badania wpŁywu obrÓbki na wytrzymaŁoŚĆ zŁĄczy...

K O M I S J A B U D O W Y M A S Z Y N P A N – O D D Z I A Ł W P O Z N A N I U 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 stoso-wano nagniatak jednokrążkowy z dociskiem sprężystym oraz wielorolkową głowicę z nastawia-nym 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 struk-tury materiału. W wyniku procesów fizycznych zachodzących w strefie obróbki następuje umocnienie materiału, będące skutkiem odkształceń plastycznych

∗ Prof. dr inż. Katedra Technologii Maszyn i Automatyzacji Produkcji Politechniki

Gdańskiej. ** Dr inż. ** * Prof. Dr.-Ing.

Institut für Umformtechnik und Lichtbau, Universität Dortmund. **** Dr.-Ing.

W. Przybylski, J. Wojciechowski, M. Kleiner, A. Klaus 258

[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 odkształce-nia plastycznego przed narzędziem nagniatającym (rolka) powstaje wypiętrzenie materiału (fala), które przeciwstawia się tocznemu ruchowi narzędzia. W po-czątkowej fazie procesu następuje jedynie odkształcenie sprężyste materiału (rys. 1a). W następnej fazie, przy zwiększonej sile F, zostaje przekroczona war-tość naprężenia uplastyczniającego materiału obrabianego, a w jego warstwie wierzchniej powstaje strefa uplastyczniona (rys. 1b).

Na skutek dalszego zwię-kszania siły docisku F strefa plastyczna, otoczona obsza-rem sprężystym, powiększa się. Strefa sprężysta zaczyna zanikać, a strefa plastyczna rozszerza się, gdyż jej rozwój jest wówczas ułatwiony, pro-wadzi to do zaawansowanego odkształcenia warstwy wierz-chniej.

Uwzględniając zjawiska fizyczne związane z proce-sem odkształcenia, takie jak tworzenie się przed narzę-dziem swobodnie odkształ-

conego plastycznie wypiętrzenia, występowanie sił tarcia w strefie styku, rozdrobnienie i ukierunkowa-nie struktury materiału, można przy-jąć uproszczony model procesu na-gniatania dla zaawansowanego stanu odkształcenia (rys. 2). Model ten nie uwzględnia m.in. istnienia chropowa-tości na powierzchni przedmiotu, co w przypadku zastosowania nagniata-nia do łączenia np. elementów ruro-wych nie ma znaczenia. W modelu tym w obszarze styku wyróżnia się trzy strefy powstałe wskutek od-kształcenia plastycznego: dwie to strefy poślizgu – strefa opóźnienia (1–2) i strefa wyprzedzenia (3–4), a trzecia jest strefą adhezyjną (2–3).

Rys. 1. Fazy odkształceń materiału w procesie nagniatania tocznego: a) faza odkształceń sprężystych, b) faza odkształ-ceń spreżysto-plastycznych; e – strefa sprężysta, p – strefa plastyczna, hf – wysokość wypiętrzenia (fali) materiału Fig. 1. Stages of material deformation in a rolling burnishing process: a) elastic deformation stage, b) elastic-plastic defor-mation stage; e – elastic zone, p – plastic zone, hf – material pile-up height (wave)

Rys. 2. Model nagniatania tocznego dla zaawan-sowanego stanu odkształceń plastycznych: hf – wysokość wypiętrzenia materiału przed rolką, p – strefa plastyczna, e – strefa sprężysta, δ – głębo-kość zalegania odkształceń plastycznych, q – naddatek na nagniatanie Fig. 2. Model of rolling burnishing for advanced state of plastic deformations: hf – height of mate-rial pile-up in front of the roller, p – plastic zone, e – elastic zone, δ – depth of plastic deformation, q – burnishing oversize

Badania wpływu obróbki nagniataniem na wytrzymałość złączy rurowych 259

W strefie opóźnienia prędkość przemieszczania cząstek materiału jest mniej-sza 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 wystę-pującego w warunkach tarcia. W strefach poślizgu siły tarcia mają przeciwne kierunki [8].

