CC BY
221
Секция механики
УДК 669.017+620.22
В.И. Бутенко, А.Д. Захарченко, Д.С. Дуров, Р.Г. Шаповалов, Т.А. Рыбинская,
В.Н. Подножкина
ПОВЫШЕНИЕ ПРОЧНОСТИ ДЕТАЛЕЙ, РАБОТАЮЩИХ В ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ УСЛОВИЯХ
Вопросы прочности и устойчивости деталей машин и конструкций занимают ведущее место при решении задач повышения надежности и работоспособности современных машин и механизмов. Особенно актуальны вопросы прочности и устойчивости для деталей и конструкций, работающих в экстремальных условиях (например, для деталей газотурбинных двигателей и установок). Рабочие поверхности этих деталей могут одновременно подвергаться механическому и тепловому воздействию, влиянию химических параметров газовой среды и коррозии, а также пыли, солей и других веществ различной концентрации. Следует отметить, что химическая активность среды обусловливает интенсивность газовой коррозии, играющей заметную роль в процессе накопления повреждений и последующего разрушения локальных объемов изнашиваемого материала. При этом степень коррозионной повреждаемости поверхности детали будет определяться длительностью взаимодействия агрессивной среды на материал. При динамическом контактном взаимодействии время воздействия на материал невелико по сравнению со свободным пребыванием детали в агрессивном потоке, как это имеет место, например, на рабочих поверхностях деталей газотурбинных двигателей и установок или омываемых потоком стенках камеры сгорания. Однако, если учесть, что среда омывает ювенильные участки поверхности детали вследствие постоянного обновления последней при изнашивании, следует ожидать значительного влияния газовой среды на износостойкость материалов. Кроме химического воздействия, высокоскоростной газовый поток вызывает повреждения, носящие эрозионный характер, результатом чего являются необратимые изменения в поверхностном слое, которые изменяют механические характеристики материала, тем самым подготавливая его к разрушению.
На установке для испытания материалов в высокотемпературном газовом потоке исследовалось влияние температуры газовой среды на трибологические характеристики (интенсивность изнашивания, глубина повреждаемости материала поверхностного слоя) сплавов ЖС6У-ВИ, ЖС26ВСНК, ВЖЛ-2.
Исследовались одноименные пары образцов в диапазоне температур 0 = (600 -1000)° С при амплитудах взаимного перемещения (0,022-0,25) мм, давлении в контакте р = (10-100) МПа и частоте колебаний образцов 40 Гц. Предварительные исследования показали, что именно при этой частоте наблюдается наибольший износ материала.
В результате исследований было установлено (рис. 1), что влияние температуры газового потока на интенсивность изнашивания характеризуется его уменьшением до температур (800 — 900)°С , выше которых наблюдается увеличение интенсивности изнашивания. Снижение интенсивности изнашивания от температуры различное: для сплава ЖС6У-ВИ оно наибольшее (для температуры
0 = 600°C это снижение составляет от двух до девяти раз для различных амплитуд), а для сплава ЖС26ВСНК - наименьшее (около двух раз). Однако следует отметить, что для амплитуд менее 0,040 мм такого снижения интенсивности не наблюдается, что может свидетельствовать о смене механизмов изнашивания при различных амплитудах.
JV. 10-6, мм3/цикл
Рис. 1. Зависимость интенсивности изнашивания сплава ЖС6У-ВИ JV от температуры 0 при давлении р = 50 МПа и различных значений амплитуд перемещения: 1 — 0,039 мм; 2 — 0,084 мм; 3 - 0,169 мм; 4 — 0,250 мм
С повышением температуры более (800 — 900)°С интенсивность изнашивания увеличивается, причем это увеличение является наибольшим для сплава ЖС26ВСНК. Такой характер изменения интенсивности изнашивания материалов при повышенных температурах, по-видимому, обусловлен снижением несущей способности материала с увеличением температуры более 900°С .
