Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Анализ состояния производства лопаток газотурбинных двигателей 12
1.1. Особенности изготовления лопаток газотурбинных двигателей .12
1.2. Анализ рекомендаций по выбору режимов термообработки жаропрочной стали ЭП-718 13
1.3. Анализ рекомендаций по ограничению размера зерна и уровню разнозернистости структуры пера лопатки 21
1.4. Актуальность проблемы обеспечения регламентированных значений величины зерна и критерия разнозернистости при шлифовании пера лопаток из аустенитных сталей 23
Выводы по главе 1 26
Глава 2 Исследование дефектов поверхностного слоя пера лопатки и причины их появления 27
2.1. Исследование величины зерна поверхностного слоя пера лопаток из аустенитных сталей 27
2.1.1. Причины возникновения разнозернистоти структуры пера лопатки 27
2.1.2. Существующие критерии оценки разнозернистости структуры жаропрочных сплавов 29
2.1.3. Анализ влияния прижога на структуру пера лопатки из сплава ЭП-718 30
2.2. Определение фазового состава материала лопаток после операции шлифования 32
2.3. Исследование микротрещин пера лопаток из аустенитных сталей 34
2.3.1. Исследование причин возникновения микротрещин в поверхностном слое пера лопатки 34
2.3.2. Влияние шлифовочных трещин на свойства лопаток из жаропрочного сплава ЭП-718 40
2.4. Исследование наклепа и остаточных напряжений, возникающих при шлифовании пера лопаток из аустенитных сталей 43
2.4.1. Анализ влияния наклепа на структуру лопаток из аустенитных сталей 43
2.4.2. Исследование микротвердости поверхности лопаток 46
2.4.3. Причины возникновения остаточных напряжений 50
Выводы по главе 2 57
Глава 3 Исследование теплонапряженности процесса ленточного шлифования 59
3.1. Исследование факторов, влияющих на температуру в зоне резания при ленточном шлифовании 60
3.2. Анализ параметров абразивной ленты КХ10XW Р40 69
3.3. Разработка специального устройства для правки шлифовальной ленты 74
3.4. Исследование микротвердости пера лопатки из сплава ЭП718 на разных режимах шлифования 77
Выводы по главе 3 78
Глава 4 Установление повышения структурной стабильности материала лопаток газотурбинных двигателей из сплава ЭП718 за счет ограничения температурного воздействия в процессе механической обработки 80
4.1. Исследование поверхностного слоя пера лопатки, обработанной правленой лентой 80
4.1.1. Анализ величины зерна и уровня разнозернистости образцов, обработанных правленой лентой 80
4.1.2. Рентгенофазовый анализ поверхности пера лопатки из сплава ЭП-718 82
4.1.3. Анализ шероховатости поверхности пера лопатки 83
4.3. Распределение припусков на операции шлифования и полирования пера лопатки ГТД 85
Общие выводы 89
Список литературы 92
Приложения
- Анализ рекомендаций по выбору режимов термообработки жаропрочной стали ЭП-718
- Исследование факторов, влияющих на температуру в зоне резания при ленточном шлифовании
- Разработка специального устройства для правки шлифовальной ленты
- Распределение припусков на операции шлифования и полирования пера лопатки ГТД
Введение к работе
Актуальность работы. Одной из задач, от успешного решения которой в значительной мере зависит повышение работоспособности газотурбинных двигателей, является обеспечение структурной стабильности материала лопаток, которая часто нарушается в процессе их изготовления.
К материалам деталей, работающих в условиях высоких температур и агрессивных сред, к которым относятся лопатки газотурбинных двигателей, предъявляются достаточно жесткие требования, особенно по качеству поверхностного слоя. Особенностью обработки лопаток из жаропрочных сплавов является наличие шлифовальных и полировальных операций, при которых происходит термическое воздействие, вызывающее фазовые и структурные превращения, как правило, неблагоприятно влияющие на свойства материала.
Шлифование абразивной лентой вызывает различные дефекты, наиболее распространенным из которых является «прижог», приводящий к появлению трещин, как в поверхностном слое, так и в сечении пера лопатки.
Лопатки из жаропрочных сплавов - очень дорогие и ответственные изделия и поэтому необходимо использовать такие технологические приемы шлифования, которые позволят не выходить за пределы допустимых температур, обусловливающих возникновение дефектов.
