автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.08, диссертация на тему:Повышение эффективности изготовления лопаток газотурбинных двигателей с направленной кристаллизацией

ОАО "Моторостроитель" г. Самара, Самарский государственный технический университет

• о

На правах рукописи

КИТАЙКИН ВЛАДИМИР ЛЕОНИДОВИЧ

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ' ЛОПАТОК ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С НАПРАВЛЕННОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ

05.02.08 - Технология машиностроения 05.16.04 - Литейное производство

Диссертация в виде научного доклада на соискание ученой степени кандидата технических наук

Самара 1998

Научный руководитель-доктор технических наук, профессор Носов Н.В.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Ф.И. Демин.

доктор технических наук, профессор М.С. Кенис.

Ведущее предприятие - ОАО "СНТК им. Н.Д. Кузнецова,

г.1 Самара

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в библиотеке Самарского государственного технического университета

Защита состоится 4 декабря в часов на заседании диссертационного совета Д 063.16.02 Самарского государственного технического университета по адресу: 443010, г.Самара, ул. Галактионов-ская, 141.

Диссертация разослана .

Ученый секретарь диссератационного совета д. т. н., проф. у Я.М. Клебанов

1. Общая характеристика работы

Актуальность проблемы.

Важной проблемой создания надёжно работающих газотурбинных двигателей является повышение ресурса работы лопаток турбины. Одним из перспективных направлений повышения прочности лопаток является использование рабочих лопаток турбин, отлитых методом направленной кристаллизации. Известно, что технологический процесс отливки заготовки охлаждаемых лопаток связан с определенными сложностями и в настоящее время разработан недостаточно. Не всегда полностью используются резервы отделочно-упрочняющей механической обработки, выполняемой на заключительном этапе изготовления лопатки, и оказывающей большое влияние на состояние поверхностного слоя профиля пера и его эксплуатационные свойства.

Следовательно, исследование технологического процесса изготовления лопатки турбин из жаропрочных сплавов с направленной кристаллизацией является актуальной научной проблемой, обеспечивающей необходимое качество изготовление лопаток и их эксплуатационные свойства.

Цель работы.

Целью настоящей работы является технологическое обеспечение качества изготовления турбинных лопаток путем совершенствования технологии отливки заготовки лопатки методом направленной кристаллизации и разработки процесса окончательной обработки профиля пера для создания оптимального состояния поверхностного слоя и улучшения эксплуатационных свойств лопаток ГТД из жаропрочных сплавов.

Методы исследования.

Реализация поставленной цели работы осуществлялась теоретическими и экспериментальными методами. Теоретический анализ тепловых явлений, сопутствующих процессу литья заготовки лопатки, выполнен с использованием подходов, базирующихся на основных положениях термодинамики.

Экспериментальные исследования проводились в заводских лабораториях и производственных условиях на образцах и лопатках первой и второй ступеней турбин изделий "ЕМ,"Р" и др. из жаропрочных сплавов ЖС6ФВИ, ЖС6У, ЖС6К.

Экспериментальные исследования процесса литья заготовок лопаток проводились в печах модели ПМП-2 порционного действия. Литье выполнялось при различных температурных,скоростных,теплофизических и конструктивных параметрах системы печь-опока-форма-металл-

стопор, с последующим комплексом металлографических исследований дефектов, геометрических размеров, механических и других свойств заготовок лопаток. Количественная оценка влияния различных параметров процесса литья производилась путем теплового расчета на ПЭВМ. Механические свойства лопаток оценивались путем проведения стандартных и специальных испытаний по заводским методикам.

Исследование параметров состояния поверхностного слоя: остаточных напряжений и деформационного упрочнения,- осуществлялись на специальной аппаратуре с использованием методик, основанных на работах Н.Н.Давиденкова, ИАБиргера, Б.А.Кравченко и других.

Динамические характеристики оценивались путем сравнения пределов выносливости на образцах и лопатках с применением современного оборудования. Обработка результатов исследований осуществлялась с привлечением математического аппарата и использования ПЭВМ.

Научная новизна.

1 .На базе теоретических исследований предложены основные пути управления качеством заготовок лопаток в процессе литья с направленной кристаллизацией.

2.Впервые предложены оригинальные конструкции гравитационных стопорных устройств, которые позволили уменьшить брак по литью лопаток.

3.Решена задача повышения эффективности процесса кристаллизации отливок из жаропрочных сплавов за счет применения восстановительной смеси и лигатуры.

4.Исследованы технологические параметры и режимы процесса виброконтактного полирования лопаток сложного профиля абразивными лентами, в том числе и с режущими зернами, полученными самораспространяющимся высокотемпературным синтезом (СВС-процессом).

5.На основании комплексных теоретико-экспериментальных исследований разработана модель виброконтактного полирования профиля пера лопаток, позволяющая оптимизировать основные парметры процесса.

6.Исследовано влияние состояния шероховатости поверхности лопаток на адгезионные свойства четырех компонентных жаростойких покрытий.

7. Исследовано влияние технологии изготовления заготовок лопаток на деформационное упрочнение и остаточные напряжения.

8. Исследовано состояние поверхностного слоя пера бесприпуско-вых лопаток и изучено его влияние на эксплуатационные свойства турбинных лопаток.

Практическая ценность.

На основании проведенных исследований разработан технологический процесс отливки бесприпусковых лопаток методом направленной криталлизации. Определены оптимальные температурные, вакуумные и скоростные режимы литья, а также конструкции модельных блоков, форм, стопорных устройств, опок и т.д., что позволило в 1,5-2 раза уменьшить потери от брака лопаток.

Разработана технология окончательной обработки профиля пера бесприпусковых лопаток. Определены оптимальные режимы и разработана модель виброконтактного полирования профиля пера лопаток сложной формы абразивными лентами.

Процесс виброконтактного полирования абразивными лентами внедрен на ОАО "Моторостроитель", что позволило существенно повысить качество обработанной поверхности: шероховатость Яа=0,16 мкм и получить сжимающие остаточные напряжения в поверхностном слое лопаток величиной 400...600 МПа.

Внедрен процесс нанесения защитных покрытий на профиль пера лопаток в промышленных электронно-лучевых установках типа УЭ-17514. Установлено, что оптимальным для данного сплава является состав покрытия, состоящий из системы Со-Сг-А1-У толщиной 50 мкм. В целом разработанная технология изготовления бесприпусковых лопаток с направленной кристаллизацией позволила увеличить ресурс работы двигателя в 2-3 раза.

Впервые технология производства серийных лопаток внедрена на ОАО "Моторостроитель" на более совершенных печах ПМП-2 и установках типа УВНК-8П для литья бесприпусковых лопаток высотой 60-200мм, а также печей ИСВ-0,01НФ - для литья затравок. Кроме этого, выпуск аналогичных лопаток из никелевых жаропрочных сплавов ЖС6ФВИ и ЖСЗОВИ освоен на КМПО г.Казань, ОАО им.Чернышева г.Москва.

Основное содержание работы опубликовано в 2 монографиях и 5 научных статьях, получено 9 авторских свидетельств.

По теме диссертации сделаны доклады на Всероссийской научной конференции "Технологическая надежность конструкции" Куйбышев 1986 г., на научно-технической конференции "Прогрессивная технология обработки деталей машин" Горький, 1986 г., на Международной конференции, посвященной 85-летию академика Кузнецова Н.Д., 1996 г.

2. Состояние вопроса и постановка задач исследования

Создание новых газотурбинных двигателей для авиации, а также стационарных газотурбинных установок во многом определяется разработкой новых жаропрочных материалов с повышенными эксплуатационными свойствами, определяющими работоспособность лопаток турбины.

Тяга двигателя, характеристики его экономичности, массогабарит-ные показатели в первую очередь зависят от температуры газа на входе в турбину и количества отводимой теплоты. Поэтому основная тенденция развития газотурбинных двигателей состоит в непрерывном увеличении температуры газа на входе в турбину. В свою очередь это требует повышения служебных характеристик материалов лопаток турбины и прежде всего их длительной прочности и термостойкости.

Под руководством академика С.Г.Кишкина создается особый класс литейных жаропрочных сплавов, которые впервые в мире были применены на двигателях советских конструкторов-академиков Н.Д.Кузнецова и А.М.Люлька. Область применения материалов для лопаток турбин зависит от их способности выдерживать высокие температуры (до1 ООО-1600 °С).

Такие рабочие температуры требуют совершенствования конструкции и эффективности охлаждения лопаток газотурбинных двигателей, создания новых жаропрочных лопаточных сплавов и покрытий, разработки новых технологий литья и термообработки, оценки их надёжности.

