plik Adobe PDF / Get full paper - Adobe PDF file

KOMISJA BUDOWY MASZYN PAN – ODDZIAŁ W POZNANIU
Vol. 26 nr 2
Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji
2006
WŁODZIMIERZ PRZYBYLSKI ∗ , JERZY WOJCIECHOWSKI**,
MATTHIAS KLEINER***, ALEXANDER KLAUS****
BADANIA WPŁYWU OBRÓBKI NAGNIATANIEM
NA WYTRZYMAŁOŚĆ ZŁĄCZY RUROWYCH
Ważnymi cechami obróbki przez nagniatanie są: brak ciepła, czystość i szybkość procesu oraz
łatwość stosowania w praktyce. W artykule przedstawiono możliwość użycia nagniataków do
tworzenia złączy rurowych przez nagniatanie zewnętrzne. Jednocześnie omówiono zasadnicze
aspekty przebiegu odkształceń plastycznych materiału wskutek procesu nagniatania i możliwości
ich wykorzystania w doborze parametrów technologicznych. Jako narzędzia do nagniatania stosowano nagniatak jednokrążkowy z dociskiem sprężystym oraz wielorolkową głowicę z nastawianym wciskiem nagniatania. Obiektem badań było złącze typu rura–wkładka z materiału AA6060
o różnych ukształtowaniach powierzchni wkładki (rowki i radełkowanie). Złącza uzyskane przez
nagniatanie zewnętrzne poddano próbom na rozłączanie na maszynie wytrzymałościowej.
Badania wykonano w ramach programu DFG – TRANSREGIO 10.
Słowa kluczowe: nagniatanie, złącza rurowe, łączenie przez nagniatanie, rury aluminiowe
1. ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNE W PROCESIE NAGNIATANIA
W technologii łączenia rurowych konstrukcji aluminiowych można stosować
nie tylko tradycyjne metody spawania i skręcania złączy, ale także inne metody,
polegające na wytworzeniu w złączu odkształceń plastycznych, np. magnetyczne
zaciskanie, hydrauliczne rozpęczanie, rozwalcowywanie i nagniatanie [4, 6].
Podczas nagniatania element nagniatający o dużej sztywności, tocząc się po
odkształcalnym materiale przedmiotu obrabianego, powoduje w jego warstwie
wierzchniej odkształcenia plastyczne oraz rozdrobnienie i ukierunkowanie struktury materiału. W wyniku procesów fizycznych zachodzących w strefie obróbki
następuje umocnienie materiału, będące skutkiem odkształceń plastycznych
∗
Prof. dr inż.
Dr inż.
***
Prof. Dr.-Ing.
****
Dr.-Ing.
**
Katedra Technologii Maszyn i Automatyzacji Produkcji Politechniki
Gdańskiej.
Institut für Umformtechnik und Lichtbau, Universität Dortmund.
258
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
[2, 5, 6]. W warstwie wierzchniej przedmiotu, zależnie od obciążenia, mogą
wystąpić odkształcenia sprężyste, spreżysto-plastyczne oraz plastyczne (rys. 1).
Przy pewnej wartości siły docisku F w wyniku zaawansowanego odkształcenia plastycznego przed narzędziem nagniatającym (rolka) powstaje wypiętrzenie
materiału (fala), które przeciwstawia się tocznemu ruchowi narzędzia. W początkowej fazie procesu następuje jedynie odkształcenie sprężyste materiału
(rys. 1a). W następnej fazie, przy zwiększonej sile F, zostaje przekroczona wartość naprężenia uplastyczniającego materiału obrabianego, a w jego warstwie
wierzchniej powstaje strefa uplastyczniona (rys. 1b).
