автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Разработка и внедрение высокопроизводительных процессов, инструмента и оборудования для обработки резанием деталей из труднообрабатываемых материалов

Одной из наиболее актуальных задач авиадвигателестроения является повышение термодинамических параметров газотурбинных двигателей (ГТД) и, в первую очередь, увеличение температуры газа в турбинах, что ь предопределяет рост мощности и КПД силовых установок и снижение расхода топлива Так,: если температура газа на входе в турбину в двигателях v второго поколения составляла то в ГТД четвертого поколения температура повысилась до 1650°К-1680°К. Это позволило повысить мощность при Одновременном сокращении удельного веса двигателей (отношение веса двигателя к взлетной тяге в Кг/Кгс тяги). Этот показатель, например, в двигателях второго поколения составляет 0,18-0,22 Кг/Кгс тяги, а в газотурбинных установках четвертого поколения он уменьшился до значений 0,11-0,13 Кг/Кгс тяги, или в 1,7-2 раза.

Существенное увеличение основных эксплуатационных параметров двигателей тесно связано с интенсификацией температурно-силового воздействия на их детали и узлы, резким возрастанием усталостных и термоусталостных нагрузок, высокотемпературной газовой коррозии, износа и других неблагоприятных факторов.

Создание каждого нового поколения авиационных двигателей неразрывно связано с успехами в разработке и промышленном освоении новых материалов с улучшенными эксплуатационными характеристиками - это в первую очередь, титановые и жаропрочные никелевые деформируемые и литейные сплавы, содержание которых в новых двигателях постоянно увеличивалось. Так, например, в двигателе второго поколенияАл7Ф1 (в работе приводятся ссылки на двигатели AJI - разработчик АО "А. Люлька-Сатурн", генеральные конструктора А.М. Люлька, В.М. Чёпкин; все поколения двигателей этого КБ изготавливались на ММПП, "Салют") жаропрочные и титановые сплавы составляли соответственно .28% и 5%, то в двигателе четвертого поколения Ал31Ф их удельный вес увеличился до 58% и 31%. Кроме того, новые конструкционные материалы с улучшенными физико-механическими свойствами имеют, как правило, более низкую обрабатываемость резанием, что существенно усложняет их обработ-шчивает трудоемкость изготовления ГТД. Так, если у основного того сплава ЭИ437БУ для изготовления дисков турбин двигателя поколения РД-45 коэффициент обрабатываемости резанием со-0,22, то у сплава ЭП742ИД, который применяется в двигателе

- от коэффициент уменьшился до 0,14 или более, чем в 7 раз по

- с обрабатываемостью стали 45. § г Здствие низкой обрабатываемое ги скорости резания при точении "•-■ чых сплавов даже твердосплавным инструментом не превышают в то время как обычные конструкционные стали обрабатыва-¡горостях резания 250-400 м/мин и выше.

Создание новых ГТД с более высокими летными характеристиками приводит также к усложнению конструкции двигателя, повышению требований по точности и качеству обработки деталей и узлов, что в свою очередь приводит к увеличению трудоемкости. В этой связи показательна динамика увеличения трудоемкости изготовления двигателей различных поколений: трудоемкость изготовления, например, двигателя второго поколения Ал7Ф1 в сравнении с Р-45 увеличилась в 1,6 раза, а для двигателей Ал21Ф и Ал31Ф (соответственно третьего и четвертого поколений) в 2,5 и 5,6 раз.

В структуре общей трудоемкости формообразования и сборки ГТД наибольший удельный вес занимает механообработка. Например, в трудоемкости изготовления двигателя Ал31Ф ее доля составляет 58%, а среди групп деталей наибольшая трудоемкость приходится на производство лопаток компрессора и турбины - от 22% до 30% от общей трудоемкости изготовления двигателя. Эта группа деталей во многом определяет также надежность работы и ресурс ГТД в эксплуатации.

Общеизвестно, что развитие авиадвигателестроения и создание новых современных конструкций двигателей всегда сопровождается и обусловливается не только разработкой и освоением новых авиационных материалов, но и прежде всего разработкой и внедрением новых высокопроизводительных технологических процессов, оборудования и инструмента для изготовления деталей и узлов из этих материалов, которые обеспечивают повышенные значения ресурса и надежности ГТД.

Это направление научно-технического прогресса в производстве газотурбинных двигателей сохраняет свою актуальность и в настоящее время, в связи с созданием двигателя пятого поколения.

В данной работе представлены результаты комплексного решения проблемы повышения эффективности механической обработки деталей из труднообрабатываемых материалов в производстве ГТД й в основном процессов финишного формообразования - шлифования пера и замка лопаток компрессора и турбины, разработки, исследовгшгоГйвнедрения процессов вибрационной обработки, новых инструментальных материалов и методов их упрочнения. Научно-исследовательские разработки послужили основой создания новых схем и типов оборудования и инструмента для обработки сложнопрофильных поверхностей и глубоких отверстий в деталях из'труднообрабатываемых материалов.

Эта важная и сложная научно-техническая проблема решалась в сотрудничестве с КБ - разработчиками двигателей, отраслевыми институтами ЦИАМ, ВИАМ, НИИД, а также с МГТУ им.Баумана, МГАТУ им.Циолковского, МГТУ "Станкин" и др.

Целью работы является повышение эффективности механической обработки деталей из труднообрабатываемых материалов в производстве ГТД путем разработки, исследования и внедрения прогрессивных высокопроизводительных процессов, инструмента и оборудования.

Задачи исследования определялись необходимостью комплексного решения поставленной цели, для чего были определены основные направления повышения эффективности производства деталей газотурбинных двигателей.

Среди лимитирующих по трудоемкости изготовления и степени ответственности в эксплуатации деталей ГТД были выбраны в качестве основных лопатки компрессора и турбины. Исследовались также методы обработки и инструмент, которые могут быть использованы для других деталей из жаропрочных и титановых сплавов.

В этой связи задачами исследования были:

•исследование и внедрение процессов эластичного шлифования абразивными лентами пера лопаток;

•разработка, исследование и внедрение процесса шлифования алмазными кругами пера лопаток из титановых сплавов и нержавеющих сталей;

•совершенствование процесса Глубинного шлифования замков лопаток из жаропрочных никелевых сплавов, в том числе высокопористыми шлифовальными кругами закрытой структуры;

•исследование и освоение процесса вибрационной обработки глубоких отверстий в деталях из труднообрабатываемых сталей и сплавов;

•анализ и внедрение новых составов порошковых и сложнолегиро-. ванных быстрорежущих сталей;

•разработка и исследование методов упрочнения режущего инструмента.

Методы и средства исследования. Представленные результаты исследования базировались на фундаментальных положениях теории резания, шлифования, металловедения, технологии машиностроения и др.

Методология исследований в значительной степени использовала современные методы математического оптимального планирования экспериментов и статистической обработки полученных данных.

Выводы работы основаны на использовании новых методов и средств механической обработки на большом спектре обрабатываемых материалов: жаростойких и жаропрочных сталей, титановых сплавов различных марок, жаропрочных никелевых деформируемых и литейных сплавов и др.

Научная новизна работы заключается в принципах нтенсификации различных по своей природе процессов резания труднообрабатываемых материалов и в частности в:

•обосновании применения высокопроизводительной схемы формообразования жестким кругом криволинейных профилей взамен эластично* го шлифования лентами;

•изменении кинематики взаимодействия режущего инструмента и обрабатываемого материала с целью снижения сопротивления резанию и повышения производительности обработки;

•глубинном шлифовании сложнопрофильных поверхностей (типа замка лопатки) высокопористыми абразивными кругами закрытой структуры;

•разработанных конструкциях станков с оригинальной кинематикой обработки криволинейных поверхностей;

•разработанной технологии упрочнения ионным азотированием режущих инструментов;

•технологическом обосновании эффективности применения для обработки труднообрабатываемых материалов режущих инструментов из новых порошковых, сложнолегированных быстрорежущих сталей.

Практическая ценность работы заключается во внедрении в производство процесса алмазного шлифования лопаток компрессора и создания для этих целей специального оборудования и инструментов; улучшения кинематических схем оборудования для шлифования эластичными абразивными лентами сложнопространственных поверхностей лопаток компрессора и турбины; внедрения высокоструктурных абразивных кругов при глубинном шлифовании лопаток турбины; создании специальных станков - полуавтоматов и инструментов для вибрационной обработки глубоких отверстий в деталях из труднообрабатываемых материалов; внедрении инструментов из порошковых и сложнолегированных быстрорежущих сталей при обработке деталей ГТД и метода упрочнения инструментов ионным азотированием.

Результаты работы использованы при создании и внедрении 20 моделей оборудования и более 230 станков, работающих на предприятиях авиационного двигателестроения.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались на международных, всесоюзных, межотраслевых конференциях и семинарах, а также на отраслевых Семинарах по обмену опытом, в том числе на международных конференциях: «Синтетические алмазы - ключ к техническому прогрессу» (Киев, 1974-1976 г.г.), «Теория и практика ленточного шлифования» (Харьков, 1969-1974 г.г.), «Пути и методы совершенствования процессов резания металлов» (Свердловск, 1976-1984 г.г.), «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы» (Волжский, 1997-1998 г.г.), семинарах МДНТП (Москва, 1982-1986 г.г.).

1. Шлифование лопаток газотурбинных двигателей.

Одной из важных задач в отечественном машиностроении является создание малоотходных технологических процессов, обеспечивающих резкое снижение трудоемкости, расхода материала и сокращение ручного труда с одновременным повышением качества, эксплуатационных и технологических свойств выпускаемой продукции.

Эта задача чрезвычайно актуальна в современном авиа-двигателестроении, в частности, при производстве лопаток компрессора газотурбинных двигателей (ГТД). Изготовление лопаток ГТД занимает особое место, что обуславливается рядом факторов, главным из которых является:

•сложность геометрической формы пера лопаток;

•высокая точность изготовления;

•применение дефицитных и дорогостоящих сталей и сплавов;

•высокая трудоемкость изготовления;

•большой объем ручных работ.

Лопатки компрессора - самые массовые детали ГТД, их число в ряде случаев превышает 3000 шт. на моторокомплект, трудоемкость изготовления составляет 20-30% от общей трудоемкости двигателя, а коэффициент использования металла (КИМ) не превышает, как правило, 0,10.0,30.

В общей трудоемкости изготовления крупных лопаток компрессора значительный объем занимают полировальные работы, связанные с обработкой сопряжения, доводкой профиля пера, скруглением кромок, при этом трудоемкость ручной доводки профиля пера составляет 40.60% от всего объема полировальных работ. Значительный объем обработки выполняется высококвалифицированными слесарями-полировщиками вручную на полировальных бабках. Ручная полировка отрицательно влияет на рабочих-полировщиков, передавая вибрацию станка человеку. Кроме того, наметившийся за последние годы дефицит полировщиков существенно затрудняет выпуск лопаток высокого качества в требуемом объеме. При этом необходимо отметать, что ручная доработка пера не обеспечивает стабильности размеров, что заметно влияет на эксплуатационные свойства лопаток.

До последнего времени лопатки компрессора с длиной пера более 120-200 мм изготавливались штамповкой с припуском по перу от 0,7 до 2,0 мм, фрезерованием или электрохимической обработкой с последующим шлифованием и ручной доработкой профиля пера. Низкий коэффициент использования металла, высокая трудоемкость изготовления, значительный объем ручных доводочных работ, присущие этим методам изготовления лопаток, делают актуальной задачу по изысканию и разработке более совершенных технологических процессов.

В авиадвигателях, изготавливаемых в настоящее время, лопатки харастеризуются тонким профилем пера и соответственно малыми толщинами входной и выходной кромок, кроме того, наблюдается резкое ужесточение допускаемых отклонений на элементы профиля пера. Материалы, применяемые в современном авиа-двигателестроении, становятся более сложными с точки зрения их деформирования и получения из них лопаток с требуемыми параметрами. Невозможность применения существовавших ранее технологических процессов при изготовлении тонкопрофильных лопаток обусловлена целым рядом причин, в частности:

•абразивная обработка поверхности пера опасна возможностью при-жогов материала лопатки, снижающих в значительной степени прочностные характеристики;

•ручная полировка, являющаяся причиной нестабильности размеров пера, приводит к большому разбросу частотных характеристик.

Поэтому чрезвычайно важным становиться выбор рациональных способов окончательной обработки профиля пера, что в значительной степени определяет трудоемкость изготовления и объем ручных доводочных и полировальных работ.

1.1 Ленточное шлифование лопаток из титановых сплавов.

При выборе условий шлифования сложных криволинейных поверхностей деталей из титановых сплавов необходимо учитывать не только обрабатываемость этих материалов, но и форму, размеры деталей и способ шлифования.

Особенностью титана и его сплавов является высокая склонность к контактному схватыванию при трении, что создает трудности при шлифовании. Относительно тонкая окисная пленка на титане легко разрушается при трении при высоких удельных нагрузках в точках контакта благодаря значительно более высокой пластичности титана, чем окисной пленки. При трении в точках контакта двух поверхностей происходит активный перенос обрабатываемого материала на инструмент - "схватывание". Этому способствуют и другие свойства титана: повышенная упругая деформация из-за более низкого (например; чем у стали) модуля упругости, более низкая теплопроводность. Прочность связей, возникающих в местах контакта, более высока, чем прочность основного металла, за счет наклепа. Кроме того, благодаря выделению теплоты трущаяся поверхность обогащается газами из окружающей среды и происходит образование окислов и нит-ридных пленок, что также повышает прочность поверхностного слоя. Начало процесса схватывания на трущихся поверхностях зависит от многих факторов: удельной нагрузки, скорости трения, величины относительного перемещения и его характера, окружающей среды и т.д.

При обработке титановых сплавов наибольшее распространение в промышленности получили абразивные круги из зеленого карбида кремния, обладающего большими твердостью и хрупкостью, стабильностью физико-механических свойств и более высокой абразивной способностью, чем черный карбид кремния. Поэтому на операциях, где снимается небольшой припуск и предъявляются высокие требования к кадастру обработки, используют абразивные круги из карбида кремния марки 63С. Его применяют также для предварительного шлифования. При обдирочном шлифовании используют черный карбид кремния марок 55С и 54С.