Большой вклад в разработку технологического процесса литья лопаток из новых сплавов, созданию высокопроизводительного оборудования и оснастки, изучению влияния технологического процесса на эксплуатационные свойства турбинных лопаток внесли российские ученые Бабич Б.Н., Герасимов В.В., Кишкин С.Г.,Кузнецов Н.Д., Логунов А.Ф., Ляшко Н.Ф., Поваров Ю.А., Селиванов A.C. Сизов Б.В., Цейтлин В.И., Шита-ревИ.Л., и других.

Лопатки, полученные из этих сплавов успешно работают во многих ГТД и значительно улучшили такие эксплуатационные свойства двигателей, как ресурс, надежность, удельный расход топлива и другие.

Проблемы длительной высокотемпературной прочности никелевых сплавов основаны на том, что зарождение трещин усталости в этих материалах происходит в межзёренновом пространстве, поэтому желательно иметь лопатку с минимальным количеством зерен и возможностью управления их кристаллографической ориентацией. Эта проблема изучена и получила экспериментальное подтверждение в работах ака-

демика С.Т. Кишкина, показавшего, что разрушение происходит по границам зёрен ориентированных перпендикулярно оси внешней нагрузки. Отсюда следовал вывод, что для повышения длительной прочности никелевых жаропрочных сплавов они должны иметь столбчатую структуру, при которой границы зёрен параллельны направлению действия главных напряжений.

Использование для направленной кристализации сплавов с традиционной системой легирования действительно повысило их служебные характеристики, однако, не позволило реализовать все потенциальные возможности сплавов. Поэтому следующим шагом в совершенствовании структуры жаропрочных сплавов является получение монокристаллов.

Для понижения температуры на поверхности лопаток и повышения надёжности их работы разработаны конструкции охлаждаемых лопаток с внутренней полостью сложной геометрии: петлевой, вихревой и штырьковой. В настоящее время основным способом получения таких лопаток является прецизионное вакуумное литьё в оболочковые формы.

Лопатки с внутренней охлаждаемой полостью являются самыми сложными литыми деталями в машиностроении. Метод же направленной кристализации позволяет не только повысить прочность сплавов, но и получать бесприпусковые по газовому тракту поверхности лопатки, а также увеличить коэффициент использования материала за счёт сокращения литниково- питающей системы.

Однако, применяемое технологическое оборудование не всегда обеспечивало достаточно высокий уровень выхода годного литья из-за большого количества самых разнообразных дефектов на заготовках. Это объясняется сложностью взаимосвязей различных технологических параметров в процессе литья.

При литье заготовок на установке ПМП-2 наблюдались следующие дефекты: неспаи и плёны, несливы, рыхлоты, трещины, нарушения структуры и др. Большое внимание изучению этих дефектов уделено в работах И.М.Примака, А.В.Македонского, А.С.Береснева, Е.Б.Шицмана и др.

Авторы прелагают для сокращения брака по литью сплав перед сливом перегреть и при этом обеспечить достаточную скорость заливки. Для обеспечения заданной выдержки и перегрева металла, плавящегося в чаше формы металла создано большое количество стопорных устройств и приспособлений. Однако, как показала практика, все они слишком сложны, ненадежны в работе или, в условиях проходной печи, недостаточно эффективны. При этом не изучены вопросы совокупного влияния температурных, скоростных, теплофизических

геометрических и конструкционных параметров системы печь-опока-форма-металл-стопор при сливе на эти виды дефектов. Кроме этого, изучению проблемы образования рыхлот в лопатках посвящены исследования ДрапьеЖ.М., Портного К.И. и др. Ими рассмотрено изменение макроструктуры лопатки по мере удаления фронта кристаллизации от холодильника и его влияние на образование рассеянной усадочной пористости.

Предотвращение усадочных дефектов сводится к созданию таких условий кристаллизации, при которых недостаток жидкого металла в отливке восполняется путем подвода дополнительного жидкого металла из прибыли. При равноос-ном литье такая практика себя оправдывает. Однако, при литье лопаток с направленной кристаллизацией и развитыми замковыми и бандажными полками образование таких дефектов имеет свои особенности, что требует дополнительного анализа условий кристаллизации.

Мало исследовано влияние конструктивных особенностей плавильной печи на качество отливок и уровень брака, связанных с неравномерным распределением температуры по отдельным участкам отливки. Это "приводит к тому, что в наиболее горячих местах заготовки наблюдается концентрация вакансий, дислокаций и других нарушений кристаллической решетки и, как следствие этого, к образованию трещин.

Однако, особенности трещинообразования в направленнокриталли-зующихся лопатках в зависимости от их геометрии и условий кристаллизации изучены недостаточно. Для устранения этого дефекта либо внедряют трещиноустойчивые сплавы, что ограничивается не всегда благоприятными изменениями других свойств сплава, либо уменьшают действующие напряжения в отливке за счет конструктивных изменений в печи и технологических режимов. Мало исследовано влияние времени нахождения в форме жидкого металла на припуск толщины профиля пера лопатки.

Получение бесприпусковых лопаток обеспечивается точным положением места слива металла из тигля в форму и скоростью движения формы вдоль печи. Процесс этот малоизучен и требует дальнейшего исследования. Сложность геометрической формы пера лопатки, повышенные требования к точности изготовления обуславливает применение на завершающей стадии технологического процесса операций механической обработки, таких как шлифование, полирование. Изучению прогрессивных методов обработки заготовок из высокопрочных и жаропрочных сплавов и их влиянию на состояние поверхностного слоя посвящено значительное количество работ БАКравченко, Е.Н.Масло-

ва, ААМаталина, К.С.Митревича, ЛАПанькова, А.В.Подзея, Э.В.Рыжова, С.С.Силина, Л.В.Худобина, В.А.Шальнова, Ф.С.Юнусова и др.

Шлифование и полирование профиля пера лопаток из никелевых сплавов связано с известными трудностями, ввиду специфических свойств материала и его низкой обрабатываемостью. Известно, что при шлифовании в зоне обработки возникают высокие контактные температуры, которые могут привести к структурным и фазовым превращениям в поверхностном слое, к возникновению прижогов и микротрещин, к формированию неблагоприятных остаточных напряжений.

Все это, в свою очередь, ведет к снижению предела выносливости и долговечности лопаток, уменьшает надежность работы и ресурс всего агрегата.

Для обработки профиля пера лопаток создана широкая номенклатура специализированного оборудования, где в качестве инструмента наряду с абразивными и алмазными кругами используются бесконечные и конечные абразивные и алмазные ленты.

Ленточное шлифование при обработке профиля пера лопаток получило наибольшее распространение в связи с необходимостью изготовления деталей сложной пространственной формы с высоким качеством обработанной поверхности. Однако, шлифование абразивными лентами имеет ряд недостатков: низкая стойкость и небольшой срок службы лент, невысокая точность геометрических форм обработанных лопаток.

При отделочно-упрочняющей обработке лопаток ГТД наиболее существенное значение имеет способность инструмента максимально снижать шероховатость поверхности. Как правило, при этих видах обработки одновременно протекают процессы микрорезания и микровыглаживания.

Управляя свойствами и характеристиками инструмента, а также изменяя режимы обработки, можно в широком диапазоне изменять параметры состояния поверхностного слоя и влиять на эксплуатационные свойства деталей.

Однако, состояние поверхностного слоя пера лопаток после абразивной обработки лентами не всегда удовлетворяют предъявляемым к ним требованиям.

Известно, что рабочие лопатки турбин работают в условиях агрессивной газовой среды и высоких температур. Преждевременное разрушение лопаток при эксплуатации происходит, как правило, из-за выгорания легирующих компонентов на поверхности пера и усталости материала из которого они изготавливаются. Для защиты поверхностного слоя от выгорания разработаны технологические методы и средства его защиты различными керамическими покрытиями. Следует отметить,

что качество покрытия во многом зависит от состояния поверхности лопатки, поэтому при их нанесении необходимо исследовать их адгезионные и эксплуатационные свойства.

Выводы и задачи исследований

Анализ современного состояния вопроса изготовления лопаток ГТД позволяет сделать следующие выводы:

Ч.Лопатки турбин современных авиационных двигателей при работе подвергаются сложному термическому и силовому нагружению, работают в очень напряженных условиях, поэтому прочностные свойства оказывают значительное влияние на их эксплуатационные свойства и работу всего двигателя в целом.

2.Эффективным путем повышения механических свойств лопаток является получение заготовок методом литья с направленной кристаллизацией. Практически все проведенные в этой области исследования учитывают только часть факторов, вызывающих образование дефектов при кристаллизации. Не рассмотрено совокупное влияние на образование отдельных дефектов теплофизических, геометрических, конструктивных параметров системы печь-опока-форма-металл-стопор и недостаточно изучены температурно-скоростные параметры этой системы.