Na skutek dalszego zwiększania siły docisku F strefa
plastyczna, otoczona obszarem sprężystym, powiększa
się. Strefa sprężysta zaczyna
zanikać, a strefa plastyczna
rozszerza się, gdyż jej rozwój
jest wówczas ułatwiony, proRys. 1. Fazy odkształceń materiału w procesie nagniatania wadzi to do zaawansowanego
tocznego: a) faza odkształceń sprężystych, b) faza odkształ- odkształcenia warstwy wierzceń spreżysto-plastycznych; e – strefa sprężysta, p – strefa chniej.
plastyczna, hf – wysokość wypiętrzenia (fali) materiału
Uwzględniając zjawiska
Fig. 1. Stages of material deformation in a rolling burnishing
fizyczne
związane z proceprocess: a) elastic deformation stage, b) elastic-plastic deformation stage; e – elastic zone, p – plastic zone, hf – material sem odkształcenia, takie jak
pile-up height (wave)
tworzenie się przed narzędziem swobodnie odkształconego plastycznie wypiętrzenia,
występowanie sił tarcia w strefie
styku, rozdrobnienie i ukierunkowanie struktury materiału, można przyjąć uproszczony model procesu nagniatania dla zaawansowanego stanu
odkształcenia (rys. 2). Model ten nie
uwzględnia m.in. istnienia chropowatości na powierzchni przedmiotu, co
Rys. 2. Model nagniatania tocznego dla zaawan- w przypadku zastosowania nagniatasowanego stanu odkształceń plastycznych: hf – nia do łączenia np. elementów rurowysokość wypiętrzenia materiału przed rolką, p –
strefa plastyczna, e – strefa sprężysta, δ – głębo- wych nie ma znaczenia. W modelu
kość zalegania odkształceń plastycznych, q – tym w obszarze styku wyróżnia się
naddatek na nagniatanie
trzy strefy powstałe wskutek odFig. 2. Model of rolling burnishing for advanced kształcenia plastycznego: dwie to
state of plastic deformations: hf – height of matestrefy poślizgu – strefa opóźnienia
rial pile-up in front of the roller, p – plastic zone,
e – elastic zone, δ – depth of plastic deformation, (1–2) i strefa wyprzedzenia (3–4), a
trzecia jest strefą adhezyjną (2–3).
q – burnishing oversize
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
259
W strefie opóźnienia prędkość przemieszczania cząstek materiału jest mniejsza niż prędkość obwodowa toczącego się narzędzia, a w strefie wyprzedzenia
jest odwrotnie. W strefie adhezyjnej (2–3) prędkości te są jednakowe. Całkowity
opór toczenia jest zatem superpozycją oporów pochodzących od deformacji
plastycznej, adhezji oraz poślizgu pomiędzy narzędziem i przedmiotem występującego w warunkach tarcia. W strefach poślizgu siły tarcia mają przeciwne
kierunki [8].
W strefie styku elementu nagniatającego z przedmiotem w materiale obrabianym zachowuje się szczątkowa (2–3) strefa sprężysta (rys. 2) pomimo zaawansowanego procesu odkształcenia [9].
Opory toczenia w procesie nagniatania można scharakteryzować ogólnie za
pomocą tzw. współczynnika tarcia toczenia μFt i współczynnika oporu toczenia
μM, które określono jako
μ Ft =
Ft
F
μM =
oraz
M
F
(1)
gdzie: Ft – siła oporu toczenia,
F – siła normalna docisku elementu nagniatającego do przedmiotu (siła
nagniatania),
M – moment oporu toczenia.
Istnieje kilka metod analitycznych wyznaczania oporów toczenia dla różnych
przypadków idealizacji procesu toczenia. Eldreage i Tabor [8] siłę oporu toczenia sztywnej kulki stalowej po miękkim odkształcalnym podłożu określili jako
Ft = k
Fn
Dkm
(2)
F
Dk
(3)
a współczynnik tarcia toczenia jako
μ Ft = k
gdzie: k – stała charakteryzująca właściwności materiału przedmiotu,
Dk – średnica kulki,
m oraz n – współczynniki, m = 1,5 ÷ 1,7, n = 1,7 ÷ 1,85 [6].