Основным способом окончательного формообразования сложных криволинейных поверхностей большой группы лопаток компрессора из титановых сплавов является ленточное шлифование. Существуют: различные кинематические схемы методов обработки и соответствующее им оборудование для механизированного шлифования криволинейных поверхностей деталей (рис. 1.).

Рис.1. Схемы процесса ленточного шлифования криволинейных поверхностей: 1-деталь; 2-абразивная лента; 3~ копир государственна!

К преимуществам применения абразивных лент при формообразовании сложных фасонных поверхностей относится возможность обработки с линейным или поверхностным контактом между инструментом и обрабатываемой поверхностью, что значительно сокращает число формообразующих движений станка

Обработку деталей с линейным контактом осуществляют методом обкатки. При обработке деталей методом обкатки движения инструмента и детали связаны между собой, причем форма инструмента является сопряженной с формой обрабатываемой поверхности детали. Формообразование обрабатываемой поверхности происходит за счет обкатки детали по заданной траектории вокруг копира 8об (рис. 1, а, в).

Шлифование методом обкатки, например лопаток турбины компрессора ГТД, производят абразивными лентами (сопряженное шлифование) или широкой абразивной лентой на станках моделей ХШ-185, ХШ-186, МВ-885,3813 Д. При соответствующем подборе ширины ленты происходит одновременное шлифование всей обрабатываемой поверхности с одной стороны. Этот метод отличается высокой производительностью, и его широко применяют в промышленности при шлифовании деталей небольших размеров, так. как с увеличением ширины ленты повышается теплонапря-женность процесса шлифования и, как следствие, снижается точность обработки. Йз анализа фактического состояния существующих в промышленности технологических процессов шлифования профиля пера лопаток компрессора можно сделать вывод, что для лопаток с длиной пера более 120 мм наиболее рациональным является строчечно-копировалъныи метод обработки узкой абразивной лентой (рис. 1, б), позволяющий достигать большую точность.

Широкое применение строчечно-копировального метода обусловлено следующим:

•возможностью обработки поверхностей деталей со сложной криволинейной образующей;

•небольшими мощностью и температурой шлифования, что способствует уменьшению коробления детали;

•хорошим доступом смазочно-охлаждающей жидкости в зону резания;

•получением высокой точности обработки и качества поверхности. Строчечный метод шлифования применяется в станках моделей 4ШСЛ-7, ЛШ-1, ЛШ-1А, ЛШ-2. Последние три модели станков конструктивно незначительно отличаются друг от друга и наиболее распространены в промышленности. Обработку на них производят продольными строчками, причем направление подачи детали перпендикулярно плоскости перемещения абразивной ленты. Продольная подача детали Бпр осуществляется за счет возвратно-поступательного перемещения стола станка. Дискретное вращение заготовки вокруг оси обеспечивает круговую подачу &р. При обработке на станке ДШ-1 устанавливается определенное контактное давление рпр между обрабатываемой заготовкой и абразивной лентой, которое определяется массой стола и регулируется компенсирующими пружинами. Основным недостатком станков, работающих с узкой лентой, является низкая производительность.

Ширина абразивной ленты, применяемой на станках модели ЛШ-2, составляет 25 мм, а на станках моделей ЛШ-1 и ЛШ-1А - 15 мм. При шлифовании деталей из титанового сплава ВТ5-1 одной лентой снимается в среднем не более 30 г сплава. Поскольку при обработке одной детали необходимо снимать больше материала, приходится неоднократно останавливать станок для замены ленты, на что требуется дополнительное время.

Сложной операцией является шлифование пересекающихся поверхностей деталей, сопряженных по радиусу (например, поверхностей при-комлевых участков лопаток компрессора), которое выполняют методами обкатай и копирования (см. рис. 1, в). При формообразовании поверхностей методом копирования рабочие поверхности контактного копира должны быть эквидистантны на толщину абразивной ленты обрабатываемым поверхностям. Ширина ленты может превышать ширину обрабатываемой поверхности или составлять часть ее. В последнем случае формообразование радиусных участков производится поперечным движением лент относительно детали.

Предложен способ ленточного шлифования лопаток, в котором для повышения стойкости ленты при обработке лопаток, ширина антивибрационных полок которых меньше хорды пера, натяжение края ленты, входящего в полку, осуществляют с усилием в 1,2-2 раза больше среднего натяжения всей ленты, а обработку начинают с места сопряжения кромки полки с пером и затем ленту перемещают вдоль кромки полки, для чего ее рабочую ветвь поворачивают так, что торец ее образует с кромкой пера угол.

Рис.2. Способ ленточного шлифования лопаток

Шлифовальную ленту вводят в зону контакта с нолкой Б таким образом, чтобы ее контакт с нею начинался в месте (рис.2, а) сопряжения кромки Б с профилем Д пера и перемещался в процессе ввода ленты вдоль этой кромки полки (рис.2, б), на которой кромка А ленты и Б полки пересекаются в некоторой точке Е указанной кромки полки. Для этого ветвь 1 ленты, обрабатывающую полку, располагают так, чтобы угол а между кромками пера и ленты не был равен 0° (рис. 2, а). Величина угла а = 3-15°. Кроме того, натяжение края А шлифовальной ленты при ее входе под полку в процессе поперечного перемещения в направлении Б принимает в 1,22 раза больше среднего натяжения ленты. В результате этого лента свободно входит под полку, не сминаясь и не надрываясь, что повышает ее стойкость.

К варианту способа относится случай, когда в процессе поперечного перемещения: ленты 8 величину угла а плавно изменяют от максимального значения в момент входа до минимального, то есть до 0° после полного ввода края ленты под полку. Так, если в начальный момент ввода ленты под полку величину угла а задают, например, равной 10°, то в среднем положении (рис. 2, б) угол а.1 принимают равным 5°, а после ввода края ленты под. полку принимают а2= 0 (рис. 2, в). Подробное описание метода при-аеденов /57/.

Разработан также ленточно-шлифовальный станок, содержащий механизм подачи детали на врезание, выполненный в виде коромысла, шар-нирно соединенного осью со станиной, датчика окончания подачи на врезание, связанный с механизмом подачи на врезание, и лентопротяжный механизм с натяжным роликом, шарнирно соединенным осью со станиной, снабжен приводом поперечного перемещения ленты, кинематически связанным с механизмом подачи на врезание электромагнитом ^получающим к-.сигнал от датчика окончания подачи на врезание (рис. 3) /50/.

Станок предназначен для раздельного шлифования профиля корыта и спинки пера лопаток компрессора широкой абразивной лентой методом обката по развернутому профилю на твердосплавном копире. Предусмотрено устройство компенсации износа ленты, что повышает точность обработки и позволяет шлифовать лопатки в размер при требуемой точности по профилю 0,08-0,1 мм.

В промышленности по описанному принципу работает много станков: ЗЛШ-5 (ЗЛШ-52), ЗЛШ-9 (ЗЛШ-91) и др. Результаты анализа условий обработки переходной поверхности показали, что , вследствие заклинивающего действия пересекающихся по радиусу поверхностей необходимая сила протягивания ленты может быть в 1,2.2 раза больше, чем при обработке менее сложных поверхностей деталей. Обрабатываемая деталь подается по нормали к поверхности на врезание под действием силы 50.100 Н к контактному копиру, который огибает абразивная бесконечная лента. Сила натяжения лента составляет 10.30 Н на 10 мм ширины ленты. При обработке поверхностей с малым радиусом сопряжений стойкость лент существенно уменьшается.

Тг*—J., ЦП--»

Рис.3. Кинематическая схема ленточно-шлифовального станка

Методы ленточного шлифования криволинейных поверхностей деталей из титановых сплавов получили широкое применение. Это можно объяснить тем, что при механизированной обработке сложных поверхностей, заменяющей ручную обработку на полировальных бабках, используют копировальный ролик постоянного диаметра и копир постоянной формы, которые огибает абразивная лента.

Шлифование сложных поверхностей, сопряженных по радиусу менее 2 мм, методом копирования, а также обработка строчечным методом узкой абразивной лентой не удовлетворяют требованиям производства, так как период стойкости лент составляет несколько минут.

1.2 Шлифование алмазными ¡фугами лопаток из титановых сплавов.

Многолетние работы по улучшению качества лент, по изысканию СОЖ для ленточного шлифования титановых сплавов позволили повысить эффективность обработки, но это не отвечает современным требованиям производства. Так, производительность при шлифовании профиля пера лопаток из сплава ВТЗ-1 на станках ЛШ-1А не превышает 250 мм3/мин; одной лентой снимается от 10 до 20 гс металла; на обработку одной детали расходуется 8-10 абразивных лент. Частая замена ленты увеличивает вспомогательное время, снижает производительность труда, исключает многостаночное обслуживание, ухудшает условия труда. Стоимость инструмента высокая.

Для повышения эффективности процесса обработки предложено заменить ленточное шлифование шлифованием алмазными кругами.

До проведения указанных исследований считалось, что шлифовать алмазными кругами титановые сплавы не эффективно из-за химического сродства титана и углерода, что приводит к катастрофическому изнашиванию режущих кромок алмазных зерен и последующему засаливанию рабочей поверхности инструмента.

В процессе выполнения работы удалось создать алмазные круги на специальных металлических связках, которые позволили синхронизировать процесс сглаживания режущих кромок зерен с их выкрашиванием из связки и обновлением рабочей поверхности инструмента, то - есть обеспечить экономичный режим самозатачивания круга. Но прежде необходимо обосновать возможность применения жесткого инструмента в копировальной схеме формообразования профиля пера лопаток компрессора высокой точности.

Формирование профиля при алмазном шлифовании. Принципиальным достижением в работе является теоретическое обоснование и практическая реализация шлифования сложнопрофильной пространственной поверхности жестким шлифовальным кругом взамен эластичного шлифования лентой.

Схема формообразования произвольного профиля сечения пера лопатки на копировальном станке ЛШ-1 показана на рис. 4. Ось качания Ок, детали и копира расположена на расстоянии Як от оси вращения детали и копира О. Расстояния от Око до центров вращения инструмента Оио и копирующего! ролика Оро также известны. Необходимо иметь в виду, что расстояние Око Оио изменяется с уменьшением диаметра инструмента при его износе, а расстояние Око Оро уменьшается за счет перемещения механизма подачи копирующего ролика при установке глубины резания. Однако при построении схемы формообразования профиля сечения пера лопатки или профиля копира изменением расстояний Око Оио, Око Оро пренебрегают, учитывая, что стойкость инструмента достаточно высока и глубина шлифования постоянна.

Основываясь на этих допущениях, считаем также, что расстояние между осью инструмента и осью ролика равно величине д. Обычно Д неодинакова на различных станках и составляет 80. 120 мм в зависимости от габаритных размеров и жесткости обрабатываемой детали. При д 0 размеры профиля копира равны соответствующим размерам профиля де« 1 • : тали, и при малой жесткости детали жесткость копира недостаточна, что вносит дополнительную погрешность в формообразование обрабашвае-■ мой поверхности. При Д > 0 площадь сечения профиля копира может быть значительно больше площади профиля сечения детали, причем профиль копира не будет геометрически подобен профилю детали. / •:.'

Рис. 4. Схема формообразования контура сечения детали на стан-кеЛШ-1.

Зная параметры станка Око Оио, Око Оро, радиусы инструмента Ли и копирующего ролика Я/> для конкретного профиля сечения детали, можно графически построить профиль копира. Необходимо отметить, что вращение детали на станке производится одновременно вокруг центров О и Око, а центры Оио, Оро, Око остаются неподвижными относительно осей координат X, У. Не нарушая условий формообразования профиля детали и копира на станке, зададим системе вращение вокруг центра О. Профиль детали, заданный координатами X, У, останется неподвижным. Первоначальные положения инструмента, ролика и оси качения детали определены их центрами вращения Оио, Оро, Око.

При повороте системы на угол (щ, центр качания детали переместится по своей траектории 1, определяемой дугой окружности с радиусом Як, из точки Око в точку Ои. Центр инструмента переместится по эквидастан-те к обрабатываемому профилю детали 2 из точки Оио в точку От, а ось вращения копирующего ролика займет положение Ор1 переместившись из точки Оро. Таким образом, перемещая вершины Око и Оио жесткого треугольника ОкОиОр по соответствующим траекториям 1 и 2, получим траекторию перемещения центра вращения копирующего ролика 3. Огибающая перемещающегося ролика будет являться профилем копира.

На практике профиль копира для конкретной детали получают непосредственно на том же станке, на котором обрабатывается данная деталь. Для этого при наладке станка на место заготовки детали устанавливают эталонную деталь, инструмент заменяют на ролик того же размера, а вместо копирующего ролика устанавливают специальную фрезу.

Даже при большом сроке службы алмазный инструмент при шлифовании деталей из титановых сплавов и жаропрочных сталей позволяет получить более высокую точность обработки деталей по сравнению с ленточным шлифованием. Например, размерный износ алмазного круга диаметром 150 мм с характеристикой алмазоносного слоя АСВ 250/200 - МО 16-100% при съеме 80 г сплава ВТЗ-1 с одной детали составляет 4 мкм, что позволяет получить значительно меньшую погрешность обрабатываемого профиля детали, чем погрешность, вызванная износом абразивной ленты. Однако применение в копировальных системах станков алмазных кругов, рассчитанных на длительную эксплуатацию - более двух месяцев, ставит сложные проблемы, связанные с компенсацией износа инструмента. Алмазные круги, как правило, имеют толщину алмазоносного слоя до 5 мм, и в процессе эксплуатации при полном износе круга его диаметр изменяется на 9,5.9,8 мм, что сказывается на точности изготовления деталей.