Влияние температуры на максимальную глубину повреждаемости (AHn)max
при различных амплитудах взаимного перемещения носит убывающий характер (рис. 2). При этом для амплитуд до 0,08 мм уменьшение глубины повреждаемости незначительное, а при амплитудах более 0,1 мм глубина повреждаемости принимает экстремальные значения.
Рис. 2. Изменение максимальной глубины повреждаемости (ЛИп )тах сплава
ВЖЛ-2 от температуры 0 при давлении р = 50МПа и амплитудах перемещения: 1 — 0,045 мм; 2 — 0,169 мм
Точка перегиба наблюдается в области температур (800 — 900)°С . Установлено, что при температурах более 900°С в поверхностных слоях преобладают процессы схватывания и взаимного переноса материала, а поверхность контакта с увеличением температуры свыше (800 — 900)°С при больших амплитудах значительно огрубляется. Совместное действие двух факторов (температуры газового потока и амплитуды перемещения образцов) в процессе испытаний способствует изменению контурной (поврежденной) площади контакта. Это изменение для различных амплитуд неоднозначно: с ростом температуры при амплитудах менее 0,1 мм площадь контакта увеличивается, а при амплитудах более 1, 1 мм - уменьшается. Такая зависимость, по-видимому, обусловлена условиями транспортировки продуктов изнашивания из зоны контакта: при больших амплитудах выход продуктов износа облегчен, тем самым увеличивается вероятность контактирования ювенильных металлических поверхностей, их схватывания и взаимного переноса, а электронно-дислокационные процессы, ответственные за изнашивание материалов, замедляются [1]. Кроме того, с увеличением амплитуды в силу специфики контактного взаимодействия образцов увеличивается активная поверхность для коррозионного воздействия газового потока. В этом случае в материале поверхностного слоя возможно протекание двух конкурирующих процессов: коррозионного и окислительного. При амплитудах менее 0,1 мм выход продуктов изнашивания из зоны трения затруднен, активная поверхность уменьшается, что приводит к уменьшению контурной площади контакта и усилению процессов абразивного изнашивания.
В процессе исследований было установлено, что с повышением температуры газового потока в материалах образцов наблюдаются некоторые структурнофазовые изменения. Так, исследованиями фазового состояния сплава ЖС6У-ВИ установлено, что при температуре 600° С близлежащие к изношенной поверхности слои содержат твердый раствор на основе никеля (период кристаллической
решетки а = 0,3587 нм), сигма-фазу и следы интерметаллида С07Ш6. В то же время неработавший участок содержит твердый раствор на основе никеля и оксидную пленку со структурой типа шпинели. При температуре 1000° С на изношенной поверхности наблюдается твердый раствор на основе никеля с объемоцентрированной кубической кристаллической решеткой, имеющий период а = 0,2962 нм и
/
относительно большое количество у — фазы. Неработавшая поверхность образца
имеет твердый раствор на основе никеля и пленку шпинели. Под воздействием высокой локальной температуры и давления в контакте на рабочей поверхности образуется гладкий защитный слой, выполняющий роль твердой смазки и предохраняющий металл от схватывания. Этот слой по своей морфологии подобен слою, образующемуся при высоких температурах в среде воздуха. Однако он не сплошной, а состоит из отдельных пятен различной конфигурации, меньших по площади, чем образующийся в окислительной среде [2]. Наличие такого слоя уменьшает объем пластической деформации материала поверхностного слоя, в результате чего длительность процесса «упрочнение - разупрочнение» и последующее разрушение локальных объемов материала поверхностного слоя увеличивается. Вследствие возникновения в материале дополнительных препятствий для движения дислокаций и потоков свободных электронов образование такого слоя способствует снижению коэффициента трения, сопровождающегося ограничением величины износа. Скорость образования и защитные свойства слоя будут определяться условиями нагруженности в контакте с учетом локальной температуры, нагрузки, кинематики перемещения контактирующих поверхностей, химического состава и физико-механических свойств взаимодействующих материалов. При определенных условиях защитный слой способен непрерывно разрушаться и вновь образовываться, причем разрушение этого слоя может происходить по механизмам окислительного, усталостного, абразивного износа, а также путем их чередования или сочетания.