З.Перспективным направлением технологического обеспечения экс-луатационных свойств турбинных лопаток из жаропрочных сплавов является отделочно-упрочняющая обработка эластичными абразивными инструментами профиля пера. Недостаточно полно освещено влияние характеристик инструмента, режимов и условий обработки на точность и другие технологические показатели процесса, не раскрыт механизм формирования качества поверхностного слоя пера турбинных лопаток.

Учитывая вышеизложенное, были сформулированы следующие задачи исследования:

1.Разработать модель влияния тепловых потоков в системе печь-опока-форма-метапл-стопор на температуру стопора.

2.На базе теоретических исследований предложить пути повышения качества заготовок отливок, полученных методом литья с направленной кристаллизацией.

3.Разработать технологию изготовления бесприпусковых охлаждаемых лопаток из жаропрочных сплавов с направленной кристаллизацией.

4.Исследовать процесс виброконтактного полирования лопаток сложной формы с большими углами закрутки.

5.На основе структурно-феноменологического подхода разработать модель виброконтактного полирования профиля пера лопаток абразивными лентами.

6.Исследовать качество поверхности лопаток и его влияние на эксплуатационные свойства (усталостную прочность, жаростойкость).

7.Внедрить разработанную технологию на предприятиях авиационного комплекса.

3. Технологические особенности изготовления заготовок лопаток из жаропрочных сплавов

Высокая трудоёмкость изготовления современных газотурбинных реактивных двигателей в значительной степени связана с несовершенством технологии получения заготовок и их механической обработки. В настоящее время единственным методом получения бесприпусковых заготовок охлаждаемых лопаток является метод литья по выплавляемым моделям, который включает следующие технологические операции: изготовление стержней, изготовление моделей, изготовление форм, плавка и заливка металла.

Керамический стержень является основой производства отливок с полыми каналами для сложных охлаждаемых лопаток. Изготовление керамических стержней выполняется в следующей последовательности: приготовление стержневой массы на основе зёрен 24А; её прессование и обжиг.

Проведены исслледования влияния компонентов смеси на качество получаемых стержней. Предложен оригинальный состав массы -[13], который состоит из: парафина В2 52-54 (ГОСТ 23683-79), полиэтилена марки 15802-070 (ГОСТ 16337-77), электрокорунда 24А, 25А (ГОСТ 3647-80), двуокиси титана А1, АВ (ГОСТ 9808-75), алюминиевого порошка АСД-4 (ТУ 4851-77).

Установлено, что для получения стержней сложной конфигурации с низкой шероховатостью необходимо использовать тонкие микропорошки электрокорунда М2, М7, М10 и специальные короба [15]. Затем материалы после дозировки загружаются в смесительные барабаны, а для получения однородной стержневой массы подогреваются до 60-70 °С. Формование стержней осуществляется в специальной прессформе с давлением 10 т на гидравлическом прессе РУЕ-ЮБ. Заготовки стержней укладываются в керамические короба, засыпаются глинозёмом и поступают на обжиг. Обжиг стержней производится в газовых проходных печах ППГ-3 с Тмах = 1400-1450 °С по специальному температурно-ско-

ростному режиму, который обеспечивает требуемое качество стержней.

Изготовленные стержни проходят 100 % контроль геометрических параметров профиля и прочности. Отклонение профиля не должно превышать 0,1 мм, а прочность образцов-свидетелей 16...22 МПа.

Процесс изготовления моделей является ответственной операцией, т.к. именно на ней формируется профиль пера лопаток. Модельная пресс-форма проектируется на основе чертежа отливки с учетом усадки по длине 1,5 %, по хорде 2 % и по профилю в пределах 0,2 мм. Разработана технология изготовления моделей.

Исходными материалами для модельной массы являются: мочевина техническая (ГОСТ 2081-75), парафин (ГОСТ 23683-79), буроугольный воск (ТУ 39-01-232-76), торфяной воск (ТУ 39-01-232-76) и триэтаноломин ГОСТ 2488-79).

Приготовленную модельную массу подогревают до 90 -110 °С и шприцуют в прессформу. Давление при прессовании 0,12 МПа, время выдержки 1,5 минуты. Изготовленные модели собираются в блоки до 4 штук для отливки общей литниковой системы. Собранные блоки контролируются на соответствие эталонной модели и поступают на операцию изготовления керамических форм.

При изготовлении керамических форм применяется огнеупорное покрытие, которое наносится на выплавляемую модель, и создается прочная оболочка. Процесс формирования оболочки заключается в послойном нанесении на блок огнеупорной суспензии с последующей обсыпкой электрокорундовым зерном.

После нанесения слоя суспензии и обсыпки производится сушка на воздухе (1,5 часа) и в среде аммиака (30 минут). Количество слоев огнеупорного покрытия не должно быть меньше 9.

Огнеупорная суспензия состоит из гидролизованного этилсиликата (ГОСТ 5.1174-71), этилового спирта (ГОСТ 18300-72) и наполнителя - микропорошок электрокорунда. Вязкость суспензии должна находится в пределах 25...40 Па-С.

Все операции формирования слоев оболочки механизированы и осуществляются на специальной линии 6Б-82.

Для снижения стоимости изготовления форм предложен новый способ регенерации, защищенный авторским свидетельством [10].

После изготовления формы в керамической оболочке необходимо удалить модельный состав. Для этого предусмотрена операция обработки форм перегретым паром с давлением 0,5 МПа в специальных бойлер-клавах. Затем оболочки прокаливают в электропечах при температуре 950 - 1050 °С в течение 4 час. Этим достигается высокая прочность и огнеупорность модели, не допускающая деформации стенок при

заливке металлом.

Плавка и кристаллизация лопаток турбин производилась методом направленной кристаллизации в вакуумных печах толкательных электрических установках ПМП-2, которая состоит из механизма загрузки, фор-камеры с механизмом толкания, камеры нагрева и плавления, камеры кристаллизации, форкамеры выгрузки с механизмом проталкивания, вакуумных технологических затворов, вакуумной системы, системы водоох-лажения и гидравлической системы.

В конструкции печи процесс плавки и разливки металла в форму совмещен с процессом нагрева форм, при этом температура металла должна быть на 100-150 °С выше температуры ликвидуса сплава.

Разработан технологический процесс заливки металла в форму, который осуществляется в следующей последовательности. Керамическая электрокорундовая форма устанавливается в графитовую опоку и формуется графитовой крошкой. Затем опока с заформованной формой и металлом, проходя по зонам печи, прогревается, а при достижении сплавом температуры плавления вакуумируется. После нагрева расплавившегося металла до определенной температуры срабатывает стопорное устройство и металл сливается из чаши в форму. Затем опока поступает в холодильник, где начинается охлаждение опоки с формой и происходит направленная кристаллизация металла.

Столбчатая или монокристаллическая структура в отливках может быть получена, если будут выполнены два условия:

во-первых, тепловой поток должен быть однонаправленным, чтобы поверхность раздела твердой и жидкой фаз перемещались в одном направлении;

во-вторых, нужно избежать роста зародышей у фронта кристаллизации.

Это достигается за счет ступенчатого расположения нагревателей и регулирования расстояния по высоте формы между нагревателями и водоохлаждаемым холодильником. Кристаллографическая ориентация обеспечивается путем передачи структуры заданной ориентации от монокристаллической затравки, изготовленной из специального двойного сплава и расположенной в стартовом подножье отливки. Для предотвращения расплавления затравки при заливке формы перегретым жидким металлом её располагают на водоохлаждаемом холодильнике.

Как показали проведенные эксперименты, оптимальным оказался вариант с использованием в качестве затравки стартового козырька бандажной полки лопатки с лабиринтными гребешками. Острые кромки гребешков являются своеобразными кристалловодами, с помощью которых передается заданная структура вначале полке, а затем и перу лопат-

ки. Чтобы создать одну точку преимущественного зарождения монокристалла, гребешки объединяются с помощью дополнительных рёбер кри-сталловодов, расположенных по контуру бандажей полки и примыкающих к затравке.

Для стабилизации фронта кристаллизации используют специальные лигатуры [12] и восстановительные смеси [14].

Таким образом, наиболее ответственной операцией получения высококачественной заготовки является процесс плавки и кристаллизации, на которых и формируются прочностные свойства лопаток.

Установлено, что слабым звеном этого процесса является неточность фиксации температуры расплава при заливке и ненадежность подачи нагретого металла в форму.

4. Расчет температурных полей и тепловых потоков при плавке

Для расчета температурных полей кристаллизации и тепловых потоков в системе печь-опока-форма-металл-стопор применялся метод эле--ментарных балансов А.П.Ваничева. Этот метод использовался потому, что он позволяет приме- нять сравнительно простые формулы при расчетах сложной системы тел и использовать ЭВМ.

Для каждой локальной системы тел составляются расчетные схемы, изменяющиеся в момент фазовых переходов. Для составления расчетной схемы каждое тело в рассматриваемой системе (кроме печи) разделяется на определенное количество температурных зон, между которыми идут тепловые потоки.