Для определения допустимой разницы диаметров шлифовального круга и копировального ролика в зависимости от заданной величины погрешности выведены математические зависимости с учетом некоторых допущений. При обработке на станках ЛШ лопатка перемещается в вертикальной плоскости по радиусу вокруг оси закрепления стола и одновременно обкатывается вокруг шлифовального круга. Механизм станка компенсирует износ только в вертикальной плоскости, что приводит к возникновению на лопатке прогрессирующей погрешности от точки касания детали с шлифовальным кругом в вертикальной плоскости (обычно в середине пера) к краям пера. Учитывая незначительные размеры износа инструмента по отношению к радиусу поворота стола, можно считать, что его подача осуществляется по вертикали. Суммарная погрешность при подаче по радиусу она: разная по входной и выходной кромкам профиля, несколько увеличенная с одной кромки и на эту же величину уменьшенная - с другой. Разница компенсируется при подгонке копира. По этому возникающую погрешность h (рис 5) можно рассчитать по формуле k=rmcos<p- -j(r - т)2 -т1 sin р, (1) где г -радиус копировального ролика; т- величина износа круга; <р-угол, образованный прямой, проведенной из центра ролика в точку касания, и осью ролика.

Для определения h необходимо знать угол <р, который будет разным для вогнутой поверхности корыта (рис 6, а) и выпуклой поверхности спинки (рис. 6, б) пера лопатки.

Угол <р для поверхности корыта:

XZ Х0 ~Х 1 /V44

8<Р =-1 , , "-• (2)

Рис 5. Погрешность формообразования при износе шлифовального круга:

Я О1 ~ центры копировального ролика и шлифовального круга.

Рис. 6. Образование угла ср при шлифовании поверхностей спинки (а) и корыта (б): Л - радиус профиля; О - координата центра радиуса сечения; д - половина толщины логиШки в сечении; Ь - координата точки определения погрешности; Р - координата центра вращения лопатки; О; - центр круга.

Угол <р для поверхности спинки определяем по той же формуле, подставляя соответствующие значения радиуса кривизны и координат.

По описанному методу были расстеганы диаметры копировальных роликов, которые должны меняться по мере износа шлифовального круга, обеспечивая требуемую точность обработай лопаток. При этом по сравнению с шлифованием абразивной лентой точность повысилась.

Отклонение профиля детали от заданного при уменьшении диаметра инструмента можно проследить по схеме формообразования профиля детали, изображенной на рис. 4. С уменьшением диаметра инструмента съем металла постепенно уменьшается и контакт инструмента с деталью нарушается. Необходимо с помощью механизма подачи опустить копирующий ролик, увеличивая тем самым расстояние Д, до контакта инструмента с контуром детали. При наличии контакта инструмента с заданным контуром детали, например в плоскости, проходящей через ось У, инструмент не будет иметь точки контакта с заданным контуром детали при перемещений его центра к кромкам детали по новой траектории, определяемой профилем копира. При таких условиях на лопатках возникает утолщение сечений Профиля при приближении к входной и выходной кромкам. Для получения заданного профиля детали необходимо заменить копирующий ролик на другой диаметром, равным диаметру инструмента. При правильной эксплуатации алмазных кругов следует периодически в соответствии с требованиями к точности детали заменять ролики и производить доработку копира.

Отклонение профиля детали от заданного параметра может быть вызвано не только уменьшением диаметра инструмента, но и неравномерностью износа рабочей поверхности круга. Рабочая поверхность инструментов для обработки сложных криволинейных поверхностей деталей имеет форму сферы. При перемещении детали вдоль оси вращения инструмента пятно контакта инструмента с деталью 'будет перемещаться по профилю инструмента, и в зависимости от формы обрабатываемой поверхности точки рабочей поверхности инструмента будут находиться в контакте с деталью различное время. Неодинаковаяфабота всех участков поверхности инструмента является причиной неравномерного износа профиля инструмента. '

Другой причиной неравномерного износа и разрушения инструмента является то, что при недостаточной высоте Н инструмента обработка детали будет производиться не сферой, а кромкой круга. Это приводит к искажению профиля детали, осыпанию алмазного слоя и возможным прижогам на обрабатываемой поверхности.

В общем случае необходимая высота алмазного круга при обработке сложных криволинейных поверхностей определяется следующим образом. Если уравнение контура обрабатываемой детали представить в цилиндрических координатах

Р^(^), (3) где Р(<р, г) непрерывна и имеет непрерывную третью производную, то при перемещении инструмента относительно детали по оси Ъ положение точки контакта инструмента с контуром детали (рис 7) можно определить по формуле

8РI а=агС£|^ (4)

Для определения максимального угла а наклона обрабатываемой поверхности к оси инструмента при обработке заданного профиля детали из уравнения найдем значение гт, при котором а = ажх, и, подставив гтъ уравнение (3),

5) да 1 Ьг¥ дг 1 + V > 3 дг V определим а^. Тогда необходимую высоту инструмента Н можно определить по формуле

Я = 2Люп а^ (6)

Рис 7. Расчетная схема высоты Н алмазного круга при обработке криволинейной поверхности детали.

Упрощенный расчет высоты алмазного круга можно произвести на основе данных, приведенных в табл. 1, следующим образом. Если координаты профиля пера лопатки заданы, считают, что его расчетные точки соединены между собой прямыми отрезками. Для расчета выбирают точки входной и выходной кромок в каждом сечении пера лопатки, как наиболее удаленные от оси вращения круга. Отношение разности координат соседних сечений к расстоянию между этими сечениями будет определять тангенс угла наклона а. Определив угол а для всех сечений пера лопатки, выбрав его наибольшее значение, по формуле (6) рассчитывают минимальную необходимую высоту алмазного круга. Высота круга для профиля будет равна 20 мм. Работу инструментом с высотой меньше расчетной можно производить на станках, в конструкциях которых имеется механизм качания оси круга в вертикальной плоскости. Можно также использовать круги меньшего диаметра. На практике, применяя круги с недостаточной высотой, специально скругляют кромки круга.

Таблица 1

Исходные данные для определения высоты алмазного круга

Сечение Расстоя- Входная кромка Выходная кромка ние ме- Разность Ща. а, Разность Ща. а, жду се- координат *10"2рад координат *10"2рад чениями соседних сечений соседних сечений

1-П 20 2,02 0,101 10,01 2,66 0,133 13,25

Н-Ш 20 1,6 0,08 7,61 2,12 0,106 11,38

Ш-ГУ 20 1,48 0,074 7,25 2,0 0,100 10,0

1У-У 20 1,41 0,070 7,04 1,78 0,089 9,19

У-УТ 20 , 1,26 0,063 6,3 1,55 0,0775 7,75

У1-У11 20 1,08 0,054 5,4 1,33 0,0665 6,65

УИ-УШ 15 0,86 0,054 5,4 0,91 0,06 6,0

УШ-1Х 10 0,47 0,047 4,22 - 0,53 0,053 5,30

1Х-Х 10 0,4 0,04 3,82 0,48 0,048 4,81

Производительность процесса шлифования на станках ЛШ-1 определяется заданными угловой и продольной подачами. Выбор максимального значения продольной подачи Бпр на станке ограничивается ростом удельного расхода алмазов (рис. 8). Начиная с Бпр = 0,15 м/с при обработке деталей из сплава ВТ-16 и с Бпр = 0,16 м/с при обработке деталей из сплава ВТЗ-1, удельный расход алмазов возрастает. Повышение износа алмазных кругов объясняется увеличением нагрузки на зерно. Мощность, затрачиваемая на шлифование, при этом возрастает на 30 %. г/мз

9,00 6,75 4,50 2,25

О ■ 0,10 $яр,Н/Ь

Рис. 8. Влияние продольной подачи круга на удельный расход алмазов при шлифовании деталей из титановых сплавов: 1-. ВТ-16; 2-ВТЗ-2.

Угловую подачу Яф, влияющую на производительность шлифования, выбирают из условия обеспечения заданной точности обрабатываемой детали.

При шлифовании абразивными лентами на этих станках вопрос выбора угловой подачи не имел большого практического значения, так как величина угловой подачи ограничивалась прочностью инструмента и была относительно небольшой.

При шлифовании алмазными кругами появилась возможность повысить производительность обработки детали за счет увеличения угловой додачи. Увеличение ширины строки и высоты межстрочных гребешков в этом случае ограничивается допуском на размер или требуемой шероховатостью обрабатываемой поверхности.

Пусть профиль сечения лопатки задан уравнением у = /(х). В большинстве случаев его задают таблицами координат и аппроксимируют различными способами, например с помощью сплайн-функции, а затем приводят к виду У = /(х). Схема формообразования произвольного профиля сечения пера лопатки показана на рис. 9. Исходными данными для расчета высоты межстрочных гребешков и ширины строки являются радиус инструмента Ви и выбранный профиль сечения пера лопатки.

Рис. 9. Схема формообразования профиля сечения пера лопатки на двух смежных проходах

Предположим, что в первоначальный момент контакта инструмента и детали центр вращения детали расположен на расстоянии ук от оси инструмента. Тогда положение точкй контакта инструмента и контура детали можно определить из системы уравнений:

7)

8)

У\ =К сощ + /(X,)

Первое уравнение получено из условия направленности касательных к контурам инструмента и профиля детали в точку 1 касания. Здесь <р1 -угол между осью У и радиусом инструмента, проведенным к точке 7. Рассмотрим положение профиля детали при последующем проходе инструмента, когда профиль повернулся на угол ф, а центр вращения профиля переместился по дуге окружности радиусом Як вокруг оси качания Ок. Оси X', У', жестко связанные с профилем детали, также повернутся относительно центров О и Ок. Новое положение центра вращения профиля детали определится координатами хо, уо относительно неподвижных осей координат X, У. Точка контакта инструмента с контуром детали примет положение 2'. Определим положение точки 2' в неподвижных осях координат X, У 1 из уравнений х2 = R^ sin <р2, ' дх g'Pi где ф2 = Ф1 + q> + <pi¿;

Pu arctg --дх

-arctg дх

9) (10) (11)

12)

Функция у —fl(x) представляет собой уравнение расчета координат для профиля детали в новом положении относительно неподвижных координат X, а в координатах X', У она имеет тот же вид, что и у =f(x). Для получения функции y—flfa) используем формулы перехода у =(х-*о) cos<» - (13)

У =(*-*о) sin? - (y-y0)cos<p; (14) х0= RK- jR2* -у2о . (15)

Координаты точки 2' в подвижной системе координат X', У определяют, используя уравнения перехода. Точка 2 является точкой контакта инструмента и контура детали, перенесенной на профиль, находящийся в первоначальном положении. Расстояние между точками 1 и 2 будет определять ширину строки

Si= Vow.)2+(*>-*>)2 • О6)

Координаты центра вращения инструмента при его контакте с контуром детали определяются по формулам

02 = X2-Ksin(9>,.2+?>l); (I7)

У02 = cos(<p, 2 +?>,)• (18)

Точка пересечения двух положений контура инструмента (рис. 8) представляет собой вершину межстрочечного гребешка, координаты которого определяют из уравнений х1+(х„+хк)г=%-(Хн-Х<>1)2 +(Уь-У<а)2 ■

2 .

1И >

19)

20)

Высота межстрочечного гребешка - кратчайшее расстояние от вершины гребешка до контура детали: где х, у- координаты профиля детали между точками 1 и 2.

Выбор величины угловой подачи по изложенной выше методике для обработки конкретной детали может быть произведен с помощью ЭВМ. Задавать переменную величину угловой подачи на станке можно с помощью различных механизмов. Наиболее простым является выбор определенной постоянной величины угловой подачи, различной при обработке спинки и корыта лопатки. Причем при обработке спинки лопатки угловая подача выбирается большей, чем при обработке корыта, например 1,75*10" 2 рад и 104,76* 10^* рад. Стабилизация ширины строки при шлифовании деталей из титановых сплавов и жаропрочных сталей повышает производительность обработки и снижает удельный расход алмазов на 15.20 %.

Шириной строки и глубиной шлифования определяется площадь контакта инструмента с отрабатываемой поверхностью детали.

Изменение площади пятна контакта при обработке различных участков сложной криволинейной поверхности приводит к изменению температуры, силы резания и, следовательно, удельного расхода алмазов и качества обрабатываемой поверхности.

Выбор оптимальных условий алмазного шлифования Разновидно-стъю алмазного шлифования является обработка детали с наложением постоянного тока (анодом является алмазный круг). Анодное растворение связки круга и титана на поверхности круга позволяет поддерживать постоянные режущие свойства круга. Проводилось алмазное шлифование как с прямой полярностью тока (деталь - анод, инструмент - катод), так и с обратной полярностью тока (деталь - катод, инструмент - анод). На основании лабораторных и производственных испытаний электрохимического алмазного шлифования деталей из титановых сплавов рекомендованы следующие условия и режимы шлифования с прямой полярностью тока:

Ук=30.,32м/с, 8пр=0,17.0,20м/с, 8Ф=1,05«10"2 рад, Н=0Д.,0,2мм, и=4в, электролит-5% К3Р04+0,5%(ЫаР03)б + 0,3%№2С03.

Ь = тш л1(у~у„)2 +(х-хк)2

21)

Сравнивая эффективность способов шлифования алмазными кругами с прямой и обратной полярностями деталей из титановых сплавов, следует учитывать, что электрохимическое алмазное шлифование, как правило, формирует в поверхностном слое обрабатываемой детали благоприятные сжимающие остаточные напряжения. При алмазном шлифовании без наложения тока вероятнее появление в поверхностном слое обрабатываемой детали растягивающих остаточных напряжений. Промышленное внедрение алмазного шлифования деталей из титановых сплавов потребовало более тщательных лабораторных и производственных испытаний для определения технологических возможностей этого процесса.

Эффективность применения алмазных кругов прежде всего связана с правильным подбором связки в зависимости от обрабатываемого материала и других условий шлифования.

В табл. 2 приведены результаты алмазного шлифования круглых образцов из титанового сплава ВТЗ-1 на станке ЛШ-1 кругами с различными типами металлических связок при следующих условиях: Ук = 32 м/с; Бпр = 0,183 м/с; 8<р=1,05*10"2 рад; #=0,1 мм; охлаждение-5% К3РО4,+0,5%(ЫаРОз)б + 0,3%Ка2С03.

Использованная при испытании алмазных кругов связка ПМ1 (табл. 2) отличается от связки МВ1 добавлением 15% карбида бора или другого тугоплавкого материала с размером зерен 1. 28 мкм Испытания кругов из балласа на связках ПМ1 и МВ1, имеющих в своем Составе гексагональный нитрид бора для снижения коэффициента трения, показали, что удельный расход алмазов у них выше, чем при работе кругамй АСВ 400/315-М016-100 % (табл. 2).