Podczas stosowania nagniatania jako procesu wywołującego głębokie odkształcenia matriału istotną wartością jest żądana głębokość odkształceń plastycznych δ. Wartości te można wyznaczyć, analizując oddziaływanie ciała
sztywnego na ciało odkształcalne. Do tego celu można wykorzystać rozwiązanie
Hertza (rys. 3). Zakłada się, że element nagniatający o nieskończenie dużym
module Younga i określonym promieniu krzywizny R oddziałuje na półprzestrzeń sprężystą (przedmiot). Model taki jest więc zbliżony do rzeczywistego
procesu nagniatania. Według rozwiązania Hertza, które spełnia równania prze-
260
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
mieszczeniowe teorii sprężystości [8],
można określić pole stykających się ciał,
jako elipsę o półosiach a i b, oraz eliptyczny rozkład nacisków w tym polu.
Rys. 3. Rozkład naprężeń stycznych τmax według
Hertza w półprzestrzeni sprężystej przedmiotu nagniatanego: δ – głębokość zalegania naprężeń, Re –
–
naciski
naprężenie
uplastyczniające,
po
w polu styku
Fig. 3. Layout of tangential stresses τmax in acc. to
Hertz, in elastic halfspace of a burnished workpiece:
δ – depth of stress penetration, Re – yield
stress, po – pressures in a contact zone
W przypadku osiowo-symetrycznego styku występującego podczas oddziaływania np. kuli na półprzestrzeń materiału otrzymuje się składowe stanu naprężenia jako funkcje jedynie zmiennej z, co można zapisać za pomocą zależności
naprężeń stycznych τ dla z = δ:
2τ max
z =δ
= Re =
δ ⎞⎤
3F ⎡ 3a 2
⎛δ
(
)
+
+
ν
2
1
arcctg
− 1⎟⎥
⎜
⎢
4πa 2 ⎣ a 2 + δ 2
a ⎠⎦
⎝a
(4)
gdzie a jest promieniem kołowego pola styku, uwzględniającym właściwości
materiału półprzestrzeni ν oraz E i geometrię stykających się ciał, określoną
promieniem zastępczym rz, przy czym
a=3
(
3Frz 1 − ν 2
2E
)
(5)
Promień zastępczy krzywizny rz dla nagniatania wałków oblicza się ze wzoru:
1
=
rz
n
∑r
1
(6)
i =1 i
gdzie ri – promienie stykających się ciał.
Do przybliżonych obliczeń głębokości odkształceń plastycznych δ w technologii nagniatania można stosować przybliżony wzór Kudriawcewa [6], w którym
uwzględniono kształt narzędzia nagniatającego i przedmiotu:
δ=
1
F
m 2 Re
(7)
przy czym m = 1 + 0,07rz, gdzie rz – promień zredukowany obliczony ze wzoru (6).
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
261
2. ZAKRES I PRZEBIEG BADAŃ
Z uwagi na potrzebę wytwarzania wytrzymałych złączy w lekkich konstrukcjach rurowych [1, 3] przedmiotem zainteresowania autorów było łączenie rur
cienkościennych, wykonanych z aluminium A6060, z użyciem walcowej wkładki przez nagniatanie zewnętrzne [7, 10].
Skoncentrowano się na badaniach wpływu ukształtowania powierzchni
wkładki łączącej oraz parametrów nagniatania na wytrzymałość złącza rurowego. Badano wpływ następujących czynników:
− kształtu powierzchni stykowej wkładki (rowkowanie i radełkowanie),
− parametrów nagniatania (wcisk, siła i posuw nagniatania),
− rodzaju narzędzia (nagniatak jednokrążkowy i wielorolkowa głowica),
− użycia kleju na powierzchni złącznej.