При разработке тепловой модели приняты следующие допущения:

1. Температура печи во времени меняется по линейному закону, определяемому температурой в соответствующих зонах печи и скоростью движения опок.

2. Все теплофизические характеристики системы равны их средним значениям в заданном интервале температур и являются постоянными.

3. Начальная температура системы печь-опока-форма-металл-стопор равна 293 К.

4. На основании предварительных исследований оределен расчетный интервал времени 6*10"1 секунды, который обеспечивает достаточно малую величину погрешности расчетов.

5. Принято, что теплопередача между разными температурными зонами определяется расстоянием между серединами этих зон, а температура между серединами этих зон изменяется по линейному закону.

6. При передаче тепла между зонами за счет излучения принято, что температура во всем объеме этих зон одинакова.

Предварительные расчеты показали, что при заданных геометрических и теплофизических характеристиках системы и очень малой величине принимаемого интервала времени эти допущения обеспечивают небольшую величину погрешности.

Установлено также, что тепловые потоки вдоль боковых стенок печи, опоки и формы значительно меньше тепловых потоков, идущих поперек этих стенок, поэтому влияние их не учитывалось. Для данной системы эффективная теплоемкость сплава определяется по формуле:

^эф.ме ~~ *-ме +

Т -Т

ликв сс

(1)

гДе сэф.ме ~ теплоемкость металла при Тсол < Тме < Тликв; Сме - теплоемкость металла при Тсол > Тме; Тликв < Тме. яме - теплота плавления металла; ТС0Л,ТЛИКВ -температуры солидуса и ликвидуса металла соответственно.

Значения теплофизических характеристик, входящих в систему

тел, взяты из паспортов на материалы и справочников Геометрические, температурные, скоростные и конструктивные параметры системы взяты из технологической и конструкторской документации на оснастку и оборудование.

Для решения данной задачи производилось аналитическое исследование влияния температурных, скоростных, геометрических, теплофизических и конструктивных параметров системы печь-опока-форма-металл-стопор на распределение температуры в

Рис 1. Схема действия температурных полей при ЗОНв ПЛЗВЛеНИЯ. Процесс ПЛЭВЛе-

ния разбивался на несколько стадий,каждой из которых соответствовала своя расчетная схема.

расчете нагрева системы опока-форма-металл-стопор в нестационарном температурном поле печи.

Основное внимание в работе уделяется последней стадии нагрева системы. Эта стадия процесса начинается при достижении нижней половиной навески металла температуры перехода в жидко-твердое состояние и заканчивается при достижении ею температуры ликвидуса металла. В начальный момент этой стадии металл затекает в отверстие стопорного кольца и входит в прямой контакт с диафрагмой. В связи с этим схема процесса приобретает вид, изображенный на рис.1. В этом случае на диафрагме формируются следующие тепловые потоки:

тепловой поток от жидкого металла

Т - Т

'ст.в 'ме_ 1,4

ОмеД = -0.251ч... •**е'(т|+1-т1); (2)

'ст

ме

1 д.вн 1 ч

тепловой поток от стопорного кольца

ФстД —

Т -Т

1СТ.В ст.в

0,5ЬС

0,5ЬЛ

(3)

р .л д н лм е

и • X

Д.вн

тепловой поток от формы ^Фд=

1пА

л,

Тф.в~ Тф.н

+ 1п

(4 )

— •2 -к -Ь„'(т1+1-Т|);

где 1ме, 1д , 1к - соответственно коэффициенты теплопроводности металла, диафрагмы и керамической части стопора; Рд вн, Рдн, Рч, с11, б2, б3 - геометрические параметры системы. В связи с очень малой толщиной диафрагмы по сравнению с ее диаметром теплопередача вдоль самой диафрагмы в расчетах не учитывается, поэтому температура на стопоре в её верхней части определяется по формуле

1сг.вД+1 ~

(^СТ-В + <2ф — С? ст.н

^э ф . м е 8

•Б • Ь

ме д.вн ст

+ т.,

а в нижней - по формуле

(}ф.н — С2ст.н

'ст.н,1+1 ~

Сд • g д • Нд.вн * Ьд

+ Т.

ф. н

(5)

(6)

где Сд, - коэффициент теплоемкости и высота диафрагмы стопора. Поскольку Ьд « Ьст, а Сд < С^ ме то принималось, что в начальный момент Тст в и Тст н = Тме = 1606 К, а значения тепловых потоков и температур определялись по формулам (2-6), для СЭф ме. При достижении

стопорным кольцом или диафрагмой температуры плавления диафрагмы (т.е. Т = 1726 К), диафрагма плавилась, открывалось сливное отверстие стопора и металлл сливался из литниковой чаши в форму. Работа стопорного устройства на этом заканчивалась. Установлено, что главными параметрами, которые характеризуют качество отливаемой заготовки, являются средняя температура металла Тмэ разница температур верхней и нижней поверхностей (торцев) металла ДТме, температура печи в месте слива металла, расстояние от места слива до холодильника, время от начала нагрева до момента слива и время от момента слива до выхода опоки на холодильник. Расчеты показывают, что для получения качественной отливки температура нижней части металла Тме должна быть не менее 1740 К, а время от начала нагрева до слива

металла должна быть не менее, чем на один цикл толкания меньше времени от начала нагрева до выхода опоки на холодильник. При принятом цикле толкания опоки 1ц = 540 с, можно принять, что температура между

зонами изменяется по линейному закону Т = (1523+6,17*10"2 • I) К. Теоретические расчеты показывают, что через 3597 секунд после начала нагрева опоки в печи температура плавления диафрагмы составит 1726 К. При этом расстояние от опоки до холодильника составляет 1,07 м, что не кратно 0,2 м, т.е. длине опоки. Это связано с тем, что в расчетах движение опоки считается непрерывным. Температура печи в этом месте равна 1745 К, тогда средняя температура металла Тср=1718 К,

т.е. разница температур верхней и нижней поверхностей металла ДТме

=16 К. Расчеты показывают, что общее количество теплоты, полученное навеской металла через верхний и нижний торцы и боковую поверхность, распределяется следующим образом. Через верхний торец поступает 33,5 %, через боковую поверхность 61,3 %, через нижний торец -5,2 %. При этом следует учитывать, что площадь поверхности торца навески металла составляет 28,2» 10"4 м2, а площадь боковой поверхности

этой навески равна 188,5 • 10"4 м2. Поскольку площадь боковой поверхности навески в 6,68 раза больше ее торца, то количество тепла, поступающего в навеску через единицу площади, для верхнего торца ока-

зывается в 3,68 раза больше, чем для боковой поверхности.

Очевидно, что температура дифрагмы должна быть больше температуры металла и тепловой поток идет от диафрагмы к металлу. Это указывает на то обстоятельство, что в данной системе скорость нагрева диафрагмы больше скорости нагрева металла. Следовательно, максимально достижимая температура металла при сливе будет равна температуре плавления диафрагмы.

Проведенные расчеты показывают, что для рассмотренной системы увеличение цикла толкания опоки с 540 до 720 с приводит к тому, что первой температуру плавления никеля достигает плавкая диафрагма. Это происходит через 4643 с после начала нагрева опоки и за 3997 с до выхода опоки на холодильник. Расстояние от опоки до холодильника в этот момент составляет 1,11 м. Расчетная температура печи в этом месте равна 1738 К, а средняя температура металла Тср=1721 К, и разница температур верхней и нижней поверхностей металла ДТме =8 К. Следовательно,

для рассматриваемой системы уменьшение скорости движения опоки до цикла толкания в 720 с привело к более раннему (по месту в печи) сливу металла в форму, за счет увеличения средней температуры металла и уменьшения разницы температуры верхней и нижней поверхностей металла.

Увеличение скорости движения опок, к примеру, до цикла толкания в 360 С; приводило к тому, что плавление диафрагмы происходило через 2642 с после начала нагрева опоки и за 1648 с до выхода опоки на холодильник. При этом расстояние от опоки до холодильника составит 0,93 м, температура 1768 К, средняя температура металла Тф=1691 К и разница

температур верхней и нижней поверхностей металла ДТме =46 К.

Следовательно, увеличение скорости движения опоки существенно изменяло температурные параметры системы. Установлено, чем меньше скорость толкания опоки, тем позже произойдет слив металла в печи. Это связано с уменьшением средней температуры металла на 27 К и увеличением разницы температур верхней и нижней поверхностей металла с 16 К до 46 К. Аналогично, хотя и в несколько меньшей степени, на данную систему действует увеличение температурного градиента в печи до 250 К/м от ее входа до зоны кристаллизации.