В кругах на связках ПМ1 и МВ1 применены стеклопокрытия С51 и С52 на основе окиси кремния, отличающиеся между собой лишь количест-; венным составом. При шлифовании под действием высокой температуры стеклопокрытие размягчается, что способствует повышению антифрикционных свойств рабочей поверхности алмазного круга и снижению адгезионного взаимодействия зерна с обрабатываемым материалом. Производи

Таблица 2

Результаты алмазного шлифования образцов

Связка Марка, зернистость и концентрация алмазов Удельный расход алмазов, мг/см3 Связка Марка, зернистость и концентрация алмазов Удельный расход алмазов, мг/см3

М5-9 М1 ММ01 М016 АСВЗ15/250-50% АСВЗ15/250-100% АСВЗ 15/250-100% АСВЗ 15/250-100% 6,98 5,18 3,195 4,410 ПМКС52) МВ1(С52) ПМ1(С51) МВ1(С51) АСБ 500/400-100% АСБ 500/400-100% АСБ 500/400-100% АСБ 500/400-100% 20,25 14,89 19,53 22,32 тельность шлифования кругами из балласа на станке ЛШ-1 составляет около 8 мм3/с; при этом шероховатость поверхности не превышает 11а = 2,5 мкм.

При шлифовании титановых сплавов применение абразивных частиц 63С, ЗЗА и 25А как наполнителей в металлических связках алмазных кругов для уменьшения коэффициента трения оказалось неэффективным.

Испытания различных марок алмазов зернистостью 160/125 на металлической связке М5-6 50 % концентрации на станке ЛШ-1 при шлифовании титанового сплава ВТЗ-1 показали следующие результаты:

Лучший результат по удельному расходу алмазов получен при испытании кругов из природных алмазов, но металлизация природного алмаза ниобием повысила удельный расход алмазов при шлифовании. Синтетические алмазы АСВ и АСК являются наиболее экономичными.

С повышением зернистости шлифовального круга производительность на станке ЛШ-1 возрастает, однако увеличиваются удельный расход алмазов и шероховатость обработанной поверхности. Зернистость влияет на удельный расход алмазов при шлифовании кругами на связке МО 16100 %:

Лучшими признаны круги зернистостью 250/200 и 315/250, обеспечивающие шероховатость обработанной поверхности И.а = 2,5 мкм и производительность 8,33 мм3/с. По сравнению с ними круги с меньшей зернистостью алмазов показали производительность ниже, а при заданной глубине шлифования 0,25 мм разница по удельному расходу была незначительна.

С повышением концентрации алмазов их удельный расход увеличивается при шлифовании строчечным методом на станках ЛШ-1:

Лучшие результаты испытаний алмазных кругов при шлифовании титанового сплава ВТЗ-1 получены кругами на связках М5-9 и МО 16. Однако, как показали дальнейшие производственные испытания, при увеличении глубины шлифования круги на связке М016 становятся менее склонными к образованию прижогов по сравнению с кругами на связке М5-9.

Для выявления особенностей износа алмазных кругов при шлифовании деталей из титановых сплавов обрабатывали образцы при различном времени контакта с металлом. Образцы из сплава ВТЗ-1 обрабатывали при круглом шлифовании периферией круга, а при плоском шлифовании - торцом круга с одинаковой производительностью, равной 6,67 мм3/с. Время единичного контакта зерна с металлом составляло соответственно 5*10"4 и 5*10 3 с. Одинаковую производительность достигали за счет подбора глубины шлифования. Опыты проводили кругами из синтетических алмазов АСК на металлической связке МО 16 с охлаждением водным раствором нитрита натрия (0,3 %) и кальцинированной соды (1 %).

Исследованиями установлено, что при алмазном шлифовании сплавов время контакта зерна с обрабатываемым материалом не оказывает существенного влияния на износ кругов. Это свидетельствует о том, что износ алмазных зерен при взаимодействии с титаном при наружном шлифовании деталей из сплавов ВТЗ-1, ВТ5-1, различных по структуре, но близких по физико-механическим свойствам, значение удельного расхода алмазов практически одинаковы. При шлифовании деталей из сплава ВТ16, обладающего большими прочностью и пластичностью, износ алмазных кругов значительно выше (рис. 10). р,/*/-/смЗ я а, тгм 3 2 1 О

0,005 О,О/ 0,015 0,005 ЦОГ 0,0Ю

Зла„ , ход ход

Рис.10. Зависимость удельного расхода ц алмазов и шероховатости Яа обработанной поверхности от поперечной подачи Бпоп при круглом шлифовании деталей из титановых сплавов при: к = 30 м/с; Зпр = 0,0167 м/с; Удет = 0,33 м/с; алмазный круг АСК 250/200; 1-ВТ-16; 2-ВТ-5-1; ВТ-3-1.

В процессе шлифования криволинейных поверхностей длина контакта круга с обрабатываемой поверхностью детали изменяется. Для выявления влияния длины контакта круга с деталью на составляющие силы резания и температуру в зоне шлифования обрабатывали образцы из сплава ВТЗ-1 различной ширины: 3, 5, 10,15 и 18 мм. Работу вели на универсально-заточном станке чашечными алмазными кругами при постоянных режимах. Опытами установлено, что длина контакта оказывает существенное влияние на силу резания и температуру в зоне шлифовании (рис. 11). С увеличением ширины контакта повышается число работающих зерен - источников теплообразования и затрудняется проникновение смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) в зону резания.

Рис.11. Зависимость составляющих силы резания Рг, Ру и температуры Т в зоне шлифования от поперечной подачи при плоском шлифовании деталей из сплава ВТЗ-1 чашечными кругами при:

Ук = 21 м/с; - 0,167 м/с; алмазы АСК250/200.

Правильный выбор состава СОЖ и способа ее применения является важным условием эффективного шлифования деталей из титановых сплавов.

Результаты исследований алмазного шлифования деталей из сплава ВТЗ-1 на станке ЛШ-1 с применением различных составов СОЖ алмазными кругами АСВ 200/160-100 % приведены в табл. 3. Применение в качестве СОЖ 10 %-ого водного раствора нитрита натрия показало, что удельный расход алмаза в этом случае меньше, чем при использовании СОЖ-1. Однако раствор нитрита натрия не может быть рекомендован к внедрению, так как допустимая концентрация нитрита натрия в воде составляет не более 0,2.0,3 %. Введение даже такого относительно небольшого количества нитрита натрия в состав СОЖ позволяет уменьшить удельный расход алмазов. Это хорошо видно при сравнении показателей применения 2 %-ного водного раствора кальцинированной соды и нитрита натрия (табл. .3).

Следует также отметить, что при применении этих двух составов СОЖ круг на связке М5-9 имел небольшое засаливание. Следы засаливания круга на связке М5-9 возникали при применении водных растворов, в состав которых входили эмульсолы ЭТ-2 и НГЛ-205. Алмазный круг на связке МО 16 засалился только при использовании эмульсии НГЛ-205. В этом случае на обработанной поверхности были видны прижоги. Как показали испытания, связка МО 16 менее чувствительна к изменению состава СОЖ, чем связка 5-9.

Таблица 3

Результаты исследований алмазного шлифования деталей из сплава ВТЗ-1 с применением различных составов СОЖ алмазными кругами АСВ 200/160-100 %

С став СОЖ Содержание компонентов, % Удельный расход алмазов, мг/см3

М016 М5-9

Калий трехзамещенный фосфорнокислый (СОЖ-1) Сода кальцинированная Гексаметафосфат натрия Вода 5 0,2.0,3 0,5 Остальное 2,97 3,83

Сода кальцинированная Нитрит натрия Вода 2 0,3 Остальное 4,95 12,15

Нитрит натрия Смачиватель НБ Вода 10 0,5 Остальное 2,12 1,35

Эмульсол НГЛ - 205 Вода 4,5 Остальное 27,00 45,00

Эмульсол ЭТ-2 Вода 5 Остальное 12,6 28,04

Сода кальцинированная Вода 2 Остальное 5,54 14,00

Большинство СОЖ оказалось непригодными или менее эффективными, чем СОЖ-1, при шлифовании образцов из титанового сплава. Высокую эффективность 60Ж-1 можно объяснить тем, что имеющиеся в ней фосфаты резко уменьшают налипание титана на рабочую поверхность алмазного круга, создавая защитные пленки в зоне контакта. Вместе с тем при концентрации более 8 % фосфорнокислого трехзамещенного 7-водного калия К3РО4Х7Н2О в составе СОЖ-1 вызывает стягивание кожи рук. Кроме того, при испарении жидкость К3РО4Х7Н2О кристаллизуется на частях станка, что усложняет его эксплуатацию. С этих позиций желательно снизить концентрацию К3РО4Х7Н2О. При оценке влияния концентрации К3РО4Х7Н2О в составе СОЖ-1 на работоспособность алмазных кругов АСВ 200/160-100 % на станке ЛШ-1 получены следующие результаты:

Оптимальным составом СОЖ-1, отвечающим нормальным условиям труда работающего, технологичности и эффективности при алмазном шлифовании титановых сплавов и жаропрочных сталей, можно считать раствор с 5 %-ным содержанием фосфорнокислого трехзамещенного 7-водного калия. При алмазном шлифовании деталей из титановых сплавов и жаропрочных сталей в качестве СОЖ рекомендуется водный раствор следующего состава:

Химически чистый фосфорнокислый 7-водный калий, входящий в состав СОЖ, может быть заменен на технический. В этом случае необходимо несколько увеличить его количество в составе СОЖ. Натрийгексаме-тафосфат (или соль Грэма), как показали результаты исследований, может быть заменен на технический нитрит натрия. При алмазном шлифовании деталей из титановых сплавов рекомендуется также применять 2 %-ный водный раствор эмульсола "Укринол-1".

При анализе выбора режима алмазного шлифования на станках ЛШ-1 необходимо проанализировать весь технологический процесс и выявить наиболее важные технологические параметры и их оптимальные значения, влияющие на работоспособность инструмента, производительность процесса, точность и качество обработанных поверхностей деталей. Сложность выбора этих параметров обусловлена переменными условиями шлифования в зависимости от формы и размеров обрабатываемой детали, инструмента и кинематики процесса. В то же время существуют общие закономерности изменения условий шлифования, знание которых упрощает выбор параметров процесса, эксплуатацию и наладку специального оборудования.

При алмазном шлифовании деталей из титановых сплавов на станках типа ЛШ-1, так же как и при круглом шлифовании торцом круга, повышение скорости резания приводит к увеличению удельного расхода алмазов. С повышением скорости шлифования деталей из титановых сплавов ВТЗ-1, В'Г-5 и ВТ-16 от 35 до 50 м/с удельный расход алмазов увеличивается в 2.3 раза. Поэтому скорость резания для обработки деталей из титановых сплавов рекомендуется 30. .35 м/с.

Для расширения технологических возможностей станка для обработки пересекающихся поверхностей предложен и реализован новый метод обката /53/. Сущность метода заключается в том, что форму обрабатываемой поверхности воспроизводят строчками по двум копирам, которым вместе с деталью сообщают качательные движения, а с вращающимся инструментом связывают копировальные ролики.

Инструменту сообщают перемещение от одной обрабатываемой поверхности к другой в плоскости, проходящей через ось вращения инструмента, рабочим поверхностям которого придают чечевицеобразную форму.

Указанный способ реализован в станках для обработки криволинейных поверхностей. Особенностями станков является наличие втррой люльки для шпинделя и роликов, размещенной оппозитно первой люльке, причем ось качения второй люльки связана с введенным в станок рычагом, снабженным механизмом его поворота и механизма изменения направления упругого поджима второй люльки, выполненным в виде телескопически соединенных между собой подпружининых штанг с осями (рис. 12).

Рис. 12. Способ обработай криволинейных поверхностей

Для обработки сложнопрофильных поверхностей деталей двойной кривизны, например прикомлевых участков лопаток, также предложены и разработаны новые конструкции станков /54, 55/.,. . .

Остаточные напряжения и качество поверхностного слоя. Повышение эксплуатационных характеристик деталей при внедрении новых технологических процессов неразрывно связано с качеством их обработанных поверхностей. Поэтому на выбор технологических условий алмазного шлифования, ответственных деталей решающее влияние оказывают не только заданные геометрические параметры обрабатываемой поверхности, но и физико-механические свойства материала поверхностного слоя деталей.

Алмазное шлифование, как и ленточное, является одной из окончательных операций технологического процесса изготовления лопаток компрессора. Последующая обработка (в зависимости от действующего на предприятии технологического процесса) включает следующие операции: виброполирование, виброгалтовка и ручное полирование. Проводили сравнение остаточных напряжений в окончательно изготовленных деталях с применением ленточного или алмазного шлифования, а также непосредственно после этих операций (рис. 13, 14). Остаточные напряжения в образцах обработанных деталей определяют по записям кривых деформации образцов на приборе ПИОН-2 при их непрерывном травлении.

Детали из сплава ВТЗ-1 обрабатывали лентой 63С25П и шлифовали на станке ЛШ-1А кругами с характеристиками 1Р1Х (А5П) 150*5*15*80 мм, АКС 315/250-М016-100 %. При обработке как абразивными лентами, так и алмазными кругами режимы шлифования были следующие: Vk = 30 м/с (для титана), Vk = 24 м/с (для стали), Snp = 0,183 м/с, Sep = 104,76*10"4 рад, I = 0,1 мм. Два последних прохода производили без подачи инструмента на врезание. В качестве СОЖ при обработке деталей из татанового сплава применяли водный раствор 3 % К3Р04х7Н20 + 0,5 % NaPôOig + 0,3 %Na2C03.