Podczas badań mierzono zmiany średnicy nagniatanej rury oraz jej wydłużenie.
Próbne złącza uzyskane przez nagniatanie poddano próbom na rozłączanie
przez wyciskanie wkładki z rury na maszynie wytrzymałościowej ZWICK 1475.
Otrzymane wyniki porównano, uwzględniając dodatkowo wpływ użycia kleju
3M Scotch-Weld Epoxy Structural Adhesive type DP 490 na zwiększenie wytrzymałości nagniatanych złączy.
Powierzchnia wkładki
rowkowana lub gładka
A2,5
3
10
12
10
∅35
∅40
∅34
n
50
2
∅36H7/h6
1
A2,5
α=2 30’
0
30
∅40
30
90
r=2,5
f F
l = 30
Krążek
nagniatający
14
Długość
nagniatania
Rys. 4. Próbka złącza testowego i nagniatak jednokrążkowy w położeniu roboczym na tokarce:
1 – wkładka, 2 – rura, 3 – dwa wkręty zabezpieczające przed obrotem, f – posuw nagniatania,
F – normalna siła nagniatania
Fig. 4. Test specimen and one-roller burnisher in its working position on a lathe: 1 – insert, 2 –
tube, 3 – two stop-screws, f – rolling feed, F – rolling force
262
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
Oba elementy złącza (rura i wkładka), wykonane z aluminium AlMgSi0.5
(Rm = 215 N/mm2; Re = 160 N/mm2; A5 = 12%), zostały złożone z zachowaniem
pasowania Ø 36 H7/h6 (rys. 4).
W całym zakresie badań, zachowując ten sam kształt rury, stosowano wkładki o różnym ukształtowaniu powierzchni złącznej – z pierścieniowymi rowkami
i radełkowaniem (tabl. 1).
Tablica 1
Kształty powierzchni złącznej wkładek
Shapes of the insert contact surfaces
Oznaczenie
C
Kształt powierzchni wkładki
Opis
gładka
(cylindryczna)
R3
R60
rowek promieniowy
KD
radełkowana
T
rowek trapezowy
KD-T
1 rowek trapezowy
i radełkowanie
2T
2 rowki trapezowe
KD-2T
2 rowki trapezowe
i radełkowanie
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
263
Aby wytworzyć odkształcenia plastyczne na całej grubości ścianki rury, złącza testowe wykonywano przez nagniatanie nagniatakiem sprężystym jednokrążkowym na tokarce (rys. 4) oraz wielorolkową głowicą nagniatającą na pionowej wiertarce promieniowej (rys. 5).
Nagniatak przedstawiony na rys. 4 to krążek (Ø 40 mm, r = 2,5 mm, α =
= 2o30’) wykonany z hartowanej stali o twardości 64 HRC, zamontowany na
dwóch stożkowych łożyskach rolkowych. Krążek nagniatający był dociskany do
próbki sprężyną umieszczoną w jego korpusie z siłą F = 0,5 ÷ 1,5 kN. Podczas
nagniatania (rys. 4) zastosowano następujące parametry: posuw nagniatania f =
= 0,13 mm/obr, prędkość obrotowa wrzeciona n = 100 obr/min. Posuw f nagniataka skierowany był w kierunku wrzeciona.
Wielorolkowa głowica nagniatająca RA 3 (ECOROLL AG), przedstawiona
na rys. 5, wyposażona była w sztywną stożkową bieżnię rolek i 9 rolek Ø 8 × 25
mm. Nacisk rolek wywierany na powierzchnię zewnętrzną złącza (rury) powstawał w wyniku wcisku nagniatania. Dlatego nastawiana średnica robocza
głowicy była mniejsza od średnicy rury o wcisk nagniatania (naddatek) s. Podczas nagniatania (rys. 5) zastosowano następujące parametry: posuw nagniatania
f = 0,36 mm/obr, wcisk nagniatania s = 0,1 ÷ 0,6 mm oraz prędkość obrotowa
wrzeciona n = 100 obr/min.