Таким образом, для того, чтобы температура металла при сливе могла превысить температуру плавления диафрагмы и стопорного кольца необходимо правильно подобрать материал диафрагмы, т.е. материал с температурой плавления не более 1726 К. Тогда температура металла при сливе должна быть не менее 1740 К. Кроме этого, важно, чтобы

скорость нагрева диафрагмы была меньше скорости нагрева металла.

В настоящее время возможности регулирования скорости нагрева диафрамы за счет изменения температуры плавления материала исчерпаны, поэтому более перспективным направлением, на наш взгляд, является разработка механических стопорных устройств.

5. Исследование влияния конструкции стопорных устройств на качество заготовок лопаток

Анализ литературных источников показывает, что для обеспечения достаточного перегрева металла и последующего слива его в форму непрерывной струей в про ходных печах типа ПМП-2 применяются самые разнообразные стопорные устройства.

Наибольшее распространение получило стопорное устройство, состоящее из одиночной металлической пластины (плавкой диафрагмы), которая устанавливается под навеской сплава и перекрывает сливной канал чаши.

Для никелевых сплавов типа ЖС в качестве диафрагмы применялись никелевая фольга с температурой плавления Т = 1726 К.Однако, исследования показали недостаточную эффективность такой конструкции стопора. За счет прямого нагрева из формы диафрагма плавилась раньше, чем металл. Это происходит ещё и потому, что скорость нагрева диафрагмы оказывается большей, чем скорость нагрева металла.Темпе-ратура заливаемого металла в этом случае значительно ниже температурного порога пленообразования, а поступление металла в форму прерывистое, по мере расплавления диафрагмы,поэтому лопатки получаются с грубыми корольками, неспаями и пленами.

Теоретическими исследованиями установлено, что для уменьшения брака при плавке возможны несколько путей решения проблемы.

Первый - заключается в уменьшении теплопередачи к диафрагме и стопорному кольцу.

Второй - состоит в увеличении теплоемкости диафрагмы и стопорного кольца.

Третий - заключается в увеличении интенсивности нагрева металла.

Четвертый - состоит в подборе соответствующих геометрических и физических параметров системы форма-металл-стопор.

Реализация первого решения осуществлялась несколькими способами. Один из них заключается в установке под диафрагмой дополнительных экранов из никелевой фольги, что уменьшало температуру

стопорного кольца.

В этом случае температура срабатывания стопора определялась уже не температурой диафрагмы, а температурой стопорного кольца.

Второй способ- связан с уменьшением теплопередачи за счет установки керамической заглушки, которая исключает возможность растворения диафрагм в расплавленном металле, и, как следствие, преждевременное срабатывание стопора по этой причине.

Кроме этого уменьшалась теплопередача между металлом и верхней диафрагмой, что обеспечивало раскрытие сливного канала стопора по всему сечению.

Опыт показывает, что использование данного стопора позволяет, по сравнению с применением плавких диафрагм производить слив металла на 310 с позже,что увеличивало среднюю температуру металла на 28 К и уменьшало разницу температур в верхней и нижней поверхностях металла на 3 К.

Таким образом, это решение позволяет только частично улучшить условия слива.

Второе решение заключалось в том, что использовалась дополнительная технологическая полость в форме (так называемый зумпф), в которую сливалась первая порция металла и где этот металл какое-то время оставался.

Для исключения обратного вытекания металла из этой полости её выполняют в виде обратного конуса с керамическим шариком внутри.

Важным является обеспечение герметичности перекрытия входного отверстия полости шариком которое зависит от подъемной силы,действующей на затонувшую в металле часть шарика и силы давления на шарик со стороны текущего металла, что не всегда возможно.

Отсюда следует, что возможности слива металла за счет увеличения теплоемкости диафрагмы весьма ограничены.

Увеличение температуры металла при сливе за счет повышения интенсивности его нагрева (третье решение) показывает, что для данной системы печь-опока-форма-металл-стопор уменьшение цикла толкания опоки с 540 до 360 секунд увеличивает среднюю температуру металла при сливе Тме с 1746 К до 1768 К, т. е. на 22 К.

Однако, на практике оно имеет ограниченное применение из-за ряда технических и технологических недостатков. В частности, этот способ используется только при литье более массивных лопаток последних ступеней двигателя.

Другим путем увеличения интенсивности нагрева металла является снятие с опок крышек и уменьшение высоты боковых стенок опоки до верхнего торца чаши. Крышка опоки и её боковые стенки

частично отражают тепловой поток, идущий от нагревателей к металлу, частично аккумулируют его за счет довольно значительной собственной теплоёмкости, и частично передают его через боковые стенки опоки и направляющую к водоохлаждаемой стенке печи.

Следует заметить, что фактически процесс нагрева металла как в открытых, так и в закрытых опоках не позволяет повысить температуру металла при сливе.

Четвертое решение связано с одним из перспективных направлений, определяющим соотношение скоростей нагрева металла и стопора, являются регулирование геометрических размеров системы или массы металла.

Расчетами установлено, что при неизменной массе и сохранении равенства уровней верхнего торца и чаши скорость нагрева металла повышается при увеличении диаметра исходной заготовки металла. Так,

при диаметре заготовки равной 9-10"2м и диаметре чаши в 9,5-10'2м средняя температура металла при сливе Тме=1751 К, то есть на 5 К больше, чем при использовании заготовки диаметром 6'10"2м. Это связано с тем, что мощность теплового потока, приходящаяся на единицу площади поверхности металла, на его вернем торце в несколько раз больше,чем на боковой поверхности, т.е. увеличение соотношения площадей верхнего торца и боковой поверхности металла приводит к увеличению суммарной мощности теплового потока, поступающего к металлу.

Изменение массы металла может осуществляться либо за счет изменения высоты навески, либо за счет изменения её диаметра. При этом в любом случае происходит изменение соотношения суммарной мощности теплового потока, поступающего к металлу. Например, увеличение высоты (массы) навески металла в два раза привело к задержке времени его слива на 306 с и уменьшению средней температуры металла при сливе на 26К.

Из этого можно сделать вывод, что при использовании стопорных устройств с фиксированной температурой срабатывания рабочего элемента или узла (в данном случае - плавкой диафрагмы) в любой рассматриваемой системе опока-форма-металл-стопор существует критическая масса металла. На основании расчетов и комплексного анализа результатов проводившихся в печи плавок при различных параметрах рассмотренной системы определена критическая масса металла, равная 24 кг, что обеспечивало необходимую температуру металла при сливе и практически полное отстутствие плен в лопатках. Этого количества металла хватает для отливки блоков, состоящих из

двух лопаток любой ступени ГТД. Однако, желательно использование блоков,состоящих из четырех лопаток. Это позволяет увеличить производительность печи в два раза и уменьшить в определенной степени расход материалов и электроэнергии на изготовление одной лопатки.

Следовательно, увеличение массы металла при сливе также не в полной мере решает проблему увеличения температуры. В связи с этим был проведён анализ условий работы стопорных устройств, основанных на изменении размеров стопорящего элемента при его нагреве.

Основным требованием, предъявляемом к таким стопорным устройствам, являлось обеспечение достаточно высокой точности температуры его срабатывания. Расчёты показывают, что допуск на изготовление заглушки составляет 3-5 мкм, поэтому такие стопорные устройства требуют точного изготовления и являются очень дорогими.

Регулирование температуры металла при сливе возможно также за счет увеличения времени выдержки металла в форме при использовании механических стопоров, производящих слив металла в заданный момент времени.

Одной из наиболее простых конструкций механического стопора являлось применение керамического штока с расширенным нижним торцем, перекрывающим сливной канал чаши.

В процессе движения стопор наталкивался на установленный в пе.-чи упор, опрокидывался и открывал сливной канал чаши. При использовании таких стопоров часть металла оставалась в канале слива, требовалось останавливать печь через каждые 10-15 суток работы для её очистки, что приводило к существенному снижению производительности печи.

Для обеспечения стабильного слива металла в заданном месте печи разработан ряд стопорных устройств с гравитационным приводом.

В основу конструкций таких стопорных устройств положены два принципа:

- во-первых,- применение наклонных поверхностей опок, при котором происходит срабатывание штока стопора;

- во-вторых,- использование инерционных сил.

Работа таких устройств основана на том, что при литье в проходной печи

опоки с формами через определенный промежуток времени (3,6 • 102с -7,2 • 102с) проталкиваются на длину одной опоки. В момент толкания скорость опоки меняется от 0 до 0,1 м/с, а ускорение её достигает 0,2 м/с2 и более (в зависимости от настройки толкателей).

Это ускорение приводит к появлению инерционных сил, действующих на опоку и используется для работы стопорного устройства.

Автором предложены оригинальные разработки [8,9] автоматических стопорных устройств учитывающих недостатки предыдущих, которые позволяют производить более точный слив металла. Данные стопорные устройства являются универсальными для лопаток любых размеров и не требуют никаких переделок печей (рис.2).