W strefie styku elementu nagniatającego z przedmiotem w materiale obrabia-nym zachowuje się szczątkowa (2–3) strefa sprężysta (rys. 2) pomimo zaawan-sowanego 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

FFt

Ft =μFM

M =μ oraz (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 tocze-nia sztywnej kulki stalowej po miękkim odkształcalnym podłożu określili jako

mk

n

t DFkF = (2)

a współczynnik tarcia toczenia jako

kFt D

Fk=μ (3)

gdzie: k – stała charakteryzująca właściwności materiału przedmiotu, D – średnica kulki, km oraz n – współczynniki, m = 1,5 ÷ 1,7, n = 1,7 ÷ 1,85 [6].

Podczas stosowania nagniatania jako procesu wywołującego głębokie od-kształcenia matriału istotną wartością jest żądana głębokość odkształceń pla-stycznych 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 półprze-strzeń sprężystą (przedmiot). Model taki jest więc zbliżony do rzeczywistego procesu nagniatania. Według rozwiązania Hertza, które spełnia równania prze-


mieszczeniowe teorii sprężystości [8], można określić pole stykających się ciał, jako elipsę o półosiach a i b, oraz eliptycz-ny rozkład nacisków w tym polu.

Rys. 3. Rozkład naprężeń stycznych τmax według Hertza w półprzestrzeni sprężystej przedmiotu na-gniatanego: δ – głębokość zalegania naprężeń, Re – naprężenie uplastyczniające, po – naciski 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 oddzia-

ływania np. kuli na półprzestrzeń materiału otrzymuje się składowe stanu naprę-żenia jako funkcje jedynie zmiennej z, co można zapisać za pomocą zależności naprężeń stycznych τ dla z = δ:

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛++

+== −

=1123

432 22

2

2max aaaa

aFRe

z

δδνδ

τδ

arcctgπ

(4)

gdzie a jest promieniem kołowego pola styku, uwzględniającym właściwości materiału półprzestrzeni ν oraz E i geometrię stykających się ciał, określoną promieniem zastępczym r , przy czym z

( )32

213E

Fra z ν−= (5)

Promień zastępczy krzywizny rz dla nagniatania wałków oblicza się ze wzoru:

∑=

=n

i iz rr 1

11 (6)

gdzie r – promienie stykających się ciał. iDo przybliżonych obliczeń głębokości odkształceń plastycznych δ w techno-

logii nagniatania można stosować przybliżony wzór Kudriawcewa [6], w którym uwzględniono kształt narzędzia nagniatającego i przedmiotu:

ReF

m 21

=δ (7)

przy czym m = 1 + 0,07rz, gdzie rz – promień zredukowany obliczony ze wzoru (6).


2. ZAKRES I PRZEBIEG BADAŃ

Z uwagi na potrzebę wytwarzania wytrzymałych złączy w lekkich konstruk-

cjach rurowych [1, 3] przedmiotem zainteresowania autorów było łączenie rur cienkościennych, wykonanych z aluminium A6060, z użyciem walcowej wkład-ki przez nagniatanie zewnętrzne [7, 10].

Skoncentrowano się na badaniach wpływu ukształtowania powierzchni wkładki łączącej oraz parametrów nagniatania na wytrzymałość złącza rurowe-go. 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 wy-trzymałości nagniatanych złączy.

F Krążek nagniatający

Powierzchnia wkładki rowkowana lub gładka

Długość nagniatania

n

l =

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

30

1 2 310 1050

A2,5A2,5

3090

14

f

α=2030’

∅40

∅

34

∅35

∅36

H7/

h6

12

30

∅40

r=2,5


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 wkład-ki 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 Kształt powierzchni wkładki Opis

C

gładka

(cylindryczna)