В представленной работе процесс ленточного шлифования рассматривается как, своего рода, термическая обработка и исследованы фазовые, структурные и иные изменения лопаток из сплава ЭП718, что позволило принять научно обоснованные изменения в технологическом процессе изготовления таких изделий.
Диссертационная работа выполнялась в рамках проекта по теме 2.1.2/4037Ф аналитической ведомственной целевой программы Министерства образования и науки РФ «Развитие научного потенциала высшей школы» (2009-2010 годы).
Цель диссертационной работы:
Обеспечение стабильности структуры и фазового состава материала лопаток газотурбинных двигателей при шлифовании путем снижения и равномерного распределения температуры по обрабатываемой поверхности за счет оптимизации поверхности абразивного покрытия ленты.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
1. Исследовать дефекты материала пера лопатки и причины их
появления.
2. Определить влияние «прижога» на размер зерен поверхностного слоя
пера лопатки.
Установить влияние режущей способности абразивной ленты и режимов обработки при шлифовании на мнкротвердосгь пера лопатки.
Изучить влияние температуры в зоне контакта при ленточном шлифовании на структурно-фазовые изменения в материале пера лопатки.
5. Минимизировать тепловое воздействие на поверхностный слой детали
за счет рационального распределения припусков при обработке пера лопатки.
Методы исследования:
Цель работы и сформулированные задачи исследования обусловливают использование комплекса экспериментальных и расчетных методов.
В качестве объекта исследования были выбраны лопатки газотурбинного двигателя из сплава ЭП718 (ХН45МВТЮБР).
Рентгенофазовый анализ образцов сплава осуществлялся на рентгеновском дифрактометре D8 ADVANCE (BRUKER). Съемка проводилась в параллельном Cu-Ка излучении с шагом 0,05 и временем накопления в точке 10 секунд.
Микроструктура образцов исследовалась на микроскопе OLYMPUS GX41 при увеличении 50х - 100" с использованием системы SIAMS700 Photolab. Измерение микротвердости поверхности образцов осуществлялось на микротвердомере ПМТ-3. Шероховатость поверхности лопаток определялась при помощи профилометра-профилографа. Точность снятия припуска при ленточном шлифовании определялась на приборе ПОМКЛ.
Использованы пакеты прикладных программ Компас 3D V9, MS OfficeXP.
Научная новизна работы:
Установлено, что при шлифовании пера лопатки из сплава ЭП718 штатной лентой при затуплении зерен повышается температура в зоне контакта выше 1050С, вызывающая неравномерное упрочнение поверхностного слоя вследствие выделения интерметаллидной упрочняющей фазы Ni3Al, которое доминирует над разупрочнением вследствие растворения фаз Лавеса Cr2Nb, FeoNb и Fe2W и роста зерен.
Обосновано сохранение исходного фазового состава и ограничение роста зерен материала лопатки при ленточном шлифовании за счет снижения температуры в зоне резания путем применения правленой абразивной ленты и определения рациональных режимов шлифования.
Практическая значимость полученных результатов:
1. Разработан способ повышения структурной стабильности
поверхностного слоя пера лопатки, обеспечивающий повышение качества их
изготовления.
Предложен метод правки абразивной ленты, приводящий к снижению трудоемкости и себестоимости изготовления деталей.
Разработано специальное устройство для восстановления режущей способности шлифовальной ленты.
4. Предложены рациональные режимы шлифования лопаток
газотурбинных двигателей, обеспечивающие оптимальную температуру в зоне
резания.
5. Результаты научных исследований апробированы на ФГУП ОМО им.
П.И. Баранова в технологии изготовления лопаток газотурбинного двигателя.
Апробация работы:
Основные положения работы доложены и обсуждены на международной
научно-практической конференции «Продукция высшей школы и ее конкурентоспособность» (г. Петропавловск - 2006); Всероссийской научно-практической конференции «Проблемы управления качеством в машиностроении» (г. Махачкала - 2007); IV Международной научно-технической конференции «Современные проблемы машиностроения» (г. Томск - 2008); IV Всероссийской научной конференции, посвященной 80-летию со дня рождения главного конструктора ПО «Полет» А.С.Клинышкова «Проблемы разработки, изготовления и эксплуатации ракетно-космической и авиационной техники» (г.Омск - 2009), а также на заседаниях кафедр «Метрология и приборостроение» и «Металлорежущие станки и инструменты» Омского государственного технического университета; VII Международная научно-техническая конференция «Динамика систем, механизмов и машин» (г.Омск - 2009).