Условия контакта инструмента и обрабатываемой поверхности пера лопатки ; значительно отличаются при шлифовании корыта и спинки лопатки. Увеличение пятна контакта при шлифовании корыта вызывает повышение температуры на этих растяжения. При шлифовании спинки возможно появление в поверхностном слое детали сжимающих остаточных напряже-„ нии. Результаты измерений остаточных напряжений на участках спинки (рис. 13, а и 14, а) и корыта (рис. 13, б и 14, б) пера лопатки практически не выявили существенной разницы в величинах и характере распределения остаточных напряжений как после ленточного, так и после алмазного шлифования. После алмазного шлифования спинки пера возникающие остаточные напряжения сжатия больше по величине и распространяются более глубоко, чем после ленточного шлифования. При лецхочном и алмазном шлифовании участков корыта пера лопатки различий в эпюрах остаточных напряжений практически не было. Измерения остаточных напряжений, проведенные на окончатбльно изготовленных деталях двух партий (обработанных по существующему технологическому процессу, включающему операцию ленточного шлифования, и обработанных по исследуемому технологическому процессу, включающему операцию алмазного шлифования), показали, что характер распределения остаточных напряжений' в .них-идентичен и ,является благощжятным. Проведенные измерения остаточных напряжений в деталях из титановых сплавов ВТ5-1, ВТ-9 также подтвердили целесообразность замены ленточного шлифования шлифованием алмазным кругом. . . На величину и характер распределения остаточных напряжений в поверхностном слое деталей из жаропрочных сталей и титановых сплавов при алмазном шлифовании на станках типа ЛШ-1 наибольшее влияние оказывают скорость, глубина шлифования и расход подаваемой в зону обработки СОЖ. При повышенных Значениях скорости, глубины шлифовать и недостаточном расходе СОЖ в поверхностном слое обрабатываемой детали формируются растягивающие остаточные напряжения. Например, повышение скорости шлифования деталей из титановых сплавов e-We,r¡a газ

ТОО о т -200 -300 -400 zoo 100 о -100 -200 -300

О 10 20 30 W 50 60 70 ВО 90 100 110 120 ВО а,Мкм

S)

Рис. 13. Эпюры остаточных напряжений о в поверхностном слое спинки (а) и корыта (б) пера лопатки из сплава ВТЗ - 1 после ленточного (1) и алмазного (2) шлифования. б'Юв,Па 100

О -100 -гоо

-300 а)

100 о -100 -гоо -зоо

О 10 20 30 М 50 S0 70 80 90 100 ПО 120130 а, нем Ю

Рис. 14. Эпюры остаточных напряжений а в поверхностном слое спинки (а) и корыта (б) пера лопатки, окончательно изготовленных лопаток из сплава ВТЗ-1 с применением процессов ленточного (1) и алмазного (2) шлифования.

И тт ятт »7 /

-- 1

2 frí

W1 i 4 W'

1 h i i

ВТЗ-1 и ВТ5-1 от 35 до 62 ад/с при постоянно заданных других режимах шлифования (Sup = 0,2 м/с, Sep = 104,76*10"4 рад, / = 0,1 мм) приводит к появлению в поверхностном слое растягивающих остаточных напряжений, максимальная величина которых на участках корыта достигает 294*10б Па. Несколько меньшее значение максимальной величины растягивающих остаточных напряжении (147*106 Па) возникает при шлифовании участков спинки обрабатываемой поверхности детали.

Повышение производительности обработки за счет увеличения глубины шлифования также может привести к появлению в поверхностном слое растягивающих остаточных напряжений. При больших глубинах шлифования (~0,25 мм) в поверхностном слое деталей из титановых сплавов формируются растягивающие остаточные напряжения, распространяющиеся на глубину 90. 110 мкм. Максимальная величина напряжений наблюдается у поверхности и составляет 196*106 Па. Наибольшие растягивающие напряжения возникают при уменьшении подачи СОЖ зону шлифования. При расходе СОЖ, равном 0,5*10"4 м3/с, максимальное значение растягивающих остаточных напряжений у деталей из титанового сплава ВТЗ-1 достигает величины 412*106 Па.

Проведенные металлографические исследования подтвердили, что при обработке лопаток абразивные ленты вполне можно заменить кругами из синтетических алмазов. Лопатки компрессора, изготовленные с применением процесса алмазного шлифования, были подвергнуты стендовым усталостным испытаниям, давшим также положительные результаты.

1.3 Процесс глубинного шлифования замков турбйнных лопаток.

Конструктивной идеей явилось создание на предприятиях авиационного двигателестроения интегральной технологии механической обработки лопаток роторов турбин ГТД, которая позволила соединить в едином процессе формообразование и формирование высокого качества поверхностного слоя. Базовым процессом новой технологии явился процесс глубинного шлифования, принципиально отличающийся по кинематике и условиям резания от традиционных методов абразивной обработки.

Основным преимуществом метода глубинного шлифования является то, что толщина слоя металла, удаляемая за один проход, может составлять до 10 и более миллиметров, а рабочая подача изменяется от 50 до 200.500 мм/мин в зависимости от типа обрабатываемого материала, глубины резания и требований, предъявляемых к качеству поверхностного слоя деталей. По сравнению с традиционным маятниковым шлифованием, при котором глубина резания ограничивается сотыми долями миллиметра, это значительно эффективнее.

На первом этапе проводился сравнительный анализ процессов фрезерования и глубинного шлифования переднего, заднего торцов и основания хвостовика замков лопаток из сплавов ЖС-6У и ЖС-32ВИ.

Результаты сравнительных исследований, проведенных после механической обработки, позволяют сделать следующие выводы:

•контроль методом ЛЮМа дефектов и трещин на поверхностях замка не выявил, как у лопаток, обработанных по серийной технологии, так и у обработанных методом глубинного шлифования;

•дефектоскопическое травление поверхностей замка сравниваемых лопаток прижогов не выявило;

•глубина и степень наклепа, определенная на приборе ПМТ-3, соответствует допустимым величинам, как у серийных лопаток, так и у обработанных методом глубинного шлифования;

•определение остаточных напряжений производилось на приборе ПИОН-2М и показало, что остаточные напряжения имеют одинаковый характер и близки по величинам;

•из результатов измерения ЦИЛ видно, что класс шероховатости торцов хвостовика лопаток, обработанных глубинным шлифованием, выше, чем у лопаток, обработанных по серийной технологии.

Установлено, что внедрение процесса глубинного шлифования на операции обработки торцов хвостовика лопаток ТНД и ТВД позволило:

•резко сократить использование дорогостоящего режущего инструмента из вольфрамосодержащих инструментальных материалов;

•снизить трудоемкость обработки хвостовика лопатки в 1,8-2 раза; •освободить шесть единиц металлорежущего (фрезерного) оборудования и две установки для электрохимического шлифования; •повысить культуру производства.

В настоящее время на предприятиях авиационного двигателестрое-ния существует несколько схем глубинного шлифования замков лопаток газотурбинных двигателей . Одна из схем, например, предусматривает снятие припуска за 4.8 проходов, что приближает ее к схеме маятникового шлифования, при котором происходит резание с малыми глубинами при более высоких скоростях подачи заготовки.

На ММПП "Салют" разработана и внедрена схема глубинного шлифования предусматривающая обработку замка лопатки за одну установку в 2.4 перехода в зависимости от величины снимаемого припуска, что является более эффективным с точки зрения производительности и затрат энергии на съем материала. Глубина резания на первом черновом проходе при этом может составлять от 2 до 9,5мм, скорость рабочей подачи стола с заготовкой от 120 до 40 мм/мин. Такая технологическая схема реализована на специальных двухшпиндельных станках-полуавтоматах с ЧПУ модели SS013 фирмы Elb-Schliff (Германия) для обработки "елочного" профиля замков лопаток, а также на отечественном оборудовании для глубинного шлифования, таком как, одношпиндельный станок с ЧПУ для плоскопрофильного шлифования модели ЛШ-220 для обработки основания хвостовика, переднего и заднего торцов. Схема глубинного шлифования, реализованная на станках Липецкого станкостроительного завода, позволяет повысить эффективность процесса в связи с ведением непрерывной правки шлифовального круга алмазными прецизионными роликами и расширить область использования нового метода для получения профиля любой сложности с высокой степенью точности.

В разрабатываемом в настоящее время на предприятии технологическом процессе механической обработки рабочих лопаток высокоресурсной газотурбинной установки закладывается до 70% операций, выполняемых с использованием метода глубинного шлифования.

Принципиально новым этапом в развитии глубинного шлифования, является метод высокоскоростного глубинного шлифования с применением высокопористых шлифовальных кругов с рабочей скоростью до 80-100 м/с. Этот метод, будучи дальнейшим развитием метода глубинного шлифования с традиционными скоростями резания (Укр= 20.30 м/с) позволит не только повысить скорость съема материала более чем в 5. 10 раз, но и снизить (вдвое и более) толщину слоя материала, несущего остаточные напряжения пластического деформирования, тем самым позволит практически полностью сохранить первичные физико-химические свойства конструкционных материалов в поверхностном слое деталей и увеличить их долговечность.

Использование нового метода глубинного шлифования связано с решением ряда задач, одной из которой является применение нового вида абразивного инструмента, позволяющего повысить эффективность процесса.

Таким инструментом, по мнению специалистов, в настоящее время и будущем может стать высокопористый абразивный инструмент закрытой структуры на керамической связке, технология изготовления которого разработана в МГТУ "Станкин". Этот инструмент отличается от традиционного тем, что при сочетании повышенной пористости до 80% (номера структуры 8.22), и твердости от ЧМ до СТ с рабочими скоростями до 120 м/с он дает возможность увеличения производительности процессов шлифования при одновременном снижении расхода абразивного материала. Высокопористые шлифовальные круги закрытой структуры показали себя как высокоэффективный инструмент при традиционных схемах шлифования конструкционных материалов, позволяющие повысить производительность обработки до 2.5 раз, а также при глубинной и скоростной обработки деталей из жаропрочных, магнитных и других материалов с повышением производительности , до .10 раз в сравнении с маятниковым шлифованием при одновременном снижении затрат до 5.8 раз. Пониженная интенсивность теплообразования при обработке новым инструментом в сравнении с известными аналогами дает возможность, при необходимости, исключить применение смазочно-охлаждающих сред при шлифовании со скоростями до 80.100 м/с и съемом металла до 20.25 мм3/мм*с, в том числе при шлифовании титановых сплавов.

Возможность использования нового инструмента на операциях глубинного шлифования хвостовиков лопаток газотурбинных двигателей из жаропрочных никелевых сплавов марок ЖС6-У и ЖС32-ВИ была проверена в условиях серийной технологии обработки, применяемой на ММПП "Салют". Для проведения производственных испытаний были предоставлены высокопористые круги закрытой структуры различных типоразмеров - ПП500*25(32,40)*203.

В процессе испытаний для выявления степени влияния характеристик нового инструмента на динамическую напряженность процесса съема материала фиксировалось значение токовой нагрузки, которое в зависимости от вида оборудования и установленных на нем приборов измерялось либо в единицах силы тока (А), либо величины напряжения (тУ). Также проверялось соответствие качества обработанной поверхности детали требованиям чертежа и технологии, измерялись остаточные напряжения в поверхностном слое детали после шлифования.

Абразивными кругами ПП500*25*203 с характеристикой 25А12ПЭИ3212К5 проводилась обработка "'елочного" профиля замков турбинных лопаток из жаропрочного никелевого сплава ЖС6-У на станке модели 88013. В соответствии с технологией обработка велась за три прохода, в качестве СОЖ использовался 1,5-2% раствор "Аквол-2", подаваемый под давлением 16 бар с расходом 350 л/мин. Правка шлифовального круга проводилась в соответствии с требованиями технологии с подачей ролика 0,4 мкм/об при скорости его вращения 20 м/с. На первом проходе глубина резания составляла 2мм, скорость рабочей подачи 120 мм/мин, при этом токовая нагрузка составила 57 А, что является ниже допустимой, а также несколько ниже чем у шлифовальных кругов, используемых в настоящее время. Так, например, при обработке кругами австрийской фирмы "ТугоШ" с характеристикой 89А100С11АУ237Р25 при одинаковых условиях работы токовая нагрузка составила 60 А. Снижение токовой нагрузки наблюдалось и на остальных проходах.

Шлифовальные круги закрытой структуры других типоразмеров, а именно ПП500*32(40)*203 с характеристикой 25А12ПЭИ3212К5, проходили испытания при шлифовании переднего и заднего торцов замков, основания хвостовиков лопаток роторов ТНД и ТВД на станках модели ЛШ-220. Все режимы шлифования, правки, условия охлаждения соответствовали серийной технологии изготовления.

Обработка переднего торца проводилась за три прохода. Максимальная глубина резания на первом проходе составляла 9,5 мм, скорость шлифовального круга 25 м/с, скорость подачи заготовки 40 мм/мин. Среднее значение токовой нагрузки при этом составило 23 шУ. При Минимальной глубине резания 0,07 мм и скорости подачи заготовки 200 мм/мин токовая нагрузка составила 7 шУ.

В процессе испытаний также изучалась возможность применения инструмента с твердостью и величиной дисбаланса в более широком диапазоне, чем это предусмотрено техническими условиями. В частности в одинаковых условиях испытывались круги с дисбалансом от 7 до 34 г и степенью твердости от ЗИ 27 до ЗИ32. Испытания показали, что с увеличением твердости в исследуемом диапазоне токовая нагрузка изменяется в пределах ± 22,5% от среднего значения. Аналогичным образом на токовую нагрузку оказывает влияние изменение дисбаланса кругов: с увеличением дисбаланса от 7 до 34г. при скорости круга 20 м/с, глубине резания 2,7 мм и скорости подачи стола 100 мм/мин токовая нагрузка изменяется от 13 до 17 тУ, или на 30,7%.

Все изменения токовой нагрузки при изменении твердости и дисбаланса в исследуемых диапазонах находились в пределах значений допустимых технологией. По результатам проверки качества обработанной поверхности можно сделать вывод, что после глубинного шлифования величина шероховатости поверхности составляет 11а 0,63-0,8 мкм, что ниже чем после лезвийной обработки лопаток (К.а 1,6). Наличие каких-либо дефектов в виде прижогов и микротрещин не обнаружено.

С целью выявления степени влияния характеристики нового инструмента на напряженное состояние поверхностного слоя детали, было проведено исследование остаточных напряжений. Образцы для контроля вырезались из нерабочей поверхности зуба и подвергались электролитическому травлению на приборе ПИОН-2М. Сравнивались результаты обработки высокопористыми кругами двух типов: кругов с открытой структурой производства ОАО "Абразивный завод "Ильич" и австрийской фирмы "ТугоШ", с инструментом, изготовленным по технологии МГТУ "Станкин".