R3 R60

rowek promieniowy

KD radełkowana

rowek trapezowy T

1 rowek trapezowy i radełkowanie KD-T

2 rowki trapezowe 2T

2 rowki trapezowe i radełkowanie KD-2T


Aby wytworzyć odkształcenia plastyczne na całej grubości ścianki rury, złą-cza testowe wykonywano przez nagniatanie nagniatakiem sprężystym jedno-krążkowym na tokarce (rys. 4) oraz wielorolkową głowicą nagniatającą na pio-nowej 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 nagnia-taka 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) po-wstawał w wyniku wcisku nagniatania. Dlatego nastawiana średnica robocza głowicy była mniejsza od średnicy rury o wcisk nagniatania (naddatek) s. Pod-czas 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

f

l

1

2

3

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


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 pierw-sze (o większej wartości) jest siłą zrywającą połączenie (F = 30 kN).

a) b)

0

5

10

15

20

25

30

35

0 5 10 15 20 25 30 35

Droga wyciskania l [mm]

Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

0

5

10

15

20

25

30

35

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

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 radełko- wanie (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


wysoki poziom wytrzymałości złącza, równy ok. 40 kN, oraz gwałtowne zerwa-nie połączenia (rys. 7a). Podobne zjawisko występuje w początkowej fazie pró-by 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 pew-nym stałym poziomie (rys. 7b).

a)

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłą

czan

ia

F [k

N]

b) c)

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłą

czan

ia

F [k

N]

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

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 cylin-drycznymi, poddanych nagniataniu z naddatkiem 0,48 mm, siła rozłączająca F =


= 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 spo-sobami (kierunek nagniatania i klejenie).

a) b)

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35


Siła

rozłą

czan

ia

F [k

N]

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)

a) b)

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25


Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25


Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

Rys. 9. Wpływ sposobu nagniatania złącza o wkładce z rowkiem trapezowym (T) na siłę rozłącza- jącą: a) nagniatanie narzędziem jednokrążkowym, b) nagniatanie głowicą wielorolkową


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 nagnia-tania wgłębnego (poprzecznego). Należy to tłumaczyć w ten sposób, że wąski rowek R3 łatwiej wypełnia się wgniecionym przez rolkę nagniatającą materia-łem 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 przed-stawiono na rys. 11. Najlepsze wyniki uzyskano dla złącza klejonego, bez na-gniatania (KD/2) oraz dla nagniatania z posuwem wzdlużno-poprzecznym (KD-T/3) bez udziału kleju.

Wytrzymałość złączy typu R60

S+C

CC C

02468

10121416

R60/1 nagn.+ klej

R60/3 R60/5 nagn.+ klej

R60/1

Oznaczenie próbki

Sila

rozłąc

zani

a F

[kN

]

Wytrzymałość złączy typu R3

S

CS

S

C

0

10

20

30

40

50

60

R3/5 nagn.+ klej

R3/6 nagn.+ klej

R3/4 nagn.+ klej

R3/2 R3/1

Oznaczenie próbki

Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

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


Wytrzymałość złączy typu KD, KD-T & KD-2T

S

SSSS+C

0102030405060

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

Siła

rozłąc

zani

a F

[kN

]

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 kon-strukcji 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 alu-

miniowych 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 kształto-waniu 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


nagniatania narzędziem jednokrążkowym. Po nagniataniu głowicą siła zrywają-ca połączenie była o 80% większa niż po nagniataniu krążkiem.

4. Najlepszy wynik dla nagniatania głowicą wielorolkową uzyskano, stosu-jąc wcisk nagniatania (naddatek) s = 0,48 mm. Przekroczenie tej wartości po-wodowało 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 radeł-kowanie 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 Aufweitver-

fahren, 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 ele-

ment on the joint resistance in tubular light structures produced by external rolling and glu-ing, Report of the DFG-Collaborative Research Centre TRANSREGIO 10., Dortmund, Chair of Forming Technology (now: Institute of Forming Technology and Lightweight Construc-tion), 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, sim-plicity of use and low-cost application. The authors of this paper present possibilities of using


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 one-roller burnisher with flexible spring-induced force and a multi-roller burnishing head with adjusta-ble oversize. Experiments were performed on a specimen type tube-insert made of AA6060 alumi-nium 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

badania wpŁywu obrÓbki na wytrzymaŁoŚĆ zŁĄczy...

Documents