Публикации:
По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ, в т. ч. одна работа в издании, рекомендованном ВАК для опубликования материалов диссертаций, получен один патент на полезную модель.
Личный вклад:
проведены комплексные экспериментальные исследования влияния температуры в зоне контакта при ленточном шлифовании на структурно-фазовые изменения в материале пера лопатки газотурбинного двигателя;
разработано в соавторстве устройство для восстановления режущей способности абразивной ленты;
предложены рациональные скорости шлифования лопаток газотурбинных двигателей.
Положения, выносимые на защиту:
1. В процессе шлифования при затуплении зерен абразивной ленты и
возникновении «прижога» на поверхности лопатки происходит рост зерен в
материале пера лопатки до 1 балла и выше. Критерий разнозернистости при этом
увеличивается до 5 единиц;
2. В зоне «прижога» сплава ЭП718 происходит растворение
упрочняющих фаз Лавеса Cr2Nb, Fe2Nb и Fe2W, приводящее к неравномерному
росту зерен, снижению уровня структурной стабильности и выделение
интерметаллидной упрочняющей фазы N13AI, что приводит к неравномерному
упрочнению поверхности лопатки;
3. Сохранение исходного фазового состава и ограничение роста зерен
материала лопатки при ленточном шлифовании обеспечивается за счет снижения
температуры в зоне резания путем применения правленой абразивной ленты и
определения рациональных режимов шлифования
Объем и структура диссертационной работы:
Конструктивно диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка использованных литературных источников (80 наименований). Диссертация содержит 93 страниц основного текста, включая 2 таблицы и 32 рисунка. Всего 104 страницы.
Анализ рекомендаций по выбору режимов термообработки жаропрочной стали ЭП-718
Жаропрочный сплав ЭП718 (ХН45МВТЮБР) на Ni-Fe-Cr основе нашел применение для сопловых деталей корпуса турбины, а также для изготовления лопаток компрессора высокотемпературных ступеней изделий авиационной промышленности. Химический состав данного сплава приведен в таблице 1.
Согласно отчету ВИАМ, наиболее высокие прочностные свойства при комнатной и высоких температурах сплав ЭП718ИД имеет после закалки при 1000 и двойного старения 780 - 5ч. воздух + 650 - 16ч. воздух (рис. 1.1), когда зерно аустенита мелкое (8-106).
С повышением температуры закалки до 1050 прочностные свойства понижаются, предел прочности при 20 понижается с 145кг/мм2 до 132кг/мм2, при этом относительное удлинение повышается с 22% до 30%. При дальнейшем повышении температуры 1130 предел прочности понижается до 127кг/мм2.
Аналогично изменяется прочность при температуре 600, при этом пластические свойства вещественно не изменяются.
После закалки при низких температурах (950-1000) с охлаждением в воде, масле, на воздухе, с печью кроме основной упрочняющей фазы у на основе (Ni,Cr,Fe)3( Ті, Al, Nb, Mo,W) присутствует небольшое количество фазы Лавеса Fe2Me на основе (Fe, Ni, Сг)г(Мо, W, Nb). После закалки при 1000 сумма элементов, входящих в упрочняющие фазы, боридную и Fe2 Me больше, чем после закалки при 1050.
С повышением температуры закалки до 1050 и выше данная фаза растворяется.
Сплав обеспечивает высокие прочностные свойства после закалки 1000 не только за счет мелкого зерна, но и за счет большого количества упрочняющих фаз, при этом ударная вязкость и относительное удлинение ниже, чем после закалки при 1050-1080.
С повышением времени выдержки при 1000 имеется тенденция к повышению прочностных свойств после 5 часового нагрева, но эти изменения незначительные. С повышением продолжительности выдержки при 1000 содержание никеля в у фазе не изменяется, а количество элементов, входящих в боридную фазу и фазу Лавеса выше, при этом свойства сплава существенно не изменяются.
Наилучшие свойства по жаропрочности сплав обеспечивает после закалки при 1080-1130 и двойного старения (рис.1.2), образцы при 700 и напряжении 50кг/мм простояли более 100ч.
После закалки при 1000 сплав обеспечивает высокую длительную прочность при низких температурах до 600, при температуре испытания 700 длительная прочность ниже. Сплав, изготовленный по схеме ВИ + ВД, имеет высокую длительную пластичность, относительное удлинение после длительных испытаний составляет 6,5-12%.