Результаты исследования напряженного состояния поверхностного слоя замка лопаток показали: что в первом случае в поверхностном слое формируются напряжения сжатия с максимальной величиной 25,4-43,2 Кгс/мм2 (254-432 МПа), точка перехода сжимающих напряжений в растягивающие равна 40-50 мкм., максимальные напряжения растяжения составляют 2,7-3,3 2 Кгс/мм2 (27-33 МПа).

Замки лопаток, шлифованные высокопористыми кругами закрытой структуры, имеют на поверхности сжимающие напряжения 19,8-46,3 Кгс/мм2 (1,98-463 МПа), точка перехода в растягивающие - 25-50 мкм., максимальные напряжения растяженйя составляют 1,8-9,7 2 Кгс/мм2 (18-97 МПа). Аналогичное напряженное состояние выявлено после глубинного шлифования кругами фирмы "ТугоШ".

Таким образом, внедрение процесса глубинного шлифования замков лопаток ГТД позволило совместить предварительную и финишную обработки с формированием поверхностного слоя детали с повышенным ресурсом эксплуатации и заменить дорогостоящие и трудоемкие операции обработки лезвийным инструментом.

Применение новых высокопористых кругов закрытой структуры позволяет уменьшить токовую нагрузку при глубинном шлифовании до 30% в сравнении с аналогами. Это дает возможность форсирования режимов обработки (через увеличение скорости стола и глубины резания), для повышения эффективности процесса при той же динамической напряженности и качестве обработки, включая повышение скорости шлифования.

2. Вибрационная обработка глубоких отверстий в деталях из труднообрабатываемых материалов.

Одним из высокоэффективных процессов является обработка глубоких отверстий в различных материалах в широком диапазоне диаметров. В газотурбинных двигателях много деталей, которые имеют глубокие отверстия - рессоры, валики, втулки, корпуса форсунок, диски турбин и другие. ММПП "Салют" - первое предприятие не только в нашей авиационной промышленности, но и в отечественном и зарубежном машиностроении, где вибрационная обработка широко внедрена в производство /42, 47/. Процесс разрабатывался и внедрялся в производство при участии МГТУ им. Н. Э. Баумана.

Физическая суть вибрационной обработки отверстий заключается в наложении на обычную схему сверления (на инструмент или деталь) дополнительных осевых колебаний низкой частоты, обеспечивающих гарантированное кинематическое дробление стружки и ее отвод из зоны резания высоконапорным потоком смазывающе-охлаждающей жидкости (СОЖ).

Для обеспечения прерывистого процесса резания, имеющего место при вибрационной обработки отверстий, необходимая амплитуда колебаний режущей кромки определяется из соотношения:

Ах > So/z sin % (k/z + i) + PL/EF, (22) где Ax - амплитуда осевых колебаний, мм; S0 - осевая подача на оборот, мм/об.; к - число полных периодов осевых колебаний за один оборот; z - число режущих кромок на инструменте, шт.; i - сдвиг фаз между последовательными колебаниями за один оборот или дробный остаток числа осевых колебаний за один оборот; Р - пиковое значение осевой силы, действующей на инструмент, Кгс; L - "вылет" инструмента из заделки, мм; Е -модуль упругости корпуса (стебля) инструмента, Ktc/mm2;F - площадь поперечного сечения корпуса инструмента, мм2.

Характер реального процесса вибрационной обработки: прерывистый или непрерывный - зависит от кинематики движения режущей кромки, определяемой осевой подачей на оборот, частотой и амплитудой осевых колебаний.

Частота осевых колебаний расчитывается из соотношения: f nz (k г i)/60, - (23) где f - частота осевых колебаний, Гц; п - частота относительного вращения инструмента и заготовки, об./мин.

Число полных осевых колебаний к может быть равно Q, Г,-2 и т. д. На практике при обработке отверстий в диапазоне Диаметров сверления от 3 до 20 мм обычно ограничиваются значениями к от 1 до 3, что объясняется ограниченными возможностями применяемых механогидравлических вибраторов, допускающих частоту осевых колебаний до 150.200 Гц.

Увеличение значения к приводит к образованию более мелкой стружки, легче удаляемой из зоны обработки, в свя^й с этим становится возможным формирования менее глубоких стружкоотводящих канавок, что в свою очередь способствует повышению жесткости инструментов и, как следствие, повышению производительности обработки. Кроме того, теория показывает, что увеличением значения к при заданном i обеспечивается меньшая теплонапряженность процесса и, следовательно, повышение стойкости инструмента.

Сдвиг фаз i оказывает более сложное и качественное влияние на процесс стружкообразования. Влияние i на изменение сечения срезаемого слоя можно проанализировать при сопоставлении следов от предыдущих и последующих проходов однокромочного инструмента на смежных оборотах (рис. 15,16). Из зависимости (22) следует, что при i = 0 и соотношении k/z, равном целому числу, осуществить прерывистое резание не представляете« возможным. В этом случае стружка всегда будет иметь постоянную толщину по сечению, хотя форма ее будет зигзагообразной.

Значение i может, быть любым дробным числом от 0 до 1. При приближении значения i к 0 или 1 требуется соответственно увеличивать значение амплитуды Ах для обеспечения дробления стружки. Не рекомендуется выбор значения i < 0,1 n i > 0,9. Минимальное значение амплитуды Ах соответствует i = 0,5.

Таким образом, при вибрационном сверлении стружка дробится на отдельные, регулируемые по величине элементы и легко транспортируется по каналам сверла потоком СОЖ, подаваемой через центральное отверстие в инструменте в зону резания. Канавки на инструменте делаются более мелкими, чем при обычном сверлении, что повышает жесткость сверла и позволяет изготавливать его режущую часть из твердого сплава. Температура режущих кромок понижается за счет лучшей смазки и теплоотвода из зоны резания, и можно увеличить толщину среза в 2-2,5 раза при одной и той же подаче. При этом стойкость инструмента увеличивается в несколько раз/1,24,46/.

Рис. 15. Развертка следа предыду- Рис, 16. Развертка следа предыщего и последующего прохода дущего и последующего прохода при непрерывном резании с виб- инструмента при прерывном рерациями закии с вибрациями

В практике вибрационной обработки отверстий в основном нашли применение специальные конструкции инструментов - вибросверла, виброзенкера и виброразвертки с внутренним подводом СОЖ, отличающиеся повышенной жесткостью за счет уменьшения глубины стружкоотводящих канавок /25/. Основное распространение в производстве получили сверла двухкромочные, что объясняется их достаточно высокими технологическими данными: квалитет точности обработки - Н11-Н12, шероховатость поверхности - 11а=2,5 мкм, увод оси - не более 0,15-0,2 мм на 100 мм. Широкие возможности комплексной технологии вибрационной обработки отверстий с использованием виброзенкерования и виброразвертывания позволяют исключить традиционную технологию доработки отверстий после сверления на универсальном оборудовании и значительно повысить качество. Примеры виброзенкера и виброразвертки показаны на рис.17,18.

Двухкромочные сверла изготавливаются из толстостенных трубок из стали 20, которые цементируются. Режущая часть - пластина твердого сплава. На заводе хорошо зарекомендовал себя твердый сплав ВК-100М. Можно отметить положительный опыт других предприятий в применении таких марок, как ВЮХОМ, ВРК-15 для вибрационной обработки вид в (¡/беаиыго)

Рис. 18. Однолезвийная виброразвертка для обработки сквозных отверстий. жаропрочных материалов на никелевой основе. Примеры режимов сверления отверстий в различных материалах приведены в табл. 4.

При вибрационной обработке отверстий рекомендуется использовать масляные СОЖ типа МР-6, МР-7, 30-процентного раствора МР-99 и другие, применяемые при глубоком сверлении. Подача жидкости в зону резания - под давлением 80-100 атм.

Необходимый расход СОЖ для гарантированного удаления стружки при вибросверлении в два - три раза меньше, чем при традиционном глубоком сверлении (рис. 19). При виброзенкеровании и виброразвертывании необходимый расход СОЖ может быть уменьшен еще в два-три раза. в, Р-Т1Г3,И/»* гунын 10 ш 9-90 в -80 7-70 6-М 5-50 ❖ -*0 J -30 2 -20 1 -10

О О 5 10 75 с1,мн

Рис.19. Расход О и давление Р СОЖ при вибрационном сверлении глубоких отверстий.

Разработана и создана широкая гамма вибросверлильных полуавтоматов различного назначения, в том числе многошпиндельных (табл. 5).

Например, двухшпиндельный полуавтомат агрегатного типа ВС-6М предназначен для обработки каналов охлаждения в дисках турбины двигателя АЛ-31Ф (диаметр отверстия - б,?*0,1 мм, глубина - 70 мм, материал диска - ЭП742-ВД). Станок позволяет в автоматическом цикле обработать отверстия, исключая увод оси и обеспечивая шероховатость поверхности 1,6 мкм. Широкое распространение получил одношпиндельный полуавтомат ВС-5К. Станок прост и универсален, на нем можно обрабатывать отверстия диаметром от 3 до 12 мм на глубину до 200 мм.

В вибросверлильных станках основным рабочим органом является механогидравлический вибратор, уществуют два типа станков: для тел вращения (шпиндель вибратора имеет только возвратно-поступательное движение заданных частоты и амплитуды), для корпусных и крупногабаритных деталей (шпиндель имеет и вращение). В частности, в вибросверлильном станке АВС-3 амплитуда регулируется эксцентриком, частота колебаний - подбором шестерен в редукторе, а СОЖ подается через шпиндель.

Вибрационное сверление позволяет: повысить производительность обработки в 3-8 раз; обеспечить точность обработки по квалитету Н7; снизить шероховатость поверхности до 0,32 мкм; уменьшить увод оси отверстия в 10 раз; сократить расход инструмента в 2-4 раза; обеспечить эффективную обработку различных отверстий до 100 диаметров.

3. Исследование и внедрение новых быстрорежущих сталей для обработки труднообрабатываемых материалов.

Обработка резанием труднообрабатываемых сталей и сплавов в основном выполняется инструментом из быстрорежущих сталей повышенной производительности, который, однако, не полностью удовлетворяет предъявляемым требованиям. Работы в области улучшения физико-механических и режущих свойств проводят в направлении повышения твердости быстрорежущих сталей путем увеличения содержания углерода, повышения красностойкости, уменьшения ликвации с помощью ЭШП и ковки в поперечном направлении. Наиболее перспективен для улучшения структуры метод порошковой металлургии. В получаемых быстрорежущих сталях карбиды очень мелкие и равномерно распределены. Величина зерна 1-2 мкм, то есть сталь практически не имеет ликвации.

Проведены исследования технологических и режущих свойств порошковых и быстрорежущих сталей Р6М5К5П и Р9М4К8П. Они показали, что вторичная твердость, режимы сварки, оптимальные режимы термической и механической обработай у этих сталей такие же, как у сталей тех же марок обычного производства; шлифуемость порошковых сталей с содержанием ванадия более 2% выше, чем обычных аналогичного состава.

Испытания режущих свойств инструмента из сталей Р6М5К5П и Р9М4К8П проводили на одинаковых режимах резания для каждого вида инструмента, стойкость которого сравнивали со стойкостью инструмента из сталей обычной выплавки аналогичного состава. В качестве критериев стойкости принимали износ по задней поверхности режущих зубьев, чистоту поверхностей обрабатываемых деталей й возникновение характерных вибраций.

Таблица 4.

Рекомендуемые режимы вибрационного сверления.

Материал •Диаметр отверстия, мм Глубина отверстия, мм Режимы обработки Стойкость вибросверл (суммарная глубина обработки), м

V, м/мин 8о, мм/об /.ГЦ Двойная амплитуда осевых колебаний, мм

ЗОХЗВА 3,0+ОД8. 84 14 0,013 105 0,15 0,8.1,2

ЖС6-КГ1 . 5 0+0,14 70 20 0,016 86 0,14 0,07

ХН77ТЮР - б.О^24 65 28 0,013 105 0,20 1,5.2,0

ТВТЗ-1 - 8,0+0'3 122 40 0,019 115 0,24 5,0.7,0

12Х18Н10Т 10,о+"-3. 190 47 0,021 105 0,25 4,0.5,0

ВЖЛ-8 12,0'^ 120 28 0,02 68 0,25 0,5.0,7

БРАЖН-10-4-4 • ■ . 14 153 42 0,039 68 0,25 50,0.60,0

ВТ5-1 15,0Т*24 71 45 0,024 68 0,25 12,0.14,0

13X11Н2В2МФ-Ш 141 42 . 0,021 68 0,25 1,5.2,0

Таблица 5.

Разработанные модели станков для вибрационного сверления глубоких отверстий.

Модель станка Число шпинделей Направление подачи инструмента Тип обрабатываемых деталей Диапазон диаметров отверстий, мм Максимальная глубина отверстий, мм Частота вращения шпинделя, об/мин Подача, мм/мин Частота осевых колебаний, Гц Двойная амплитуда осевых колебаний, мм

ТВ-320 1 горизонтальное втулки 5-15 200 36-1130 23-36 37,55,73 0-0,6

1А62 . 1 --//-- втулки 8-30 350 360-1200 10-120 43-83 0-0,8

ВС-5 1 втулки 3-8 200 360-2100 15-98 33-154 0-1,2

ВСА-1 1 корпусные (мелкие) 3-8 120 • 790-2100 18-75 36-154 0-1,6

ВСА-3 3 --//-- корпусные (кольца) 8-20 200 400-1200 10-40 40-100 0-1,0

ВС-6 2 наклонное вверх корпусные (диски) 3-12 100 . 610-1500 15-40 36-117 0-0,4

ВС-5К 1 горизонтальное втулки 3-12 200 630-3000. 15-98 34-154 0-0,4

ВС-6М 2 наклонное вверх корпусные (даски) 3-12 100 : 610-1500 0,3-100 (бесступен) 36-117 0-0,4

ВС-12 1 горизонтальное втулки 8-20. 180 12-2000 . 1-200 7-100 . 0-0,4

АВС-1 2 наклонное вниз корпусные (фланцы) : 400 400-1800 0,3-100 (бесступен) 15-100 0-0,4

АВС-2 3 вертикальное корпусные (мелкие) 3-12 280 400-1600 0,3-120 (бесступен) 9-70 0-0,4

АВС-3 1 горизонтальное корпусные (средние) 3-12 150 880-2500 0,3-100 (бесступен) 9-70 0-0,4

АВС-5 2 наклонное вверх корпусные (диски) ; 3-12 100 610-1500 15-40 36-117 0-0,4

Режимы были следующие:

•для сплава ЭИ437Б - V - 8, 10, 12 м/мин, I = 1мм, Б = 0,3 мм/об при непрерывном и 0,2 мм/об при прерывистом точении;

•для сплава ЖС6КП - V = 3, 4, 5 м/мин, 1 = 1мм, Б = 0,3 мм/об при непрерывном и 0,2 мм/об при прерывистом точении;

Испытания показали повышение стойкости резцов из сталей Р6М5К5П и Р9М4К8П при непрерывном точении сплавов ЭИ437Б и ЖС6КП до 80%, при прерывистом до 50%; износ резцов характеризовался истиранием без выкрашивания.