n
1
3
l
f
2
Rys. 5. Próbka złącza testowego, nagniatana głowicą wielorolkową na wiertarce promieniowej,
w położeniu roboczym: 1 – wkładka, 2 – rura, 3 – głowica nagniatająca, f – posuw nagniatania,
l – długość nagniatania
Fig. 5. Test specimen and multi-roller burnishing head in its working position on a multiradial
drilling machine: 1 – insert, 2 – tube, 3 – burnishing head, f – rolling feed, l – burnishing pass
264
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
3. WYNIKI BADAŃ ESPERYMENTALNYCH
Dane liczbowe wyników rozłączania próbek (złączy testowych) posłużyły do
opracowania wykresów, których charakterystyczne reprezentacje pokazano na rys.
6 ÷ 9. Przedstawiają one przebieg zmian wartości siły rozłączającej połączenie i
mogą być wykorzystane do oceny jego jakości.
Na rysunku 6 pokazano wyraźny wpływ kształtowania powierzchni wkładki
(rowkowanie i radełkowanie) na wytrzymałość złącza. Wprowadzeniu dwóch
rowków trapezowych wyraźnie odpowiadają dwa maksima sił, z których pierwsze (o większej wartości) jest siłą zrywającą połączenie (F = 30 kN).
a)
b)
Siła rozłączania F [kN]
35
30
25
20
15
10
5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
30
35
Droga wyciskania l [mm]
Siła rozłączania F [kN]
35
30
25
20
15
10
5
0
0
5
10
15
20
25
Droga wyciskania l [mm]
Rys. 6. Wpływ nacinania rowków i radełkowania powierzchni złącznej wkładki na wytrzymałość
złącza nagniatanego krążkiem: a) dwa rowki trapezowe (2T), b) dwa rowki trapezowe i radełkowanie (KD-2T)
Fig. 6. Joint resistance influenced by dental grooving and knurling of the insert contact surface
(one-roller burnishing): a) double trapezoidal grooving (2T), b) knurled and double trapezoidal
grooving (KD-2T)
Wykresy przedstawione na rys. 7 pozwalają na analizę i porównanie wpływu
kleju, rowków promieniowych i radełkowania powierzchni złącznej wkładki na
siłę rozłączania złącza. W przypadku zastosowania tylko klejenia zauważamy
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
265
wysoki poziom wytrzymałości złącza, równy ok. 40 kN, oraz gwałtowne zerwanie połączenia (rys. 7a). Podobne zjawisko występuje w początkowej fazie próby wyciskania wkładki o powierzchni rowkowanej i radełkowanej w obecności
kleju. Widzimy tu jednak dodatkowo wzmacniająco-wspierające działanie kleju
w nagniatanym złączu (rys. 7b i c). Wytrzymałość rośnie tutaj do poziomu siły
rozłączającej – ok. 50 kN. W przypadku zastosowania wkładki z rowkiem po
zerwaniu połączenia klejowego wartość siły rozłączającej utrzymuje się na pewnym stałym poziomie (rys. 7b).