Влияние скорости охлаждения при закалке.
Скорость охлаждения влияет на длительную жаропрочность и механические свойства. После закалки 1080 с охлаждением в воде, масле, на воздухе свойства находятся на одном уровне.
Медленное охлаждение с печью после нагрева под закалку резко снижаются прочностные и жаропрочные свойства сплава. Аналогичное наблюдается и после закалки с 1000.
Влияние температуры старения на свойства сплава.
При относительно низких температурах, порядка 600-700, процессы дисперсионного твердения протекают медленно, требуется длительное время (100-500ч), чтобы материал приобрел достаточно высокие прочностные свойства. При более высоких температурах (760-830) процессы дисперсионного твердения развиваются быстро и уже после 5-ти часового старения при 780-800 твердость составляет НВ=3 00.
Интенсивность процесса упрочнения зависит от состояния твердого раствора перед старением и оптимальная температура старения зависит от температуры предварительной закалки. Сплав ЭП-718 имеет лучшее сочетание свойств после двойного старения.
Температура первого старения варьировалась в интервале 730-850 , при этом материал предварительно подвергался нагреву под закалку при температуре 1080 и 1000 с последующим охлаждением в масле.
После закалки и двойного старения 730 - 5ч. воздух +650 - 16ч. воздух прочностные свойства материала невысокие, предел прочности при комнатной температуре 100кг/мм , предел текучести 65кг/мм , относительное удлинение 45%, а сужение площадки поперечного сечения 50%. После данного режима термообработки количество упрочняющей фазы незначительно, если судить по содержанию Ni в анодном осадке. По данным химического анализа содержание никеля 0,43%.
При повышении температуры первого старения до 760 (5ч.) прочностные свойства повышаются, а относительное удлинение и сужение площади поперечного сечения понижаются до 38%.
После данного режима термообработки количество упрочняющей фазы увеличивается. Максимум у фазы после 5-ти часового нагрева относится к 800. Относительно высокие прочностные свойства при достаточно высокой пластичности (б =25%) материал имеет после старения 780-820 - 5ч. воздух + 650 - 16ч. воздух.
После данного режима термообработки сплав обеспечивает высокие жаропрочные свойства. С повышением температуры первого старения от 730-850 ударная вязкость понижается с 16кгм/см до 5кгм/см .
После закалки при 1000 выделения у фазы сдвигается в сторону более низких температур. После закалки при 1000 в масле и старения 730 - 5ч. + 650 -16ч. прутковый материал имеет высокие механические свойства (бв=138кг/мм2, б =27%).
После данного режима термообработки в твердом растворе содержится значительное количество у1 (6,9% Ni) , при этом имеется еще фаза Лавеса, так как выделяется при 1000 во время нагрева под закалку.
Максимальное содержание никеля в фазе, а, следовательно, и у выделяется при 780-800, при температуре 820-850 количество у фазы меньше при этом количество элементов, входящих в боридную и Лавеса фазы, увеличивается с 1,08% до 2,13%
Материал, закаленный при 1000 с мелким зерном аустенита с наличием повышенного количества (Fe, Ni)2Me, имеет более высокие прочностные свойства, но пластические свойства при 20 ниже, чем после закалки с 1080 и того же старения, при этом пластические свойства остаются на достаточном уровне (б =20%, ак=4-5кгм/см ).
Основной процесс упрочнения протекает при первом старении при 780-830 в течение 5ч. Дополнительное старение при 600-700 необходимо для обеспечения более стабильных свойств и размеров, при этом происходит достаривание материала, повышаются прочностные свойства.
Если после закалки 1030 - 2ч. масло +780 - 5ч. воздух бв=123кг/мм2 бо,2=72кг/мм2, 6=29%, ак =13кг/см2, то после длительного старения при 650 в течение 16ч, с охлаждением на воздухе прочностные свойства повышаются и составляют бв= 13Окг/мм , б0;2=82кг/мм , 6=23%, ак=12кгм/см .
Результаты исследования показали, что изменение температуры при дополнительном старении в пределах 600-700 мало влияет на свойства сплава.
Данные электрохимического анализа свидетельствуют, что фазовый состав не изменяется, количество упрочняющей фазы существенно не изменяется.
Лучшее соотношение свойств при температуре до 700 прутковый материал обеспечивает после закалки 1080 - 2-Зч. масло + старение 780 -5ч. воздух + 650 - 16ч. воздух.