сти данных стопорных устройств. Исследования показали, что использование автоматических стопоров, разработанных автором, по сравнению с механическими повысило производительность процесса литья и уменьшило брак при кристаллизации лопаток в 4-6 раз.

6. Исследование процесса окончательной обработки профиля пера лопаток

Как отмечалось ранее, применение литья заготовок с направленной кристаллизацией позволяет получить высокую геометрическую точность профиля, низкую шероховатость поверхности, высокие физико-механические и теплофизические свойства и малые припуски на дальнейшую механическую обработку. Статистический анализ распределения припусков у лопаток 1 ступени с направленной кристализацией показал, что среднее значение припуска по профилю составило 0,15 мм, при этом лопатки с припуском менее 0,2 мм составляли 85 % от

В основу таких конструкций стопорных устройств положены принципы изменения центра тяжести упора противовеса, который в зависимости от состояния металла (твёрдое или жидкое) воздействует на стопор и открывает сливной канал. Применение противовесов позволяет повысить надёжность срабатывания

Рис.2. Устройство для литья: 1-металл; 2-сливной канал; 3-форма; 4-опока; 5-внешний упор

_2_ устройств, увеличить в 1,5 раза массу навески металла и использовать четырёхместные формы, а также повысить качество литья. При использовании форм и опок разной высоты применяется устройство [11], в котором жидкий металл сливается из литниковой чаши с помощью пневмотол-!а; кателя, что существенно расширило технологические возможно-

общего количества.

Изучение состояния поверхности профиля пера лопаток показало, что на поверхности спинки и корыта имеются дефекты в виде раковин глубиной 0,1-0,15 мм при общей шероховатости поверхности Яа=2,5...5,0

мкм. Для стабилизации параметров шероховатости и снятия окисной плёнки после литья проводилась пескоструйная обработка, для чего использовались зёрна электрокорунда нормального 14 А и 12 А зернистостью 63 и 80. После очистки количество и глубина раковин существенно уменьшилась, стабилизировалась шероховатость поверхности На=2,5

мкм. Получение профиля пера лопаток с минимальным припуском снизило трудоемкость механической обработки за счет ликвидации ручной подгонки профиля. Для обеспечения требуемой шероховатости поверхности лопаток применялось виброконтактное полирование на станках ЛВП-4. При виброконтактном полировании инструментом является абразивная шкурка на бумажной или тканевой основах, которая помещается между заготовкой и резиновыми ложементами, имеющими форму профиля спинки и корыта лопатки. Подробно процесс виброконтактного полирования описан в работах [1,5].

Для определения оптимальных наладок станка ЛВП-4 при обработке лопаток сложной формы с большим углом закрутки разработана номограмма. При виброконтактном полировании в качестве смазочно-охлаЖ-дающего технологического средства использовалась безабразивная паста на основе модельной массы ВИАМ-1-2 с добавкой 1 % олеиновой кислоты, которую наносили на рабочую поверхность лент перед обработкой.

За основной критерий работоспособности лент принимали следующие показатели: производительность О в мм3/мин или в мм/мин и период стойкости Т в' с. Период стойкости лент равнялся времени заполнения межзёренного пространства отходами шлифования(стружкой и обломками зерен), т.е. Т = 60 • )/п / О, где \/п объем порового пространства абразивной шкурки,мм3; О в мм3/мин. Производительность процесса при виброконтактном полировании определялась на образцах линейным и весовым способами. При линейном способе образец-лопатка устанавливалась в специальном приспособлении на оптико-механических приборах ПОМКЛ-4 и ПОМКЛ-14. Изменение объема определяли в установленных конструкторской документацией сечениях до и после обработки. При этом сравнивалась работоспособность шкурок, изготовленных из корунда, полученного самораспространяющимся высокотемпературным синтезом (СВС КР) [1] и 14А. Подробно влияние характеристики лент и режимов обработки на параметры процесса описан в [1].

Исследованиями установлено, что шкурки из зерен СВС КР обладают более высокой производительностью. Это связано с тем, что зерна СВС КР имеют режущую способность выше на 15...20 %. Обработка экспериментальных данных показала, что период стойкости абразивных лент для зерен СВС КР можно рассчитатать по следующей зависимости:

0,5-

0,26 3Л/ 1,1р2«ап2(р

„:„,„ - с 2

т= 8Шф_Ел2 , (7)

3,4 • В3_1 • Ь3"г • р0'23 • V1,47 * Из0,3

где , В3 - геометрические размеры заготовки; Ел - модуль упругости

сжатия ленты; р, V - соотвественно давление и скорость; ] - угол структуры ленты.

Расчёты по формуле (7) сравнивались с экспериментальными данными полученными при обработке лопаток турбины на станке ЛВП-4. Установлено, что расхождения расчетных и экспериментальных значений не превосходят 10...15 %, а скорость заполнения межзернового пространства для лент из зерен СВС КР больше, поэтому их период стойкости меньше. Это объясняется тем, что новые ленты обладают более высокой режущей способностью. Кроме этого, большое влияние на стойкость лент оказывает температура полирования. Значительная площадь контакта инструмента с заготовкой, отсутствие охлаждения ведет к тому, что образовавшееся тепло распределяется только между шкуркой и заготовкой. Исследование показывает, что повышение среднеконтактной температуры до 450-500 °С приводит к полной потере устойчивости зерен, т.к. нагретая стружка забивала межзерновое пространство и размягчала клеевую основу, а в ряде случаев наблюдалось возгорание бумажной основы при отводе ложементов от лопатки, поэтому температура в зоне обработки не должна превышать 350-400 °С. Измерения показывают, что размер дефектов литья на поверхности лопаток достигал глубины Ьд = 0,05...0,15 мм, поэтому снять такой припуск за 1 проход невозможно.

На практике вводят цикловой принцип обработки, а время цикла зависи-ло от максимально допустимой стойкости абразивной ленты. Установлено, что для лопаток первой ступени турбины минимальное время цикла получено при использовании лент зернистостью 6 и составило Тц =8 с, а

для обработки одной лопатки израсходовано 2,0 м лент. В то же время при обработке одной лопатки лентами из зёрен СВС КР было израсходовано только 1,3м, т.к. количество циклов уменьшилось в 1,5...1,8 раза.

Важным является проблема оценки влияния процесса виброконтактного полирования на основные параметры качества поверхности (шероховатость, остаточные напряжения, микротвердость и др.).

Оценка шероховатости поверхности производилась по профило-граммам, записанным на профилографе-профилометре модели 296. Замеры проводились на лопатках по профилю пера до и после обработки. Виброконтактное полирование лентами из СВС КР на полуавтоматических станках ЛВП-4 позволяет уменьшить шероховатость до Яа =

0,14...0,16 мкм по всему профилю по-верхности. В результате обработки экспериментальных данных получены эмпирические зависимости для расчета среднего арифметического отклонения профиля поверхности при виброконтактном полировании лентами из зёрен СВС КР Иа = 0,12

. р0,20. у -0,31, | -0,36. м30,81 _

Исследования геометрической точности профиля пера лопатки показало, что на отдельных участках, с большим углом закрутки профиля, припуск снимается не полностью, поэтому с увеличением времени обработки возможно отклонение геометрических размеров профиля более чем на 0,1 мм.

Это связано с тем, что в процессе обработки за счет возвратно-поступательного и качательного движения давление ложементов в этих местах изменялось в широких пределах. Для выравнивания давления по профилю лопатки предложено ложементы изготавливать с переменной жесткостью [16]. Указанная цель достигается тем, что на поверхности ложементов наносят пазы шириной 1 мм и глубиной 1,5 мм с определённым шагом.

Исследования показали, что после виброконтактного полирования ложементами с переменной жесткостью отклонения от геометрической точности профиля пера составила не более 0,05 мм, т.е. в пределах допуска ±0,1 мм.

На основании проведенных исследований разработана ма- тематическая модель процесса виброконтактного полирова- ния, в которой основными техническими ограничениями являются: режущая способность ленты, выраженная через (О); конструкция рабочего слоя ленты - (]) и объем порового пространства ленты (П ), температура процесса (6), шероховатость поверхности (Яа) и минимальный цикл обработки (Тц).

Составлена система уравнений, моделирующая процесс виброконтактного полирования на станке ЛВП-4 абразивными лентами на бумажной основе из зерен СВС КР, которая решалась относительно двух наиболее важных параметров процесса обработки: стойкости (Т) и

зернистости (N3 ) лент.

т-0,63. Мзо,?>

х-0,36. Мз0,7>

20 • р0,23 ♦ V1'47 3

II

0,5-

0,26 втф

"V 1Др2 • э1п2ф

3,4

1 . „0,23 .

