1496

19. Показатель прочности закрепления зерен (К) должен быть для зернистости 40 и связки С из 51С (64С) 18 мм/г.

2.4. Повышение эффективности работы полировальных кругов при полировании титановых лопаток

В ОАО «Пермский моторный завод» проведен комплекс научноисследовательских и экспериментальных работ по повышению производительности и качества полирования лопаток из титановых сплавов BT3-1 и ВТ8-М, который включал в себя: подбор абразивного материала для полировальных кругов; выяснение причин появления дефектов в виде «белых пятен» на полированном профиле пера лопаток; повышение стойкости накатных полировальных кругов активацией абразивного зерна, замена абразивных инструментов и методов полирования.

Наиболее трудоемкими и сложными при обработке лопаток компрессора являются операции подгонки и полирования профиля пера лопатки. Эффективность ручной обработки зависит главным образом от характеристики и качества применяемых полировальных кругов.

2.4.1. Подбор новых эффективных абразивных материалов для полировальных кругов

Согласно рекомендациям ВНИИАШ и отраслевого НИИД для ручного шлифования и полирования лопаток из титановых сплавов применяются круги в основном из карбида кремния зеленого (63С) (ГОСТ 26327–84) .

Применение кругов из карбида кремния зеленого на бакелитовой связке обусловливается следующими условиями шлифования:

1. Титановые сплавы обладают более высокой адгезионной активностью, чем железоуглеродистые. Наиболее активно титановые сплавы реагируют с электрокорундом и значительно меньше с карбидом кремния.

241

2. Теплопроводность титановых сплавов примерно в 5 раз меньше теплопроводности железоуглеродистых сплавов. Из-за низкой теплопроводности титановых сплавов повышается температура резания, тем самым увеличивается адгезионная активность сплава, а для ее компенсации применяется карбид кремния зеленого.

Для шлифования титановых сплавов рекомендуется круги на бакелитовой связке. Меньшее содержание бакелитовой связки в круге в сравнении с содержанием керамической связки, а также ее низкая теплостойкость (не выше 400 °С) способствуют лучшему самозатачиванию кругов и формированию более качественной шлифуемой поверхности. Стойкость кругов на бакелитовой связке до появления прижогов в 3–4 раза превышает стойкость кругов на керамической связке. Уровень остаточных напряжений при шлифовании титановых сплавов кругами из карбида кремния на бакелитовой связке в 1,3– 1,5 раза ниже, чем при шлифовании кругами на керамической связке.

В связи с недостаточной номенклатурой и низким качеством кругов, выпускаемых Московским заводом шлифовальных изделий и Запорожским абразивным комбинатом, в ОАО «Пермский моторный завод» уже более 50 лет организовано собственное производство шлифовальных кругов 15 типоразмеров из карбида кремния зеленого зернистостью 25 и 40 для подгонки профиля пера лопаток и полировальных накатных кругов зернистостью 12 и 5 для окончательного полирования. Эти круги (более 250 тыс. шт. в год) отвечают всем требованиям производства лопаток, намного превосходят по эксплуатационным показателям круги производства заводов Минстанкопрома. Однако в последнее время поставки зерна 63С для изготовления кругов резко сократились из-за новых экономических условий партнерства России и Украины, недостаточной мощности Запорожского абразивного комбината, необеспеченности его сырьем, тяжелой экологической обстановки в Запорожье, оттока рабочих с производства зерна 63С из-за тяжелых условий труда.

Чтобы не остановить производство лопаток на ОАО «ПМЗ», необходимо было найти абразивные материалы для замены 63С. Применение зерен из белого и хромотитанистого электрокорунда непри-

242

емлемо из-за адгезионной активности их по отношению к титановым сплавам. Поэтому единственным путем выхода из кризисного состояния может быть замена 63С карбидом кремния черного (54C) или регенерированным карбидом кремния зеленого (62CP, ОСТ 2МТ79-3–80), который является продуктом переработки отходов шлифовальных кругов и содержит, наряду с зернами зеленого карбида кремния, зерна карбида кремния, электрокорунда, связки и примеси (графит антрацита, кварц и т.д.). Обычно 62СP применяется для абразивной обработки свободным зерном.

По химическому составу и физическим свойствам зеленый и черный карбиды кремния отличаются незначительно, однако зеленый карбид кремния (63С) содержит меньше примесей, имеет более высокие хрупкость и абразивную способность.

При замене зеленого карбида кремния (63С) черным (54С) в процессе полирования лопаток из титановых сплавов можно ожидать увеличение температуры и силы резания в зоне шлифования изза изменения характера износа абразивных зерен. При износе кругов из 63С наблюдается хрупкое разрушение и самозатачивание, а при износе кругов из 54С образование площадок износа на зернах и частичное засаливание круга.