Свойства сплава ЭП-718ИДпосле длительного пребывания при высоких температурах без нагрузки и под нагрузкой. Влияние длительного нагрева при 600-700 на свойства сплава. Термообработка.
а/ Закалка 1080 - 2ч. масло + 780 - 5ч воздух + 650 - 16ч. воздух
б/ Закалка 1000 - 2ч. масло + 760 - 5ч воздух + 650 - 16ч. воздух.
Нагревали в печи при 600 и 700 в течение разного времени до 2000ч. (200, 500, 1000, 2000ч).
После длительного нагрева образцы испытывались на кратковременный разрыв при 20, 600, 700 и длительная жаропрочность.
В процессе длительного воздействия температур при 600 и 700 в течение 2000ч. Охрупчивающих фаз б и ц в сплаве ЭП-718 не обнаружено. После 2000ч. нагрева при 600 механические свойства и жаропрочность при 600 практически остаются на уровне исходного материала.
После закалки с 1000 в масло и двойной старения (760 - 5ч. + 650 -16ч.) дополнительный 500-1000 часовой нагрев при 600 не вызывает охрупчивания сплава.
Исследование факторов, влияющих на температуру в зоне резания при ленточном шлифовании
Тепловая напряженность процесса шлифования может быть охарактеризована мощностью, затрачиваемой при обработке. В реальных условиях шлифования более 80% затрачиваемой мощности переходит в тепло [74, 77, 78, 80]. Источником тепла являются абразивные зерна, которые по характеру участия в процессе обработки разделяются на режущие 1, давящие 2 и не режущие 3 (рис.3.1).
Режущие абразивные зерна участвуют в процессе снятия стружки [55, 78]. Механизм воздействия этих зерен на обрабатываемую поверхность сводится к следующему (рис.3.2). Первоначально абразивное зерно производит упругую деформацию металла (зона I), затем пластическую (зона II). По достижении контактных напряжений, повышающих предел прочности металла, наступает Зэтап - снятия стружки (зона III).
На рис.3.3. показан съем металла зерном 1, укрепленным на упруго-эластичном основании, с детали 2 при вращении ролика 3 со скоростью vp. В момент скольжения зерна по металлу возникает упругопластическое деформирование, т.е. смятие металла детали 2. При этом возникают направленные навстречу друг другу две силы сжатия Рк и Рд, а к зерну прикладывается радиальная сила Ру и тангенциальная сила Pz, их равнодействующая сила Р, сила трения Рт и упругости Ра. Эти силы в начале резания (рис. 3.3а) имеют небольшую величину, поэтому глубина вдавливания зерна в металл пд и площадь зерна с металлом тоже невелики. По мере скольжения зерна величина всех сил, глубина вдавливания и площадь контакта абразивного зерна с металлом непрерывно увеличиваются. Абразивное зерно внедряется в металл (рис. З.Зб). Глубина вдавливания выражается величиной Ь.д, а зерно отжимается на величину h3 из-за упругого сжатия основания ленты. Вследствие эластичности связки увеличиваются упругие деформации инструмента. Эти деформации дают возможность вступить в работу дополнительному числу зерен меньшей высоты. Зерна не углубляются в металл на величину подачи, но вследствие ослабления прочности связки и длительного воздействия касательных сил Pz в период резания (большой путь зоны деформаций) износ инструмента на упруго-эластичном основании может увеличиваться.
В момент, когда центр зерна совпадает с осями ролика и детали (рис. З.Зв), величина силы сопротивления металла будет максимальной, ей будет соответствовать максимальные тангенциальная сила Pz, глубина среза Ьд, упругое отжатие зерна h3 и площадь контакта зерна с металлом.
При работе режущих зерен тепло образуется, в основном, за счет трения абразивных зерен по поверхности только что обработанного металла и энергии, расходуемой на упругую и пластическую деформации. На основании экспериментальных и расчетных данных [78] установлено, что на первых двух этапах контакта зерна с металлом температура шлифуемой поверхности даже выше, чем при снятии стружки. Это можно объяснить тем, что энергия, затрачиваемая на упругие деформации и преодоление сил трения абразивных зерен по обрабатываемой поверхности, целиком переходит в тепло. Под действием сил трения металл нагревается и, размягчаясь, вдавливается во все неровности зерна. Создается пластический контакт зерна с металлом, увеличивается его сцепление с обрабатываемой поверхностью, в результате повышаются коэффициент трения и выделение тепла [55,78].