т-0,55.^-0,34 <

т-0,36. ^-0,8 <

е

/1,47

20,8- р0'49. V0-7 Яа ♦ V0'31 0,12 • р0-2

Т >Т,

т • Г

)

тах (целевая функция).

Рассмотрим пример оптимизации процесса виброконтактного полирования лопаток турбины с В3=60 мм,1_3=100 мм на станке ЛВП-4, со следующими режимами: \/=31 м/мин, р=0,5 МПа. Принималось, что абразивная лента на бумажной основе имела Еосн=10 МПа и однослойную гексагональную упаковку с |=р/3. Вводились следующие технические ограничения: 0>300мм3/мин, О <400°С, Яа<0,16 мкм,Тц > 8с. Для наглядности

приведем графическую модель процесса виброконтактного полирования

на станке ЛВП-4. Из данных видно, что решением системы уравнений (8) является область АВСД.Величи-

на Ттах = е3,1 = 22 с и соответствует времени работы ленты зернистостью М3тах = е3,0 = 20. Анализ модели

показывает, что при обработке лентами с зёренами СВС КР диапазон зернистости изменялся от 6 до 20, а время цикла можно регулировать от 8 до 20 с. В реальном производстве используется лента зернистостью 16, что соответствует точке В при Тц

Рис.З.Математмческая модель виброконтакт- = 8 С. ТаКИМ ОбрЭЗОМ, установлено,

ного полирования 1 ступени турбины на станке яЛпячияыиР прнты 1/П ГЙГ, КР лвп-4 лентами П8СВСКРМА что аоразивные ленты ИЗ ООО КГ

оказались более универсальными по сравнению со стандартными и позволяют получать требуемое качество обработки в широком диапазоне режимов обработки и характеристик лент. При решении задач повышения эксплуатационной надёжности лопаток большое внимание уделялось формированию оптимальных свойств поверхностных слоев, установлению зависимости их физического состояния от режимов виброконтактного полирования и характеристик лент. Основным из параметров, опреде-. ляющих качество поверхностного слоя является уровень и глубина остаточных напряжений. Исследование остаточных напряжений производилось на образцах, вырезанных во взаимноперпендикулярных направлениях из спинки и корыта лопатки. Размеры образцов: длина 30...60 мм, ширина 4...6 мм, толщина 1,2...1,5 мм. Методика определения остаточных напряжений разработана на ОАО "Моторостроитель".

Сравнивались три технологии окончательной обработки профиля пера лопаток:

1 - полирование войлочными кругами с зёрнами СВС КР;

2 - виброконтактное полирование абразивными лентами из зёрен СВС КР;

3 - виброконтактное полирование абразивными лентами из зёрен 14 А. Обработка войлочными кругами с зёрнами СВС КР 8Н осуществлялась на полировальных бабках с режимами: Ук=35 м/с, продольная и поперечная подача - ручная. При виброконтактном полировании абразивными лентами 16 зернистостью режимы обработки были следующие: V = 31

м/мин, р = 0,5 МПа и Тц = 8 с.

Исследования показали, что при полировании войлочными кругами в тангенциальном направлении в поверхностном слое формировались остаточные напряжения растяжения с 40...100 МПа, а в осевом на-

правлении-сжатие б0 = 500...700МПа

(рис. 4). Установлено что, виброконтактное полирование формирует в поверхностном слое остаточные напряжения сжатия и в осевом и в тангенциальном направлениях

Рис.4. Влияние метода окончательной обработ- (СМ.ЭПЮрЫ 2-3).ЭтО СВЯЗЗНО С ТвМ, ки на технологические остаточные напряже- ЧТО большую РОЛЬ НЭ МвХЭНИЗМ Об-ния в тангенциальном(а) и осевом (б)направле-

ниях разования остаточных напряжении

'и МП»

о -200 -400 -600

50 100 15й

и .2

Л Г3 — егшнха «хоршо

ь,

маем

"и

МП®

о -200 -400 -600

50 100-, Гйт^

О — спинка ——эоорыго

ь.

нкм

оказывает кинематика движения зерна и работа пластической деформации, выполняемая абразивными зёрнами. Причем, чем больше радиус закругления вершины зёрен и глубина их внедрения в обрабатываемый материал, что характерно для зёрна СВС КР, тем больше эффект выглаживания.

Из приведенных данных видно, что уровень остаточных напряжений сжатия и глубина их залегания при обработке лентами из СВС КР выше, как на корыте, так и на спинке лопаток. Полученные результаты подтверждаются измерением микротвердости образцов. Так, при виброконтактном полировании лопаток лентами из СВС КР степень деформационного упрочнения составила 10-15 % с глубиной залегания 20 - 50 мкм. В то же время для лент из 14А величина деформационного упрочнения находится на уровне 7-10 %. Влияние режимов и условий обработки подробно описано в [1,3,4].

Качество поверхности лопаток оказывает большое влияние на циклическую прочность. Проведены исследования влияния технологии изготовления лопаток первой ступени турбины из сплава ЖС6Ф на усталостную прочность по методике, разработанной на ОАО"Моторострои-тель". При этом сравнивались 3 технологии [рис.5]:

1 - лопатки с направленной кристаллизацией плюс виброконтактное полирование (бесприпуско-вая); 2 - лопатки с направленной кристаллизацией с последующим шлифованием и полированием (припуск 1,5-2 мм); 3 - лопатки с равноосной структурой, у которых припуск снимался шлифованием и полированием.

Исследованиями установлено, что применение направленной кристаллизации увеличило усталостную прочность в 1,5-2 раза, а создание благоприятного напряженного состояния поверхностного слоя лопаток, за счет применения ЛВП позволило повысить циклическую прочность на 10-20%.

В рабочем состоянии лопатки

Рис.5. Влияние технологии изготовления лопаток первой ступени турбины на предел выносливости: 1- лопатки с направленной кристаллизацией + ЛВП; 2-лопатки с направленной кристаллизацией + шлифование и полирование; 3- лопатки с равноосной структурой + шлифование и полирование

нагреваются до температур 950 - 1000 °С, поэтому остаточные напряжения с течением времени частично релаксируют, однако, их положительное влияние сохраняется. Для защиты лопаток первой ступени турбины от высокотемпературного окисления (Тр > 900 °С) в технологическом

процессе их изготовления предусмотрена операция нанесения жаростойких и теплозащитных диффузионных покрытий.

Многослойные покрытия являются эффективным методом защиты поверхности от коррозионно-эрозионного воздействия среды. Защитные покрытия наносятся на лопатки в промышленных электронно-лучевых установках типа УЭ-175М. Отличительной особенностью данных установок является возможность одновременного испарения нескольких материалов и получение не только однослойных покрытий типа Me-Cr-AI-Y, но и более сложных композиций. Такие покрытия насыщают поверхность не только алюминием, но и комбинацией этих элементов: A!-Cr, Al-Si, Al—Cr—Sí—Y, Pt-AI-Cr и др. Наибольшее распространение получило использование в качестве сплава для покрытия системы Co-Cr-AI-Y с содержанием Сг -19 - 25 %, А! -12-15 %, Со - 6 -10 %, Y - 0,1- 0,5 %.

Столь большое содержание алюминия и хрома обеспечивает формирование непрерывной защитной окисной пленки на основе Al203 и

Сг203 в подслое, а наличие иттрия - образование в наружных слоях плотной, прочно сцепленной с покрытием окисной плёнки.

При исследовании влияния защитного покрытия на термическую прочность сплава ЖС6ФВИ установлено, что оптимальная толщина покрытия составляет 50 мкм. Фрактографические особенности зоны разрушения образцов с покрытим заключаются в изменении формы и протяженности очага разрушения, который обычно совпадает с трещиной в покрытии.

Анализ микрошлифов поперечного сечения показал, что трещины термической усталости распространяются как перпендикулярно оси образца, так и вдоль контактной зоны.

Причем все трещины возникающие в покрытии и направленные перпендикулярно оси, переходят в основу.

Появление трещин вдоль контактной зоны обусловлено понижением адгезионной прочности покрытия с основой за счет некачественной подготовки поверхности и наличие участков шаржированных абразивными зернами. Поэтому уменьшение загрязнения поверхности основы абразивными частицами приводит к снижению отслаивания покрытия,что характерно для лопаток обработанных на ЛВП-4. Термическая усталость многокомпонентных покрытий, образование трещин, связана прежде всего с теми температурными напряжениями,

которые возникают в цикле охлаждения-нагрев (Тр <=> 100- 950 °С).

При этом необходимо учитывать, что коэффициенты линейного расширения, модули упругости основного сплава лопатки и осажаемо-го покрытия неодинаковы.

