication of a plain cylindrical sliding element bearing, wear, 1998, 1-6. 100. Rameshkumar, T., I. Rajendran, A. D. Latha, Mechanical and Tribological properties of Aluminium-based Plain Bearing Material under Lubricated condition, Journal of Convergence in Engineering Technology and Science - Vol.1, December 2009, 9-16. 101. Rac, A, A. Vencl, Tribological and Design Parameters of Lubricated Sliding Bearings, Tribology in Industry, Volume 27, No. 1&2, 2005, 12-16. 102. RBC Aerospace Bearing Products, Plain Bearings, RBC Bearings Incorporated, 2008-2009, ACPB 4/09, p. 110, www.rbcbearings.com. 103. Sahin, M., C.S. Çetinarslan, H.E. Akata, Effect of surface rouhness on friction coefficients during upsetting processes for different materials, Materials and Design 28, 2007, 633-640. 104. SKF, Composite dry sliding bearings – maintenance-free and space-saving, Publication 4413 E, Copyright SKF 1999, p. 55.

105. SKF, Bushings, Publication 4741/I E, Copyright SKF 2003, p. 54. 106. Stachowiak, G. W, A. W. Batchelor, Engineering Tribology, Butterworth Heinemann, UK, 2005, p. 744; 107. Szeri, A. Z, Fluid film lubrication: theory and design, Cambridge University Press, 1998, 414. 108. Tools & Solutions for Metal Surface Improvement, Roller burnishing, Deep rolling, Combined skive-burnishing, Ecoroll AG/Ecoroll corp. 11-2006. 109. Valyaev, F. F. and other, Production of Turbodrill Parts by Mandrelling, Translated from Khimicheskoe i Neftyanoe Mashinostroenie, No. 2, February, 1981, 20-21. 110. Velden, M., FKS Al-Jahwari, Expansion of Tubular with Elastomers in Multilateral Wells, TJER, Vol. 10, No. 1, 2013, p. 41-49. 111. Viloti ć, M., D. Kakaš, P. Terek, L. Kovačević, A. Miletić, Neutral Radius Value Determination by Numerical Simulation Method at Ring Upsetting Test, Tribology in industry, Volume 33, No. 3, 2011, pp. 122-127. 112. Vorontsov, A. L, The Stress–Strain State of Hollow Cylindrical Workpieces when Burnishing Holes, Russian Engineering Research, 2007, Vol. 27, No. 2, p. 108-114. 113. Wang, Z. and X. Zhang, Predicting fatigue crack growth life for cold-worked holes based on existing closed-form residual stress models, International Journal of Fatigue, 25 (2003), 1285-1291; 114. Zhang, X. Z. Wang and J. Gaerke, Predicting fatigue life improvement in cold expanded fastener joints, ICAS 2000 CONGRESS, pp. 455.1-455.10. 115. www.ecoroll.de

132

ПУБЛИКАЦИИ СВЪРЗАНИ С ДИСЕРТАЦИЯТА

1.Василев, Т. Г, Теоретичен анализ на деформациите при довършителна обработка на бронзови лагерни втулки чрез дорноване, Известия на съюза на учените-Варна”, серия „ТЕХНИЧЕСКИ НАУКИ” 2’2007, 1’2008, с.9-14; 2.Георгиев, Д. С, К. А. Кръстев, Т. Г. Василев, Влияние на изходната грапавост върху качествените параметри на обработени чрез калиброващо дорноване бронзови лагерни втулки, сп. „Машиностроителна техника и технологии”, 2’2009, с.21-25; 3.Василев, Т. Г, Д. С. Георгиев, Експлоатационни характеристики на обработени чрез свободно натисково дорноване бронзови лагерни втулки, Известия на съюза на учените-Варна”, серия „ТЕХНИЧЕСКИ НАУКИ” 2’2009, 1’2010, с.41-44; 4.Георгиев, Д. С, Т. Г. Василев, К.А. Кръстев, Анализ на физико-механичните и качествени показатели на бронзови лагерни втулки след проведена повърхностна пластична деформация чрез дорноване, сп.„Машиностроителна техника и технологии”, 1’2010, с.10-14; 5.Георгиев, Д. С, Т. Г. Василев, Работно оразмеряване на инструмент за външно дорноване при обработка на бронзови тръбни заготовки, сп. „Машиностроителна техника и технологии”, 1’2010, с.15-19; 6.Василев, Т. Г, Д. С. Георгиев, Предпоставки за формиране на грешки в обработвани чрез свободно натисково дорноване бронзови лагерни втулки, Научна конференция „Младите в науката 2010”, с.83-86; 7.Василев, Т. Г, Д. С. Георгиев, Изследване на отклоненията от цилиндричност при дорноване на бронзови лагерни втулки, Морски научен форум, Том.3, Варна, 2011, с.235-241; 8. Georgiev, D. S, T. G. Vasilev, Wear of bronze bearing bushes after finishing with burnishing, Faculty of Manuf. Tech. TUKE, Manuf. and Ind. Eng., 11(2), 2012, p. 9-12, ISSN 1338-6549; 9. Vasilev, T. G., Georgiev, D. S., Comparison between general exploitation characteristics of bronze bearing bushes treated by different finish methods, Journal “CA Systems in Production Planning”, Number 1, Volume 14, 2013, p. 37-41;

133

ПРИЛОЖЕНИЯ

Приложение №1 (Сертификат на бронзов материал CuAl9Fe4)

134

135