С целью полной или частичной замены дефицитного зерна 63С на ОАО «ПМЗ» изготовлены бакелитовые шлифовальные круги ПП 200×32×32 из зерна 54С (100 %), смесевые круги с 40%-ной заменой 63С на 54С, с 50%-ной и 25%-ной заменой 63С на 62СР, комбинированные сборные круги со ступицей 120 мм из кварцевого песка и периферией из 63С, а также высокопористые круги с различными порообразователями на бакелитовой связке.

Для изготовления ступиц сборных кругов выбран самый дешевый абразивный материал – кварцевый песок. Зерновой состав квар-

цевого песка: 500 мкм – 1,4 %, 500/400 – 7,0 %, 400/315 – 12,1 %, 315/250 – 41,2 %, 250/200 – 28,3 %, 200/160 – 9,9 %, 160 мм – 0,1 %.

Абразивная масса для изготовления ступиц готовилась по следующей рецептуре, мас.ч.: кварцевый песок – 100, 20%-ный водный

243

раствор триэтаноламина (ТЭА) – 0,5, жидкий бакелит ВМ-3 – 2,5, связующее СФП-011А – 8,0, криолит – 3,0. Для проверки механической прочности из данной массы по серийной технологии было изготовлено 2 круга ПП200×32×32. При испытании на разрывной машине СИП-800 эти круги выдержали скорость 100 м/с.

Абразивная масса из карбида кремния зеленого для периферийной части кругов готовилась в лопастной мешалке МЛ-50. Эта масса загружалась в бункер. В пресс-формы высотой 49–50 мм устанавливались разделительные кольца диаметром 120 мм и высотой 45 мм. Масса из кварцевого песка засыпалась в центральную часть вручную, а рабочая масса из карбида кремния – с помощью кассеты. Прессование кругов осуществлялось на прессе ПД-476 усилием 1,6 МН (160 тс). Комбинированные круги при испытании на разрывной машине СИП-800 выдержали рабочую скорость 40 м/с.

Фактический зерновой состав абразивных материалов определялся после ситового анализа. Карбиды кремния зеленого (63С25П) и черного (54С25П) имеют высокое содержание основной фракции (более 70 %), а регенерированное зерно (62СР25Д) очень низкое

(40 %).

В качестве увлажнителя применялся жидкий бакелит марки БЖ-3 вязкостью 3,0–3,5 с, а в качестве связующего – фенольное порошкообразное марки СФП-011А со сроком хранения 2 месяца.

Для уменьшения пылевыделения и комкования абразивной массы использовались минеральное индустриальное масло или 20%-ный водный раствор триэтаноламина. Минеральное масло вводилось в конце приготовления массы, триэтаноламин – перед введением жидкого бакелита. Смачивание абразивного зерна триэтаноламином способствует более равномерному его увлажнению жидким бакелитом.

Лабораторные испытания велись на плоскошлифовальном станке модели РПО-200. Образцы из титанового сплава BT3-1 размером 10×60×25 мм термообрабатывались по следующей технологии: температура 900 °C – прогрев 30 мин и выдержка 60 мин, температура на 640 °C – выдержка 2 ч. Образцы шлифовались на следующих ре-

244

жимах: скорость круга 30 м/с, скорость стола 0,1 м/с, глубина шлифования 0,005–0,010–0,020 мм/ход, съем металла с образца 0,5 мм. Шлифовальные круги правились алмазным карандашом.

В ходе лабораторных испытаний определялась мощность шлифования, нормальная сила Ру, фактический съем металла, износ круга. Рассчитывались:

•коэффициент шлифования Кшл – отношение объема снятого металла к объемному износу круга;

•режущая способность, отнесенная к 1 мм ширины образца – отношение объема снятого металла Qм к времени t обработки: Wp =

=Qм/t [мм];

•суммарная сила шлифования Р – геометрическая сумма нор-

мальной Ру и тангенциальной Pz силы P = Pz + Py;

•коэффициент абразивного резания – отношение тангенциальной силы к нормальной: Ka.p= Pz/Ру;

•удельная работа шлифования – отношение мощности шлифования N шл к режущей способности: Qм A = N шл/Wp;

•коэффициент режущей способности Кp.с – отношение режущей

способноcти Wp к нормальной силе Ру: Кp.с = Wp/Ру = Qм/tРу [мм]. Анализ полученных данных показал, что мощность и нормаль-

ная сила при шлифовании серийными кругами 63C25СМ17Б и смесевыми кругами (63С+54C)25СМ18Б находятся на одном уровне. Наименьшую мощность Nшл и наименьшую нормальную силу Ру при шлифовании обеспечивают круги (63С+54C)25М211Б/СФ200-10.