a)
Siła rozłączania F [kN]
60
50
40
30
20
10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Droga wyciskania l [mm]
b)
c)
60
Siła rozłączania F [kN]
Siła rozłączania F [kN]
60
50
40
30
20
10
0
50
40
30
20
10
0
0
5
10
15
20
25
Droga wyciskania l [mm]
30
35
0
5
10
15
20
25
30
35
Droga wyciskania l [mm]
Fig. 7. Wpływ kleju, rowków promieniowych i radełkowania powierzchni złącznej wkładki na
wytrzymałość złącza (nagniatanie krążkiem): a) powierzchnia cylindryczna (C) – jedynie klej, bez
nagniatania, b) rowki promieniowe (R3) i klej, c) radełkowanie (KD) i klej
Fig. 7. Joint resistance influenced by gluing, grooving, and knurling of the insert contact surface
(one-roller burnishing): a) cylindrical surface (C) – only glued and not burnished, b) radial
grooving (R3) and gluing, c) knurling (KD) and gluing
Analiza wykresów z badań eksperymentalnych złączy nagniatanych głowicą
wykazuje, że im większy jest wcisk nagniatania (naddatek; s = 0,1 ÷ 0,6 mm),
tym większa jest wytrzymałość złącza. W przypadku złączy z wkładkami cylindrycznymi, poddanych nagniataniu z naddatkiem 0,48 mm, siła rozłączająca F =
266
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
= 12,6 kN (rys. 8b), a dla takiej samej próbki nagniatanej z naddatkiem 0,3 mm
siła F wynosiła zaledwie 7,1 kN (rys. 8a). Po przekroczeniu wartości s = 0,48
mm następowało łuszczenie nagniatanej powierzchni zewnętrznej rury.
W przypadku nagniatania głowicą wielorolkową wytrzymałość otrzymanych
złączy była większa niż złączy nagniatanych nagniatakiem jednokrążkowym.
Siła F rozłączająca złącza z rowkiem trapezowym (T), nagniatane krążkiem,
wynosiła 4,2 kN, a gdy takie samo złącze było nagniatane głowicą, siła F = 7,55
kN (rys. 9). Na rysunkach 10 i 11 porównano siły rozłączające badane złącza
testowe o różnym ukształtowaniu powierzchni wkładek i łączone różnymi sposobami (kierunek nagniatania i klejenie).
a)
b)
14
Siła rozłączania F [kN]
Siła rozłączania F [kN]
14
12
10
8
6
4
2
0
12
10
8
6
4
2
0
0
5
10
15
20
25
30
35
0
5
10
15
20
25
30
35
Droga wyciskania l [mm]
Droga wyciskania l [mm]
Rys. 8. Wpływ wcisku nagniatania (naddatku) s głowicą wielorolkową na wytrzymałość złącza:
a) s = 0,3 mm/obr dla cylindrycznej powierzchni złącznej (C), b) s = 0,48 mm/obr dla cylindrycznej powierzchni złącznej (C)
Fig. 8. Joint resistance influenced by the burnishing oversize s (multi-roller head): a) s = 0.3
mm/rev. for cylindrical contact surface (C), b) s = 0.48 mm/rev. for cylindrical contact surface (C)
b)
8
8
7
7
Siła rozłączania F [kN]
Siła rozłączania F [kN]
a)
6
5
4
3
2
1
0
6
5
4
3
2
1
0
0
5
10
15
Droga wyciskania l [mm]
20
25
0
5
10
15
20
25
Droga wyciskania l [mm]
Rys. 9. Wpływ sposobu nagniatania złącza o wkładce z rowkiem trapezowym (T) na siłę rozłączającą: a) nagniatanie narzędziem jednokrążkowym, b) nagniatanie głowicą wielorolkową
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
267
Fig. 9. Disconnecting force of the joint equipped with trapezoid groove (T) as influenced by the
rolling method: a) by a one-roller burnisher, b) by a multi-roller head
Wykres słupkowy na rys. 10 pokazuje, że nagniatane złącza z wkładkami
o węższych rowkach (promień R3) były bardziej wytrzymałe od tych, które miały
rowki szersze. Na przykład, złącze R3/2 miało siłę rozłączającą F = 25,6 kN, a
złącze R60/3 – F = 9,41 kN przy zachowaniu jednakowych parametrów nagniatania wgłębnego (poprzecznego). Należy to tłumaczyć w ten sposób, że wąski
rowek R3 łatwiej wypełnia się wgniecionym przez rolkę nagniatającą materiałem rury zewnętrznej. Powstałe wskutek płynięcia materiału rury wgłębienie
materiału (kołnierz) zwiększa wytrzymałość złącza.