В производственных условиях испытания проводили при обработке деталей из жаропрочных сплавов ЖС6КП, ЭП109ВД и ХН70ВМТЮ на наиболее массовых операциях технологического процесса основного производства. В табл.7 приводятся номенклатура инструмента, геометрические параметры, критерии стойкости, обрабатываемые материалы, перечень операций и оборудования, в табл.6 - данные по стойкости инструмента. Из табл.6 следует, что режущие инструменты из порошковых быстрорежущих сталей Р6М5К5П и Р9М4К8П обеспечивают увеличение стойкости инструмента на 10-70% по сравнению со сталями обычной выплавки. Износ режущих кромок инструмента из таких сталей имеет вид ровного истирания, что обеспечивает большую стабильность стойкости, в то время как на инструменте из сталей обычной выплавки были еще и выкрашивания.

Таблица 6

Данные по стойкости инструмента из порошковых быстрорежущих сталей

Обрабатываемый материал Тип и диаметр (мм) инструмента Режимы испытания Сравнительная стойкость инструмента из порошковых быстрорежущих сталей,%

Р9М4К8П Р6М5К5П

ЖС6КП Фреза: торцово-цилиндрическая; 75 V ~ 6,15 м/мин Бг = 0,062 мм/зуб 1 = 4.12 мм В = 15.30 мм 126 129 концевая; 28 V = 3,5 м/мин 8г = 0,067 мм/зуб 1 = 4 мм В = 2. 10 мм 122 135

ЭП109ВД цилиндрическая; 56 V = 5,6 м/мин Эг = 0,122 мм/зуб 1 = 4.12 мм В = 7.22 мм 170 110

ХН70ВМТЮ сверло; 8,6 V = 20,8 м/мин Б = 0,09 мм/об 92 146

Таблица 7

Параметра и критерии испытаний

Тип и диаметр-(мм) инструмента Геометрические параметры режущей части, град Обрабатываемый матерйал Операция Критерий стойкости

У а (0

Фреза: "" ■ :' торцово- цилиндрическая; 75 концевая; 28 цилиндрическая; 56 г 15 15. 15 ., ЖС6КП Фрезерование: базы со стороны корыта лопатки турбины Износ по задней поверхности зуба фрезы на уголке при обработке 13 деталей

10 16 20 выемки у замка лопатки турбины со стороны корыта Возникновение характерных вибраций, ухудшение чистоты обрабатываемой поверхности

0.3 15 30 ЭП109ВД облоя с входной кромки лопатки турбины Катастрофический износ

Сверло; 8, 6 18 12 28 ХН70ВМТЮ Сверление отверстий в распорной втулке Появление вибраций, ухудшение чистоты обрабатываемой поверхности

4. Упрочнение режущих инструментов методом ионного азотирования

В зависимости от назначения режущие инструменты подвергаются различным механическим и термическим нагрузкам. Их следует учитывать на всех этапах процесса изготовления инструмента. Это особенно относится к выбору метода поверхностной обработки инструмента. Методы поверхностной обработки, не позволяющие управлять структурой упрочненного слоя, могут найти ограниченное применение.

Напротив, методы, подобные ионному азотированию, могут найти более широкое применение, так как они позволяют изменять структуру и свойства тонких поверхностных слоев рабочих поверхностей режущего инструмента.

В связи с тем, что стойкость режущего инструмента зависит от большого числа факторов, поиск оптимальной структуры и толщины диффузионного слоя ионного азотирования в зависимости от режима азотирования и обрабатываемого материала производился на основе методов математического планирования эксперимента.

Разработка технологии упрочнения ионным азотированием режущих инструментов в условиях отечественной авиационной отрасли впервые началась на ММПП «Салют».

Критерием оценки качества азотированного инструмента являлась износостойкость. После анализа всех факторов, влияющих на износостойкость инструмента, отобраны оказывающие наибольшее влияние, а именно: температура и время азотирования, состав газовой среды и параметры резания.

Испытания на износостойкость проводились на образцах типа непе-ретачиваемых пластин, изготовленных из сталей Р6М5, Р9М4К8, Р9К5 и Р18. В качестве обрабатываемого материала был выбран труднообрабатываемый сплав ХН77ТЮ, термообработанный на твердость НВ360. Испытания проводились на токарном станке при непрерывном точении без применения смазывающе-охлаждающей жидкости (СОЖ). За критерий износостойкости выбрано время износа инструмента до затупления. Конечной целью исследований было получение оптимальной износостойкости режущего инструмента в зависимости от различных параметров процесса азотирования и режимов резания.

Исследования показали, что наиболее благоприятной структурой азотированного слоя быстрорежущей стали являются насыщенный азотом мартенсит и карбиды. Стойкость инструмента тем выше, чем больше толщина азотированного слоя, которая, однако, во избежание сколов режущей кромки не должна превышать 10.20 мкм. Поверхностная микротвердость составляет >980*107 Па.

Превышение указанной толщины азотированного слоя приводит к охрупчиванию и выкрашиванию режущих кромок и значительно ускоряет выход из строя инструмента

Получение заданных толщин азотированных слоев можно обеспечить проведением катодного распыления и нагрева до изотермической выдержки в газовых средах, не содержащих азот. Для этого применяют нейтральный (аргон) или восстановительный (водород) газ или их смеси различного состава, а азотосодержащая газовая среда применяется только во время изотермической выдержки.

Оптимальное проведение процесса азотирования обеспечивает стабильное получение следующих характеристик: толщина слоя 8-16 мкм, микротвердость поверхности Н5о - 9500 МПа. Хрупкость слоя оценивается первым баллом по шкале ВИАМа.

Сравнительные испытания на износостойкость инструментов из быстрорежущей стали Р9К5 с различными покрытиями при обработке сплавов ВТЗ-1 и ХН73МВПОБВД (ЭИ-698ВД), показали преимущества ионного азотирования перд другими методами упрочнения (рис. 19 ).

А|,лл о,г о о,( 9,4 о,г а г г< за во зо т т т г, г- а № во № яа *,мин И

Рис. 19. Сравнительные испытания инструментов из быстрорежущей стали Р95К с различными покрытиями при обработке сплавов ВТЗ-1 (а) и ХН73МВТЮБВД (ЭИ-698ВД) (б): а - режим резания: V =20 м/мин, & = 0,1 мм/об, г =0,5 мм; б - режим резания: V =7,7 м/мин, & = 0,1 мм/об, 1 = 1 мм; 1 - ЗИЛ; 2 - без упрочнения; 3 - 7УУ; 4 - карбонитрация; 5 - ионное вотирование; А, - износ по задней грани; т- время испытания. "' '':

Испытаниями установлено, что после ионного азотирования стойкость инструмента повышается примерно в два раза. Кроме того, по сравнению с другими режимами азотирование при температуре 400 °С в течение 40 минут не приводит к охрупчиванию режущей кромки.

Низкую стойкость инструмента после электроискрового легирования (ЗИЛ) можно объяснить значительными усилиями резания из-за большой шероховатости поверхности режущей части инструмента (табл. 8 ).

Таблица 8

Поверхность Шероховатость Я, в зависимости от типа покрытия, мкм без покрытия ионное азотирование карбонизирование та эил

Режущая часть инструмента Обработанная поверхность сплава ВТЗ-1 0,31 2.44 ■ 0.30 .0.36 1,29 0,42.0,44 1.34 0,35 2.87 1,8.3,6 1,77

Практически одинаковая стойкость инструмента с покрытием из нитрида титана, нанесенным на установке «Булат», по сравнению с неуп-рочненным инструментом при точении сплава ВТЗ-1, видимо, объясняется сродством покрытия и обрабатываемого материала и увеличением в процессе обработки сил резания, вызывающих скалывание покрытия. Более низкая стойкость инструмента с этим покрытием по сравнению с инструментом без покрытия при точений сплава ХН73МВТЮБВД, видимо, связана с недостаточной адгезией покрытия с основным металлом инструмента, что также приводит к выкрашиванию. При этом значительно ухудшается шероховатость обрабатываемой поверхности.

Недостаточная стойкость инструмента после карбонитрации при обработке сплава ХН73МВТЮБВД объясняется повышенной хрупкостью карбошпридной «корочки» на поверхности слоя. Шероховатость обработанной поверхности инструментом с ионным азотированием оказалась ниже, чем после обработки инструментами с другими покрытиями.

После ионного азотирования режущий инструмент обладает повышенными поверхностной твердостью, теплостойкостью и износостойкостью, поэтому его можно применять для обработки деталей при жестких режимах резания, что повышает производительность труда.

Многочисленные производственные испытания, подтверждающие повышение стойкости инструмента с ионным азотированием, послужили основанием для создания производственного участка ионного азотирования, включающего установку ИОН-ЗО и две моечные машины.

Данных по влиянию ионного азотирования на стойкость паяного инструмента нет. Предположение, что азотирование может вызвать охрупчи-вание паяного соединения и привести к разрушению инструмента при эксплуатации, было проверено экспериментально оценкой влияния ионного азотирования на прочность паяного соединения режущегё инструмента.

Испытаниями на изгиб установлено, что ионное азотирование не приводит к охрупчиванию паяного соединения. Следовательно, паяный инструмент можно подвергать ионному азотированию по той же технологии, которая была указана для обычного инструмента. В результате внедрения новой технологии на ионное азотирование был переведен весь инструмент из быстрорежущих сталей, ранее не подвергавшийся поверхностному упрочнению.

Поставленная в работе цель повышения эффективности процессов механообработки деталей в производстве ГТД решалась комплексно - путем внедрения различных технологических методов и средств. Помимо подробно рассмотренных в данной диссертации новых технологических процессов автор также принимал участие в разработке и внедрении перспективного процесса ионного азотирования не только режущего инструмента, но и штампов и деталей основного производства /29, 38, 39, 42/ процесса скругления. радиусов пера охлаждаемых лопаток гидроабразивным методом /21/, методов получения точных заготовок лопаток компрессора точным вальцеванием /27/ и газовой формовкой крупногабаритных •гатановых обечаек /30/, прогрессивных процессов литейного производства /34/ и изготовление узлов с мелкоячеистыми сотовыми уплотнениями /31/ И Др. :

Общие выводы

1. Разработанные и внедренные технологические процессы и оборудование эластичного шлифования абразивными лентами пространственных сложно профильных поверхностей за счет применения строчечного метода шлифования с максимальной площадью контакта и равномерным давлением абразивных зерен на формируемый, профиль независимо от его кривизны, позволил повысить производительность и точность обработки.

2. Предложенный и внедренный способ шлифования профиля лопаток из титановых сплавов алмазными щ>угами объемным копированием продольной строчки позволил: . .

•определить область замены ленточного шлифования жесткой схемой копирования при обработке алмазными кругами на металлической связке;

•обосновать условия формообразования профилей высокой точности лопаток компрессора при етрочечно - копировальном методе шлифования и получить зависимости точности шлифования профиля сложной конфигурации, и допустимого перепада между инструментом и копировальным роликом, а также установить условия равномерности износа инструмента;

•установить наиболее рациональные характеристики алмазных кругов и условия алмазного шлифования различных марок титановых сплавов в зависимости от их физико-механических свойств и обрабатываемости материала;

•подобрать для различных режимов алмазного шлифования заданной номенклатуры изделий соответствующие составы смазывающе-охлаждающих жидкостей;

•установить, что физико-механическое состояние поверхностного слоя лопаток компрессора после шлифования алмазным кругом на металлической связке идентично качеству обработки абразивной лентой;

•создать специальные станки ДШ-197, модернизированы станки JHII-1A, JIIII-2 и ЗГ771 для шлифования пера лопаток компрессора алмазными кругами.

3. Разработанная и внедренная схема глубинного шлифования замков турбинных лопаток из литейных жаропрочных сплавов ЖС6-У и ЖС32-ВИ новыми высокопористыми кругами закрытой структуры, позволила обеспечить съем металла глубиной до 9,5 мм за один проход по всей ширине обработки. Новый процесс, совмещая предварительную и чистовую обработку , одновременно обеспечивает наведение сжимающих остаточных напряжений с величиной 254 - 432 МПа на глубину до 40-50 мкм, что соответствует условиям эксплуатации обрабатываемых лопаток.

4. Испытанные и внедренные в производство высокопористые абразивные круги закрытой структуры при глубинном шлифовании замков лопаток обеспечили снижение токовой нагрузки до 30% по сравнению с отечественными и зарубежными аналогами, что при сохранении регламентируемой технологией динамической напряженности и качества поверхностного слоя изделия, способствует повышению производительности процесса.

5. Исследованный и реализованный в промышленных масштабах процесс вибрационного сверления, зенкерования, развертывания отверстий диаметром до 30 мм с глубиной до 300 мм в деталях из титановых и жаропрочных сплавов позволил:

• установить оптимальные значения вибрационных характеристик процесса обработки, при которых обеспечивается увеличение толщины среза в 2-2,5 раза, формирование стружки с регулируемыми по величине элементами и благоприятных условий ее удаления из зоны резания, снижение теплонапряженности процесса и повышение стойкости режущего инструмента;

• создать специальные конструкции вибросверл, виброзенкеров и виброразверток с внутренним подводом СОЖ, отличающихся повышенной жесткостью за счет уменьшения глубины стружкоотводящих канавок.