Так как процесс шлифования осуществляется вручную, то были исследованы зависимости показателей этого процесса от силы прижима Р1 и Р2 (рис. 113). Установлено, что режущая способность, удельная работа шлифования, коэффициент шлифования и шероховатость обработанной поверхности при использовании кругов 63С25СМ17Б и (63С+54С)25СМ18Б находятся на одном уровне. Круги открытой структуры характеристики (63С+54С)25М211Б/ СФ200-10 имеют наибольшую режущую способность и наименьшую удельную работу шлифования из всех исследованных кругов.

245

1

P1

P2

Рис. 113. Схема установки приспособления при испытании полировальных кругов: 1 – полировальный круг; 2 – испытываемый образец; 3 – ось вращения рычага; 4 – рычаг; P1 – груз; P2 – усилие прижима; L1 и L2 – плечи

Режущая способность, равная режущей способности серийного круга 63С25СМ17Б, (63С-54С)25М211Б/СФ200-10 обеспечивается при 1,20–1,35 раза меньших усилиях. Удельная работа шлифования при этом у первого круга в 1,4–1,6 раза меньше, а коэффициент шлифования у обоих кругов находится на одном уровне.

Круги открытой структуры (63С+54С)25М211Б/СФ200-10 даже по сравнению с мягкими кругами (63С+54С)25М39Б при равной режущей способности имеют 1,10–1,15 раза меньшую удельную работу шлифования и в 1,2–2,0 раза большой коэффициент шлифования.

Круги 63С25СМ17Б, (63С+54С)25М39Б, (63С+54С)25СМ18Б

обеспечивают одинаковые удельную работу и коэффициент режущей способности, а круги 54С25М39Б (в сравнении с указанными кругами) – более высокую удельную работу (в 1,2–1,4 раза) и меньший коэффициент режущей способности (в 1,5–2,0 раза), круги (63С+54С)25М211Б/СФ200-10 по сравнению с серийными кругами

246

63С25СМ17Б обеспечивают меньшую (в 1,3–1,4 раза) удельную работу и имеют примерно одинаковый коэффициент режущей способности.

Круги из регенерированного зерна (63С+62СР)25СМ17Б обеспечивают несколько меньшие силы и мощность шлифования, чем серийные круги 63С25СМ17Б, что объясняется присутствием мелкозернистых фракций в регенерированном зерне (чем мельче зерно, тем меньше силы и мощность шлифования).

Изучалась динамика изменения мощности шлифования при обработке с глубиной 0,005 мм/ход. При шлифовании серийными кругами 63С25СМ17Б и кругами (63С+54С)25СМ18Б мощность на попутном ходу остается на одном уровне, а на встречном ходу она монотонно возрастает.

При шлифовании мягкими кругами (63С+65С)25М39Б

и54С25М39Б мощность шлифования стабильна как на попутном, так

ина встречном ходу.

При шлифовании кругами из регенерированного зерна

(63N+62P)25СМ17Б и (63С+62СР)25СМ18Б и (63С+54С) 25М211Б/

СФ200-10 мощность возрастает как на встречном, так и на попутном ходу.

Таким образом, при шлифовании титанового сплава на легких режимах мягкие круги (63С+54С)25М39Б и 54С25М39Б не затупляются, серийные круги 63С25СМ17Б и смесевые (63С+54С)25СМ18Б затупляются незначительно, круги из регенерированного зерна (63С+62СР)25СМ17Б и (63С+62СР)25СМ18Б затупляются интенсивно. Круги с суперфосфатом (63С+54С)25М211Б/СФ200-10 и (63С+54С)25М211Б-М3/СФ200-10 также затупляются на легких режимах.

Осевые остаточные напряжения изучались на образцах из титанового сплава BT3-1 размером 85×10×3 мм, термообработанных по следующей технологии (изотермический отжиг): выдержка при 90 °С 1 ч, при 640 °С 2 ч, охлаждение на воздухе. После термообработки образцы фрезеровались твердосплавной фрезой на следующих режимах: число оборотов 400 об/мин, подача 63 мм/мин, глубина 0,25 мм.

247

Затем осуществлялось шлифование различными кругами вдоль образцов на режимах: скорость круга 30 м/с, скорость стола 0,1 м/с, глубина шлифования 0,01 мм/ход, съем металла с образца 0,2 мм.

После шлифования серийными кругами 63С25СМ17Б в поверхностных слоях образуются растягивающие напряжения. На глубине 10 мкм напряжения достигают максимума 32–36 кгс/мм2. Общая глубина залегания растягивающих напряжений 80–120 мкм. Так как шлифование (подгонка) исследуемыми кругами не является при обработке лопаток финишной операцией (после подгонки шлифовальными кругами осуществляется полирование фетровыми кругами с накаткой зерном, а затем пастой), то основное влияние на качество окончательно обработанных лопаток оказывает глубина залегания растягивающих напряжений, а не максимальные их значения в поверхностном слое. Кроме того, так как величина шероховатости на образцах по параметру Rа составляет 4–13 мкм, то максимальные растягивающие напряжения отмечаются в пределах гребешков микронеровностей.