Разновысотность расположения абразивных зерен на поверхности абразивного инструмента приводит к тому, что часть их не может внедряться в поверхность металла на глубину, достаточную для снятия стружки, и лишь скользит по ранее обработанной поверхности, вызывая дополнительные упругие и пластические деформации. Следовательно, вторая группа абразивных зерен (давящие) также участвует в трении и в образовании тепла.
Для расчета температуры, возникающей при шлифовании металлов, предложены [8, 12, 37, 49, 55, 63, 74, 77, 80] ряд условных схем и расчетных формул. Формулы авторов отличаются по структуре, количеству учитываемых факторов и оценке их влияния. Однако использование этих формул для различных случаев шлифования может привести к существенным погрешностям в определении температуры. Кроме того, для расчета температуры шлифования требуется учитывать силу резания, которая определяется из эмпирических уравнений. Значения силы резания, вычисленные по различным формулам для одинаковых условий, существенно различаются. Поэтому существующие формулы могут быть применены лишь к конкретным условиям обработки. Тем не менее, общее влияние основных факторов процесса шлифования на теплообразование во всех формулах совпадает, что дает возможность определить основные направления снижения температуры шлифуемой поверхности.
Анализ этих работ показывает, что формулы для определения температуры и мощности учитывают в основном одни и те же факторы. Так, например, все формулы учитывают скорость резания v, интенсивность съема металла (выраженную через силу резания Pz, поперечную подачу s или толщину слоя, снимаемого одним абразивным зерном а), продолжительность шлифования (определяемую через время т или припуск П), условия контакта (через длину дуги контакта 1 или диаметр шлифования Dm) и т.д.
Все факторы влияющие на температуру в зоне резания (шлифуемой поверхности) и на потребляемую мощность шлифования можно условно разделить на четыре группы:
1 - связана с теплофизическими свойствами обрабатываемого металла (в формулах учитываются теплоемкость с, удельный вес у и телопроводность X) и его структурой.
2 - зависит от характеристики шлифовального инструмента (в формулах это выражено через число зерен, участвующих в работе z$, радиус закругления вершин абразивного зерна г, параметр теплораспределения К) и других факторов.
3 — определяется режимами резания (скоростью резания v, интенсивностью съема металла (t,s), длиной дуги контакта 1 и т.д.).
4 — связана с применением смазочно-охлаждающей жидкости (коэффициентом теплообмена ак, коэффициентом трения f и др.).
Попытки вычислить температуру шлифуемой поверхности возникли давно, но сложность исследований при комплексном решении этой задачи вызывает несоответствие физических условий теплообразования реальной картине протекания наблюдаемых процессов.
Температура шлифуемой поверхности зависит от суммарного теплового потока, множества одновременно работающих абразивных зерен, импульсы которых складываются. Существующие нормативы не дают руководящих указаний для выбора режимов резания по тепловому фактору, а отсутствие ясного представления о тепловых схемах и теории теплообразования вынуждает в этих случаях подходить к учету тепловых явлений ощупью.
Температура шлифуемой поверхности при суммарном действии тепловых импульсов от всех абразивных зерен, работающих в зоне шлифования, подробно рассмотрена в работе [55].
В зоне шлифования одновременно работает большое количество абразивных зерен. Они создают ряд мгновенных параллельно действующих источников тепла, тепловые потоки которых взаимно накладываются друг на друга. Картина теплораспределения представлена на рис.3.4., из которого видно, что при параллельном действии мгновенных источников тепла тепловой поток не концентрируется в узкой зоне вдоль плоскости симметрии, проходящей через центр источника, а сливается с теплом соседнего источника так, что общий тепловой поток выравнивается. В таком случае можно считать, что в зоне шлифования, на поверхности контакта шлифовальной ленты с обрабатываемой деталью, создается равномерно распределенный тепловой поток, усредненную плотность которого можно найти по мощности единичных тепловых импульсов соответственно напряженности каждого из них (размера зерен, глубины вдавливания, скорости перемещения, степени затупления и т.д.).
Разработка специального устройства для правки шлифовальной ленты
В литературе известны методы повышения ресурса ленты:
1) правка лент металлическими щётками
2) периодическое изменение направления вращения ленты, которые на операции шлифования пера лопатки не дали положительных результатов.