Porównanie różnych typów ukształtowania powierzchni wkładki złącza pod
względem siły rozłączającej dla różnych sposobów nagniatania i klejenia przedstawiono na rys. 11. Najlepsze wyniki uzyskano dla złącza klejonego, bez nagniatania (KD/2) oraz dla nagniatania z posuwem wzdlużno-poprzecznym
(KD-T/3) bez udziału kleju.
Wytrzymałość złączy typu R60
60
50
40
C
S
S
C
30
20
10
S
0
R3/5
R3/6
R3/4
nagn.+ klej nagn.+ klej nagn.+ klej
R3/2
Oznaczenie próbki
R3/1
Sila rozłączania F [kN]
Siła rozłączania F [kN]
Wytrzymałość złączy typu R3
16
14
12
10
8
6
4
2
0
S+C
C
R60/1
nagn.+ klej
R60/3
C
C
R60/5
nagn.+ klej
R60/1
Oznaczenie próbki
Rys. 10. Porównanie sił rozłączających złącza typu R3 i R60 otrzymane przez nagniatanie
zewnętrzne: S – nagniatanie wzdłużne; C – nagniatanie wgłębne (poprzeczne)
Fig. 10. Comparison of the disconnecting forces of joints Type R3 and R60 obtained by external
rolling: S – straight-rolling; C – cross-rolling
268
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
Siła rozłączania F [kN]
Wytrzymałość złączy
typu KD, KD-T & KD-2T
60
50
S+C
40
S
S
30
S
20
10
S
0
KD/2
jedynie klej
KD-T/3
KD-T/4
nagn.+ klej
KD-2T/2
KD-2T/5
nagn.+ klej
KD/1
nagn.
głowicą
Oznaczenie próbki
Rys. 11. Porównanie sił rozłączających złącza typu KD, KD-T & KD-2T otrzymane przez
nagniatanie zewnętrzne: S – nagniatanie wzdłużne; C – nagniatanie wgłębne (poprzeczne)
Fig. 11. Comparison of disconnecting forces of joints Type KD, KD-T & KD-2T obtained by
external rolling: S – straight-rolling; C – cross-rolling
Przebieg badań pokazał, że podczas prób nagniatania długość rury próbki
Ø 40 × 50 mm się zwiększała (min 0,3 mm) przy jednoczesnym zmniejszaniu
się jej średnicy (min 0,1 mm). Im większa była siła nagniatania F lub naddatek
s, tym większe było wydłużenie i zmniejszenie średnicy rury. Projektanci konstrukcji rurowych powinni uwzględnić ten fakt w swojej pracy.
4. WNIOSKI
Wyniki badań przeprowadzonych w ramach opisywanego projektu prowadzą
do następujących obserwacji i wniosków:
1. Zewnętrzne nagniatanie złączy typu rura–wkładka, występujących w aluminiowych konstrukcjach rurowych, może być obiecującą mechaniczną metodą
wytwarzania wytrzymałych połączeń. W szczególności należy zwrócić uwagę na
fakt, że złącze dobrej jakości można wykonać jedynie przy specjalnym kształtowaniu powierzchni wkładki – za pomocą rowkowania lub radełkowania.
2. Poddane nagniataniu złącza z rowkowanymi wkładkami wykazywały
większą wytrzymałość w porównaniu ze złączami z wkładkami cylindrycznymi.
Najlepszy wynik można uzyskać w przypadku zastosowania trapezowych
kształtów rowków wkładki. W niniejszych badaniach największą otrzymaną
wartością siły rozłączającej połączenie było 30 kN.
3. W wyniku zewnętrznego nagniatania głowicą wielorolkową złącza o
wkładce z rowkiem trapezowym uzyskano lepsze połączenie niż w przypadku
Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych
269
nagniatania narzędziem jednokrążkowym. Po nagniataniu głowicą siła zrywająca połączenie była o 80% większa niż po nagniataniu krążkiem.