После шлифования смесевыми кругами (63С+54C)25CМ18Б

26–37 кгс/мм2. В целом остаточные напряжения после шлифования кругами (63C+54С)25СМ18Б и 63C25CМ17Б одинаковы.

После шлифования кругами (63С+54С)25СМ17Б глубина залегания растягивающих напряжений составляет 100–180 мкм, величина растягивающих напряжений равна 20–74 кгс/мм2. В целом характер остаточных напряжений после шлифования кругами (63С+54С)25СМ17Б значительно хуже, чем после шлифования серийными кругами: средняя глубина залегания растягивающих напряжений больше в 1,8 раза, а их величина больше в 1,2–2,0 раза.

После шлифования кругами (63С+54С)25М39Б и 54С25М39Б остаточные напряжения растяжения имеют значительно меньшие величины, чем после шлифования кругами 63С25СМ17Б, что обусловлено большей самозатачиваемостью мягких кругов.

248

Вместе с тем характер остаточных напряжений после шлифования этими кругами различен. После шлифования кругами (63С+54С)25М39Б на поверхности (глубина 2 мкм) образуются сжимающие напряжения величиной 2–4 кгс/мм2, переходящие на глубинe 10 мкм в растягивающие величиной от 1 до 23 кгс/мм2. После шлифования кругами 54С25М39Б формируются растягивающие напряжения величиной 5–9 кгс/мм2 на глубине 10 мкм. Таким образом, характер растягивающих напряжений при использовании кругов (63С+54С)25М39Б более благоприятный, чем при использовании кругов 54С25М39Б.

После шлифования кругами (63С+54С)25М311Б/СФ200-10 в поверхностном слое на глубине 100–140 мкм образуются растягивающие напряжения. На глубине 10 мкм величина растягивающих напряжений составляет 15–36 кгс/мм2. Характер остаточных напряжений в данном случае неблагоприятный, так как растягивающие напряжения величиной 10–20 кгс/мм2 формируются на очень большой глубине, что указывает на глубокий прогрев образца вследствие малого самозатачивания кругов.

После шлифования кругами (63С+54С)25М211Б/СФ200-10 в поверхностном слое образуются растягивающие напряжения, залегающие на глубине 20–70 мкм. На глубине 10 мкм растягивающие напряжения равны 14–20 кгс/мм2. В данном случае характер остаточных напряжений наиболее благоприятен.

Микротвердость поверхностного слоя определялась на тех же образцах, что и остаточные напряжения. Поверхностный слой глубиной до 50 мкм имеет повышенную твердость (до 13,1 %), что является следствием его газонасыщения при высоких температурах шлифования.

После шлифования серийным кругом 63С25СМ17Б имеет место наклеп 8,5–13,1 % с глубиной 5–20 мм, смесевыми кругами

(63С+54С)25СМ18Б – наклеп 4,1–4,25 % с глубиной 2–10 мкм, кру-

гами (63С+54С)25М39Б – наклеп 0–8,5 % с глубиной 0–30 мкм, кругами 54С25М39Б – наклеп 8,5–13,1 % с глубиной 10–15 мкм.

Таким образом, смесевые круги (63С+54С)25СМ18Б обеспечивают качество поверхностного слоя на уровне серийных кругов. При

249

шлифовании кругами из черного карбида кремния 54С качество поверхностного слоя хуже, чем при шлифовании смесевыми кругами

63С+54С.

Круги с суперфосфатом (63С+54С)25М2-М311Б/СФ200-10 создают наклеп 8,5–8,6 % с глубиной 5–20 мкм. При шлифовании кругами (63С+54С)25М211Б- /СФ200-10 наклеп отсутствует.

в механических цехах при ручной подгонке и полировании лопаток из титанового сплава BT3-1. Определялись коэффициент шлифования Кшл, наличие прижогов, характер и интенсивность износа круга, основные параметры качества поверхностного слоя и усталостная прочность окончательно обработанных лопаток. Испытания кругов показали (табл. 31), что частичная замена зерна 63С зерном 62СР недопустима из-за появления прижогов и снижения усталостной прочности пера лопаток. Наиболее рациональным вариантом является частичная (40%-ная) замена его зерном 54С. В этом случае эксплуатационные показатели кругов, качество и усталостная прочность лопаток не хуже, чем после обработки кругами из зерна 63С.

Таблица 31 Результаты производственных испытаний кругов