Правка лент металлическими щётками в этом случае приводит к потере абразивного покрытия. По мнению Л.А. Панькова и Н.В. Костина изменение направления вращения инструмента позволяет реализовать режущую способность кромок, расположенных на противоположной стороне зерна[49]. Однако при вращении ленты в обратном направлении происходит обрыв ленты около шва со стороны ведущей ветви в момент прохождения места склейки через зону резания. К тому же при данном методе не исправляются погрешности формы и не разрушаются выступающие зёрна, которые мешают вступить в работу большему числу зёрен.
Режущую способность абразивных кругов восстанавливают правкой. Лента, по сути, тоже является абразивным инструментом, имеющим определённую глубину рабочего слоя. Чтобы исправить недостатки поверхности ленты и позволить использовать её повторно, авторы пришли к выводу, что ленты также как и круги, необходимо подвергать алмазной правке. Для этих целей было разработано и запатентовано специальное устройство для повышения режущей способности шлифовальной ленты.
Задачей данного устройства стало:
- создание вторичного ресурса шлифовальной ленты за счёт разрушения поверхностного слоя затупившихся зёрен с образованием острых кромок;
- обеспечение одинаковой толщины покрытия ленты.
Сущность устройства поясняется схемой (рис.3.11).
Устройство работает следующим образом.
Шлифовальную ленту 1 устанавливают на барабане 2 и ролике 3. Вращение барабана 2 осуществляется за счёт привода станка. Алмазный карандаш 4, закрепляется на станке и подводится к поверхности шлифовальной ленты до контакта с ней. Задаётся глубина и подача алмазного карандаша, с которыми происходит правка шлифовальной ленты в процессе возвратно-поступательного перемещения алмазного карандаша, как правило, за один проход.
Достоинством такой правки является разрушение поверхностного слоя затупившихся зёрен с образованием новых острых кромок (рис. 3.8в) и увеличение количества режущих зёрен до 45% от общего числа зёрен в поверхностном слое (рис.3.12).
Правка позволяет исправить отклонения формы абразивной ленты, увеличить число работающих зерен и, как следствие, равномерно распределить нагрузку на каждое зерно абразивной ленты. Зёрна на стыке срезаются алмазным карандашом полностью, что снижает динамическую нагрузку (рывки и огранку на детали).
Кроме того, увеличение площади контакта инструмента с обрабатываемой деталью создаёт более равномерное распределение давления и соответственно равномерное нагружение абразивных зёрен.
Распределение припусков на операции шлифования и полирования пера лопатки ГТД
Температурное воздействие при ленточном шлифовании и последующем полировании приводят к структурным и фазовым превращениям в поверхностном слое лопатки из сплава ЭП-718.
Т.к. операция полировки не автоматизирована и во многом зависит от квалификации полировщика, то вероятность появления прижога на этой операции выше, чем на операции шлифования. Поэтому правильное распределение припусков между операциями шлифования и полирования может обеспечить получение бесприжоговой поверхности лопатки. Чтобы как можно больший припуск снимать на операции шлифования, необходимо повысить точность шлифования.
Изучение поверхности правленой ленты показало, что число работающих зерен возросло с 15 до 45%. Кроме того, из-за выравнивания толщины абразивного покрытия ленты по всей поверхности увеличивается площадь контакта инструмента с обрабатываемой деталью, что создает более равномерное распределение давления и, соответственно, более равномерное нагружение абразивных зерен.
На рис. показан припуск, который необходимо снять за две операции -шлифование и полировку. На рисунке 4.5в) обозначен припуск, который необходимо снять полировщику после шлифования лопатки не правленой лентой, а на рисунке 4.56) - припуск, который необходимо снять полировщику после шлифования лопатки правленой лентой.
Кроме того, увеличение площади контакта инструмента с обрабатываемой деталью приводит к равномерному снятию припуска (рис.4.6).
Были исследованы две партии лопаток: после шлифования новой лентой (рис.4.7) и после шлифования правленой лентой (рис.4.8). Припуск, снимаемый правленой лентой, на 30% больше припуска, снимаемого неправленой лентой (рис.21). Следовательно, меньше вероятность появления прижога на операции полировки и снижение трудоемкости этой операции.
Исследования проводись на приборе ПОМКЛ, который используется для контроля вхождения размера в допуск (рис.4.10).
Таким образом, достигнуто повышение структурной стабильности материала лопаток газотурбинных двигателей из сплава ЭП718 за счет ограничения температурного воздействия в процессе механической обработки.