4. Najlepszy wynik dla nagniatania głowicą wielorolkową uzyskano, stosując wcisk nagniatania (naddatek) s = 0,48 mm. Przekroczenie tej wartości powodowało łuszczenie powierzchni nagniatanego materiału.
5. Złącza rurowe, w których na rowkowanej lub radełkowanej powierzchni
wkładki przed nagniataniem wprowadzono klej, wykazały ok. 27% większą
wytrzymałość niż złącza jedynie klejone. W niniejszej pracy badawczej radełkowanie wkładki wspomagane było przez zastosowanie kleju, co dało wartość
siły rozłączającej złącza po nagniataniu F ≅ 50 kN. Jednocześnie samo klejenie
dawało siłę rozciągającą F = 40 kN.
LITERATURA
[1] Fuß H., Kleiner M., Will H., Zylindrische Verbundwerkstücke herstellen im Aufweitverfahren, Bänder Bleche Rohde, 1992, 2, s. 43–46.
[2] Gabryszewski Z., Gronostajski J., Mechanika procesów obróbki plastycznej, Warszawa,
PWN 1991.
[3] Haase F., Bruchhaus Th., Kontinuierliches Rohreinwalzen, Bänder Bleche Rohre 1999, 4,
s. 43–48.
[4] Kleiner M., Weinert K., Hagedorn M., Krux R., FEM-Analyse der Fügeverbindung beim
Rohreinwalzen, UTF science, 2001, 2, III, s. 13–16.
[5] Lange K., Umformtechnik, Berlin, Springer 1993.
[6] Przybylski W., Tehnologiâ poverhnostnoj plastičeskoj obrabotki, Moskva, Metalurgiâ 1991.
[7] Przybylski W., Wojciechowski J., Influence of surface formation of the joining insert element on the joint resistance in tubular light structures produced by external rolling and gluing, Report of the DFG-Collaborative Research Centre TRANSREGIO 10., Dortmund, Chair
of Forming Technology (now: Institute of Forming Technology and Lightweight Construction), University of Dortmund 2004.
[8] Pytko S., Problemy wytrzymałości kontaktowej, Warszawa, PWN 1982.
[9] Skalski K., Morawski A., Przybylski W., Analysis of Contact-plastic Strains During the
Process of Burnishing, Int. J. Sci., 1995, vol. 37, no., s. 461–472.
[10] Wojciechowski J., Klaus A., Hagedorn M., Przybylski W., Kleiner M., Flexibles Fügen
leichter Tragwerkstrukturen durch Einwalzen, UTF-science, 2004, I, s. 1–5.
Praca wpłynęła do Redakcji 3.11.2005
Recenzent: prof. dr hab. inż. Leon Kukiełka
AN INVESTIGATION INTO THE INFLUENCE OF BURNISHING
ON THE STRENGTH OF TUBULAR JOINTS
S u m m a r y
Particularly positive features of burnishing technology are a lack of thermal phenomena, simplicity of use and low-cost application. The authors of this paper present possibilities of using
270
W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus
burnishing tools to manufacture tubular joints by external rolling. At the same time, basic aspects
of plastic deformation of the material being burnished along with their use concerning the choice
of process parameters have been discussed. The tools used for the rolling operations were: a oneroller burnisher with flexible spring-induced force and a multi-roller burnishing head with adjustable oversize. Experiments were performed on a specimen type tube-insert made of AA6060 aluminium with a contact surface of the insert equipped with a variety of grooves or patterns (knurling).
The joints produced by external rolling were subjected to disconnecting tests on a tensile strength
machine. The research work was performed within the scope of collaborative research centre
TRANSREGIO 10, supported by the German Research Foundation (DFG).
Key words: burnishing, tubular joints, joining by rolling, aluminium tubes