Если считать, что коэффициент линейного расширения основы больше коэффициента линейного расширения покрытия, то охлаждение лопаток после покрытия Ть = 950 °С до 20 °С вызовет наведение в покрытии сжимающих остаточных напряжений. В цикле нагрева сжимающие напряжения в покрытии будут уменьшаться и при Тр = 950 °С исчезнут. Естественно, что через определенное число циклов возможно появление усталостных трещин в покрытии, которые могут перейти в основу.

Создание на поверхности лопатки остаточных напряжений сжатия в зоне контакта основы с покрытием, должно снизить вероятность появления микротрещин в основе и повысить термоциклическую усталость. Практика применения четырехкомпонентного покрытия, согласно технологии разработанной на ОАО "Моторостроитель", показывает, что напряженное поле сжатия, созданное в результате виброконтактного полирования оказывает благоприятное влияние на долговечность лопаток.

При сопоставлении результатов испытаний установлено, что введение в технологический процесс изготовления профиля пера лопаток вйброконтактного полирования абразивными лентами, вместо ручного полирования войлочными кругами повышает усталостную прочность на 10-20%.

Таким образом, применение разработанной технологии при изготовлении монокристаллических лопаток турбины из жаропрочных сплавов ЖС6ВИ и ЖСЗОВИ с четырёхкомпонентным покрытием позволило увеличить температуру газа перед турбиной на 20 °С и повысить ресурс работы лопаток до 15000 часов.

Изложенное подтверждается результатами длительных испытаний полноразмерного двигателя по эквивалентно-циклическим программам на предприятиях ОАО "Моторостроитель" и КМПО г.Казань. Установлено, что максимальная наработка таких лопаток в двигателе составила 843 часа, что эквивалентно 3000 часам испытаний в эксплуатации, при задан-ном ресурсе 1500 часов, т. е. наработка повышается в 2 - 3 раза.

Производство серийных лопаток турбины по разработанной технологии внедрено на ОАО "Моторостроитель" г.Самара, КМПО г.Казань, ОАО им. Чернышёва г.Москва при изготовлении двигателей для аэробуса ИЛ-86, самолетов Ту-22МЗ, Ту-160 и других.

Основные выводы по работе.

1. В результате теоретическо-экспериментальных комплексных исследований решена актуальная задача, направленная на повышение прочности лопаток газотурбинных двигателей из жаропрочных сплавов за счет совершенствования технологии получения заготовки и её механической обработки.

2. Установлены общие закономерности воздействия конструктивных решений и температурно-временных параметров на механизм процесса литья с направленной кристаллизацией, определяющий эффективность функционирования системы изготовления охлаждаемых лопаток газотурбинных двигателей.

3. Вскрыты и научно обоснованы физико-технологические особенности процесса направленной кристаллизации при изготовлении беспри-пусковых сложно-фасонных деталей. Показано, что при этом резко сокращается последующая механическая обработка с целью создания качественного поверхностного слоя.

4. Разработана модель и произведены расчеты температурных полей и тепловых потоков в системе печь-опока-форма-металл-стопор, что позволило получить комплекс данных по оптимизации температурных, скоростных, геометрических и конструктивных параметров системы плавки и заливки металла в форму.

5. На основании проведенных расчетов и экспериментальных исследований разработаны более эффективные стопорные устройства, защищенные 3 а.с. и предложены новые температурно-скоростные режимы плавки, что увеличило выход годных заготовок лопаток по дефектам в 46 раз.

6. Разработана технология изготовления заготовок охлаждаемых лопаток из жаропрочных сплавов с направленной кристаллизацией, где предложены новые технические решения, защищенные 5 а.с.

7. Разработан процесс виброконтактного полирования профиля пера лопаток сложной формы с большими углами закрутки, на основе которой предложена номограмма по выбору режимов обработки.

8.Разработана структурно-технологическая модель процесса виброконтактного полирования профиля пера лопаток абразивными лентами, которая позволила определить оптимальные параметры процесса в зависимости от производительности, шероховатости, стойкости и температуры обработки.

9. Установлено, что при обработке профиля пера лопаток из жаропрочных сталей сложной формы по разработанным рекомендациям точность профиля соответствовала техническим требованиям благодаря новому, защищенному авторским свидетельством техническому решению, шероховатость поверхности Ra = 0,16 мкм, а шаржирование поверхности абразивными зёрнами снижено в 2-4 раза, что повысило адгезионную прочность 4-х компонентного покрытия с основой.

10. Исследования показали, что в поверхностных слоях лопатки формируются остаточные напряжения сжатия, что связано с эффектом выглаживания поверхности абразивными зернами.

11. Установлено, что усталостная прочность бесприпусковых лопаток с направленной кристаллизацией повысилась на 10-20%, по сравнению с лопатками имеющими припуск за счет создания благоприятного напряженного поля.

12. Благодаря комплексному подходу и разработке технологии изготовления охлаждаемых лопаток из жаропрочных сплабов с направленной кристаллизацией, повысился ресурс работы двигателя в 2-4 раза.

13. Разработанная технология доведена до серийного производства и внедрена на ОАО "Моторостроитель" г.Самара, КМПО г.Казань, ОАО им.Чернышева г. Москва.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Носов Н.В., Кравченко Б.А., Юхвид В.И., Китайкин В.Л. "Абразивные СВС материалы и инструменты". г.Самара, Сам.ГТУ. 1997г. 400с.

2. Китайкин В.Л. "Анализ способов получения отливок методом направленной кристаллизации". г.Куйбышев, Куйбышевский политехнический институт, 1987г., №8 (190) - 141с. (Рукопись депонирована в ВНИИ-ТЭМР).

3. Носов Н.В., Китайкин В.Л. "Повышение качества поверхности лопаток ГТД из жаропрочного сплава. Технологическая надёжность конструкции". г.Куйбышев, 1986 г. с.52-53.

4. Носов Н.В., Китайкин В.Л. Качество поверхности лопаток турбины. Прогрессивные технологии обработки деталей машин, г. Горький, 1986г., с.80-84.

5. Китайкин В.Л., Носов Н.В., Николаев Ю.А. "Виброконтактное полирование жаропрочных сплавов абразивными

лентами из СВС-материалов". Тезисы доклада на ХХУ международной научно-технической конференции к 85-летию со дня рождения Н.Д. Кузнецова. г.Самара, 1996,с.106-107.

6. Китайкин В.Л."Технология изготовления бесприпусковых лопаток". Тезисы доклада на ХХУ международной научно-технической конференции к 85-летию со дня рождения Н.Д.Кузнецова. г.Самара, 1996 г., с.82-84.

7. Китайкин В.Л., Николаев Ю.А., Носов Н.В. "Качество поверхности лопаток турбины из жаропрочных сплавов". Тезисы доклада на ХХУ международной научно-технической конференции к 85-летию со дня рождения Н.Д. Кузнецова. г.Самара, 1996г., с.84-85.

8. А.с.№ 1216882 СССР МКИ3 В 22 Д 27/00,39/00.1985г. "Устройство для литья". В.Л.Китайкин, В.М.Богомолов и др. - 2с.

9. А.с.№ 1374561 СССР МКИ3 В 22 Д 27/00, 37/00.1986. "Устройство для литья". В.Л. Китайкин, В.М. Богомолов и др. - Зс.

10. А.с.№ 1343646 СССР МКИ3 В 22 С 5/08.1987. "Способ регенерации порошков электрокорунда из отходов форм". В.Л. Китайкин, Н.И. Воробьёва и др.-2с.

11. А.с.№ 1387289 СССР МКИ3 В 22 Д 39/00.1987. "Устройство для получения отливок". В.Л.Китайкин, В.М. Богомолов и др.-4с.

12. А.с.№ 1356501 СССР МКИ3 В 22 С35/00.1987. Лигатура для жаропрочных сплавов. В.Л.Китайкин. А.В.Куцев и др.-Зс.

13. А.с.№ 1398219 СССР МКИ3 В 22 С 1/06.1988. "Смесь для изготовления литейных керамических стержней". В.Л.Китайкин, Н.К.Хрущева и др.-4с.

14. А.с.№1538522 МКИ3 В 22 С 35/00. 1989. "Восстановительные смеси для плавки жаропрочных сплавов". ВЛ.Китайкин, А.В.Куцев и др.-Зс.

15. А.с.№1526020 СССР МКИ3 В 22 С 1/00, 9/00.1989. "Смесь для изготовления огнеупорных коробов, используемых при обжиге керамических стержней". В.Л. Китайкин и др.-2с.

16. А.с.№1153468 СССР МКИ3 В 24 Д1/00.1989. "Способ виброконтактного полирования". В.Л.Китайкин и др.-5с.

Подписано в печать 21.10.98 г. Формат бОх 84. Бумага писчая. Печать оперативная. Объём 2 усл.п.листа. Тираж 100 экз. Зак.№ Отпечатано в типографии СамГТУ. 443010, г.Самара, ул. Галактионовская, 141.