Разработаны технологические пути повышения работоспособности деталей газотурбинных двигателей и установок, в основе которых лежит регулирование скрытой энергии деформирования Эс, являющейся интегральной характеристикой качества поверхностного слоя обработанной детали [3]. В результате теоретических и экспериментальных исследований установлено, что величину скрытой энергии деформирования Эс в общем случае можно определить по следующей формуле [2]:
Эс = 1Та ^—ш-))!- <°
где А - коэффициент пропорциональности, принимаемый 0,5.. .1 в зависимости от вида обработки, свойств материала, ориентации зерен и других факторов [4];
1 - параметр междислокационного взаимодействия, учитывающий вид распределения дислокаций в материале [5];
G - модуль сдвига обрабатываемого материала;
ИУ0 и НУ - микротвердость материала до и после деформирования соответственно.
Величина скрытой энергии деформирования Эс функционально связана с режимами обработки детали, например, режимами шлифования [2]:
Р •У
Э = <2)
В • Д пр
где Кэ - энергетический критерий, который для жаропрочных сплавов на никелевой основе составляет (9,3.10,6) • 10-4;
Р2 - тангенциальная составляющая силы резания;
Укр - скорость вращения шлифовального круга;
В - высота шлифовального круга;
ошт 1
опр - минимальная продольная подача при шлифовании.
Используя зависимости (1) и (2), была разработана методика назначения режимов шлифования, обеспечивающих получение бездефектных поверхностей деталей, работающих в экстремальных условиях. В результате практического применения таких режимов шлифования удалось повысить прочность деталей газотурбинных двигателей и установок более, чем на 30%.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Бутенко В.И. Электронно-дислокационная теория контактного взаимодействия поверхностей твердых тел. - Таганрог: Изд-во ТТИ ЮФУ, 2007. - 208 с.
2. Бутенко В.И. Структура и свойства материалов в экстремальных условиях эксплуатации. - Таганрог: Изд-во ТТИ ЮФУ, 207. - 262 с.
3. Старков В.К. Обработка резанием. Управление стабильностью и качеством в автоматизированном производстве. - М.: Машиностроение, 1989. - 296 с.
4. Чалмерс. Физическое металловедение / Пер. с англ. - М.: Металлургия, 1963. - 455 с.
5. Трефилов В.И., Мильман В.Ю., Фирсов С.А. Физические основы прочности тугоплавких металлов. - Киев: Наукова думка, 1975. - 315 с.
УДК 621.81
Д.С. Дуров, Т.А. Рыбинская МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА СТРОГАНИЯ ДЕТАЛИ
Прогнозирование процесса формирования стружки, распределения температуры, силы резания и остаточных напряжений крайне важны при определении технологического процесса изготовления деталей. Распределение сил трения в зоне контакта инструмента и детали позволяет спрогнозировать появление, трансформацию и ликвидацию нароста с передней поверхности инструмента, во многом определяющего качество обрабатываемой детали и стойкость режущего инструмента. Кроме того, оно влияет и на такой важный показатель процесса как величину сил резания Ру и Рг. В связи с этим была поставлена задача произвести моделирование процессов стружкообразования и упруго-пластического деформирования материала с удалением его части. В качестве модели эксперимента был выбран процесс получения детали механической обработкой - строганием. Расчет производился методом конечных элементов, а моделирование процесса осуществлялось при помощи двумерной задачи, т.к. изначально предполагалось, что заготовка находится в плоском напряженном состоянии. Особое внимание уделялось процессам стружкообразования, возникающим силам резания, остаточным напряжениям и повышению температуры в зоне резания.
В качестве обрабатываемого материала использовалась коррозионно-стойкая сталь 20X13, используемая в деталях повышенной пластичности, подвергающимся ударным нагрузкам и действию слабоагрессивных сред. Размеры заготовки состав-