6. Разработанные констукции инструмента и рекомендации по режимам резания вибрационной обработки позволяют повысить производительность в 3-8 раз и сократить расход инструмента в .2-4 раза.

Разработано 13 моделей вибросверлильных станков и внедрено в промышленность более 50 станков.

7. Предложенные, экспериментально обоснованные и внедренные в производство режущие инструменты из порошковых сложнолегированных быстрорежущих сталей Р6М5К5П и Р9М4К8П обладают периодом стойкости на 10-70% выше по сравнению со сталями обычной выплавки. Экспериментально установлено, что:

• вторичная твердость, режимы сварки, оптимальные режимы термической и механической обработки у новых сталей соответствуют аналогичным сталям обычного производства, а их шлифуемость при этом выше, чем у аналогов;

• новые стали отличаются не только повышенной износостойкостью, но и стабильностью процесса изнашивания при обработке резанием, что объясняется характером износа в виде механического истирания режущих кромок инструмента.

8. Разработанная, экспериментально обоснованная и внедрённая в производство технология упрочнения режущего инструмента ионным азотированием, позволила повысить его стойкость в два раза. Преимуществами ионного азотирования как метода. упрочнения режущего инструмента также являются : ш, отсутствие охрупчивания режущих кромок ишгрумента;

•возможность упрочнения паяного инструмента:

9. Результаты работы использованы при создании и внедрении более 230 единиц оборудования, а также режущего, алмазного и абразивного инструментов, что способствовало механизации производства, снижению трудоемкости и себестоимости изготовления газотурбинных двигателей.

Создан технический задел для дальнейшего совершенствования технологических процессов.

Основные положения работы изложены в следующих публикациях:

1. Сверление глубоких отверстий в труднообрабатываемых материалах. - ИЛ №9/44 1971. - Серия ХМ-9 ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ. Соавторы: Е.К. Иванов

2. Механизация обработки кромок зубьев шестерен. - ЭИ №25 1973. -Серия ХМ-9 ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ.

3. Повышение эффективности ленточного шлифования деталей из титановых сплавов. - Тезисы докладов научно-технической конференцйи "Теория и практика ленточного шлифования". - Москва 1969.

4. Шлифование титановых сплавов алмазными кругами на металлической связке. - "Авиационная промышленность" № 4 1973.

5. Шлифование профиля пера лопаток компрессора из титановых сплавов алмазными кругами,- "Авиационная промышленность" № 12 1973. Соавторы: Е.К. Иванов,

6. Алмазное шлифование сложных поверхностей деталей из титановых сплавов. - "Машиностроитель" N° 9 1973. Соавторы: Д.Л. Мишнаевский, A.A. Сагарда.

7. Особенности шлифования титановых сплавов алмазными кругами. - "Синтетические алмазы" № 5 1973. Соавторы: Д.Л. Мишнаевский, O.A. Бабенко, A.A. Сагарда, В.Н. Смыга.

8. Алмазные инструменты для шлифования титановых сплавов. -"Алмазы" № 1 1974. Соавторы: В.П. Белоусов, И.В. Есаулов.

9. Эффективность некоторых СОЖ при алмазном шлифовании труднообрабатываемых материалов. - "Алмазы" № 1 1974. Соавторы: Л.В. Худобин, А.Л. Глузман, Ю.В. Полянсков, Д.Л. Мишнаевский.

10. Активация действия СОЖ при алмазном шлифовании труднообрабатываемых материалов. - "Синтетические алмазы" № 2 1974. Соавторы: Л.В. Худобин, А.Л. Глузман, Ю.В. Полянсков.

11. Шлифование титановых сплавов кругами из синтетических алмазов. - Сб. научно-технической конференции европейских стран-членов СЭВ и СФРЮ. - Киев 1974. Соавторы: Д.Л. Мишнаевский.

12. Опыт шлифования титановых сплавов алмазными кругами. - Сб. "Высокопроизводительная абразивная обработка". - МДНТП им. Дзержинского 1974.

13. Повышение эффективности шлифования профиля пера лопаток компрессора кругами из синтетических алмазов. - "Авиационная промышленность" №4 1974.

14. Выбор характеристики алмазного инструмента для шлифования лопатки газовой турбины из титановых сплавов. - Научно-технический сб. "Вопросы судостроения". Серия 3 выпуск 1 -1973. Соавторы: В.А. Гладков, И.В. Есаулов, В.В. Ленский.

15. Разработка и исследование процесса алмазного шлифования профиля пера лопаток компрессора ГТД из титановых сплавов. -Автореферат на соискание ученой степени кандидата технических наук, НИАТ 1975,

16. Новый технологический процесс изготовления лопаток ГТД. -"Авиационная промышленность" №1 1975.

17.0 точности шлифования профиля пера лопаток алмазными кругами. - "Авиационная промышленность" №8 1977.

18. Синтетические алмазы в обработке лопаток. - "Авиационная промышленность" №6 1976.

19. Применение порошковых быстрорежущих сталей при обработке деталей из жаропрочных сплавов. - "Авиационная промышленность" №12 1977. Соавторы: А.Н. Гусева, В.В. Тришкина, К.Н. Кириллов, С.Д. Куприянов.

20. Качество поверхности титановых сплавов, прошлифованных алмазными кругами. "Синтетические алмазы" №1 1978. Соавторы: В.Г. Далева, Р.К. Ткаченко, Д.Л. Мишнаевский.

21. Прогрессивный процесс обработки пера охлаждаемых лопаток турбины. - "Авиационная промышленность" №8 1978. Соавторы: Л.А. Чарцев, В.М. Толоконников.

22. Высокоэффективное алмазное шлифование титановых сплавов. -"Синтетические алмазы" №1 1978. Соавторы: А.А. Сагарда, О.А. Бабенко, И.В. Ломакина, О Б. Федосеев, Д.Л. Мишнаевский.

23. Применение быстрорежущих сталей с пониженным содержанием вольфрама для обработки жаропрочных сплавов. - "Авиационная промышленность" №9 1976. Соавторы: А.Н. Гусева, В.В. Тришкина, К.Н. Кириллов, С.Д. Куприянов.

24. Вибрационное сверление глубоких отверстий в труднообрабатываемых материалах. - "Авиационная промышленность" №2 1972. Соавторы: А.Г. Тиктанов, Е.К. Иванов, Н.И. Соколов.

25. Оборудование и инструмент для вибрационного сверления глубоких отверстий в труднообрабатываемых материалах.-"Авиационная промышленность" №5 1972. Соавторы: А.Г. Тиктанов, Е.К. Иванов, Н.И. Соколов.

26. Механизация операций обработки прикомлевых участков, радиусов и полок у лопаток компрессора. - "Авиационная промышленность" (Приложение) №6 1976. Соавторы: С.Д. Куприянов.

27. Освоение процесса холодного вальцевания лопаток компрессора с длиной пера более 100 мм. - "Авиационная промышленность" (Приложение) №6 1976. Соавторы: В.П. Дочар.

28. Алмазное шлифование деталей из титановых сплавов и жаропрочных сталей. - Монография. "Машиностроение", 1981. Соавторы: В.А. Горелов.

29. Ионное азотирование двигателей и инструмента. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", 4(44) 1983.

30. Газовая формовка крупногабаритных обечаек из титанового сплава ВТ 20. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №4(44) 1983. Соавторы: Ю.А. Шамаев.

31. Комплексный технологический процесс изготовления узлов с мелкоячеистыми сотовыми уплотнениями. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №4(44) 1983. Соавторы: И.Л. Дегтярев, В.Т. Архипов.

32. Алмазное шлифование профиля пера лопаток компрессора из титановых сплавов и жаропрочных сталей - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №2(42) 1983. Соавторы: Ю.А. Панкрашин, В.А. Горелов.

33. Технология и оборудование ионного азотирования деталей и инструмента. г- Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №2(42) 1983. Соавторы JIM. Мулякаев, И.А. Най-говзин, A.B. Виноградов, Б.Н. Арзамасов, В.В. Гомов.

34. Автоматизация процессов прокаливания форм, плавки сплава, заливки и термостатирования отливок. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №2(42) 1983. Соавторы: И.Г. Орлов, B.C. Фролов, В.Е. Попов, H.H. Козьминский.

35. Автоматизация и механизация производства лопаток ГТД в новом литейном цехе. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №2(42) 1983. Соавторы: B.C. Фролов, В.Е. Попов, В.П. Калинин.

36. Основные направления организационного и технологического совершенствования производства двигателей,- Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №2(42) 1983. Соавторы: Ю.Н. Блощицин.

37. Стойкостные испытания резцов с различными упрочняющими покрытиями; - "Авиационная промышленность" №10 1987. Соавторы: А:И. Пьянов, В.В. Гомов, Г.А. Большаков.

38. Ионное азотирование штампов горячего деформирования. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №5(65) 1978. Соавторы: Б.Н: Арзамасов, A.B. Виноградов, В.В. Воробьев, А.Л, Горбунов, Д.А. Харкевич.

39. Особенности ионного азотирования режущего инструмента. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №5(65) 1978. Соавторы: Б.Н. Арзамасов, A.B. Виноградов, В.В. Гомов, В.И. Громов.

40. Технология и оборудование для вибрационной обработки отверстий в деталях ГТД. - Сб. ЦИАМ "Новые технологические процессы и надежность ГТД", №1(66) 1988. Соавторы: В.Н. Маталаев, М.Е. Горелик, В.А. Горелов.

41. Повышение стойкости штампов для горячего деформирования труднодеформируемых сплавов методом ионного азотирования. -"Вестник машиностроения" №2 1993. Соавторы: : Б.Н. Арзамасов, A.B. Виноградов, A.JI. Грибов.

42. Диффузионные покрытия для лопаток турбин, получаемые циркуляционным методом. - Вестник "НОУ-ХАУ" №2 (вып. 1) 1993. Соавторы: Л.М. Мулякаев, А.К. Белявский, Б.Е. Карасев.

43. Первенец авиационного двигателестроения. - "Техника и вооружение" №1 1993.

44. Вибрационная обработка глубоких отверстий,- "Авиапанорама" №9 1997.

45. Современные технологии в производстве газотурбинных двигателей. - "Машиностроение" 1998. Соавторы: А.Г. Братухин, Г.К. Язов, Б.Е. Карасев, Ю.С. Елисеев, И.П. Нежурин.

46. Авиационное металловедение и технология обработки металлов. - "Высшая школа" 1998. Соавторы: В.Н. Абраимов, Ю.С. Елисеев.

47. Технологическая подготовка производства газотурбинных двигателей. - Сб. "Авиационная промышленность" под редакцией А.Г. Братухина. - "Машиностроение" 1998. Соавторы: Ю.С. Елисеев.

48. Быстрорежущая сталь. - Авторское свидетельство № 472172 6Л1-1975. Соавторы: П.И. Кривец, Г.Б. Дейч, В.В. Чернышев и др.

49. Быстрорежущая сталь. - Авторское свидетельство № 621791 6/V-1975. Соавторы: П.И. Кривец, Г.Б. Дейч, А.Д. Сычев и др.

50. Ленточно-шлифовальный станок - Авторское свидетельство № 657974 28/XII-1978. Соавторы: В.М. Мигунов, Ю.М. Ерофеев,

A.И. Ковган.

51. Способ шлифования пера лопаток шлифовальным кругом. - Авторское свидетельство № 873567 27/V-1980. Соавторы: В.М. Мигунов.

52. Способ обработки деталей в пневмодосжиженнрм абразиве. - Авторское свидетельство № 864713 14/V-1981. Соавторы: В.М. Мигунов, А.И. Попенко, В.А. Горелов, В.Т. Архипов.

53. Способ обработки криволинейных поверхностей и станок для его осуществления. - Авторское свидетельство № ,987894 7/XI-1982. Соавторы: Л.Т. Масюк, В.М. Мигунов.

54. Станок для обработки криволинейных поверхностей - Авторское свидетельство № 1055002 15/VI1-1983. Соавторы: Л.Т. Масюк,

B.М. Мигунов.

55. Станок для обработки криволинейных поверхностей - Авторское свидетельство № 1055003 15/VII-1983. Соавторы: Л.Т. Масюк, В.М. Мигунов, А.И. Ковган.

56. Полировальный станок. - Авторское свидетельство № 948632 7/IV-1982. Соавторы: А.Н. Садретдинов, В.М. Мигунов, В.Т. Архипов, А.В. Чеканов.

57. Способ шлифования лопаток газотурбинных двигателей. - Авторское свидетельство № 906106 14/Х-1981. Соавторы: Л.Т. Масюк, В.М. Мигунов, B.C. Михайловский.

58. Способ шлифования пера лопаток шлифовальным кругом. - Авторское свидетельство № 107976 5/Ш-1983. Соавторы: В.М. Мигунов.

59. Способ алитирования изделий из сталей и сплавов в циркулирующей газовой среде. - Решение о выдаче патента на изобретение от 11.07.1997. Соавторы: Л.М. Мулякаев. Б.Е. Карасев, Г.К. Язов, B.C. Фролов.

60. Глубинное шлифование лопаток турбин «Авиапрома» декабрь 1998, М.

61. Современные технологии авиационного двигателестроения в производстве стационарных газовых турбин. - «Полет» № 1 1999. Соавторы: Н.К. Акимов.

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

КРЫМОВ ВАЛЕНТИН ВЛАДИМИРОВИЧ

РАЗРАБОТКА И ВНЕДРЕНИЕ ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ, ИНСТРУМЕНТА И ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ОБРАБОТКИ РЕЗАНИЕМ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ (ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ПРОИЗВОДСТВУ ГТД)

Подписано в печать Бумага ZOOM 80 гр/м Объем уч.-изд. л.-2,5

Формат 60x84/16 Гарнитура «Times» Тираж 100 экз Заказ №

Издание отпечатано в типографии ООО «МИКОПРИНТ». Лицензия на полиграфическую деятельность Плр № 060265 от 07.04.1998г.