c--star-as d-Вестник конф06(2)-journal.zntu.edu.ua/vd/files/vd42006/vd(4)_2006.pdf ·...

ВЕСТНИК №4ДВИГАТЕЛЕСТРОЕНИЯ 2006

НАУЧНО–ТЕХНИЧЕСКИЙ ЖУРНАЛ

Свидетельство о регистрации КВ № 6157 от 20 мая 2002 г.выдано Министерством информации Украины

ЗапорожьеОАО "Мотор Сич"

2006

Запорожский национальный технический университет, ОАО «Мотор Сич»,Национальный аэрокосмический университет им. Жуковского «ХАИ»

,ƒä=е2“ “ 2002 ã.

ISSN 1727-0219

Уважаемые авторы публикаций!Журнал отражает достижения в области науки и техники предприятий и организаций Украины и зару-

бежных стран в области двигателестроения, публикует разработки ведущих специалистов и ученых, направлен-ные на совершенствование производства и повышение качества продукции, а также статьи потенциальныхсоискателей ученых степеней и званий.

Статьи и сообщения будут формироваться по следующим рубрикам:

• Общие вопросы двигателестроения • Технология производства и ремонта• Конструкция и прочность • Стандартизация и метрология• Сборка и испытания • Конструкционные материалы• Эксплуатация, надежность, ресурс • Экология

Шановні автори публікацій!Журнал відображає досягнення науки і техніки підприємств та організацій України і зарубіжних країн в галузі

двигунобудування, публікує розробки провідних спеціалістів та вчених, спрямовані на вдосконалення і підви-щення якості продукції, а також статті потенціальних здобувачів степеней і звань.

Статті та повідомлення будуть формуватися за наступними рубриками:

• Загальні питання двигунобудування • Технологія виробництва і ремонту• Конструкція і міцність • Стандартизація і метрологія• Складання і випробування • Конструкційні матеріали• Експлуатація, надійність та ресурс • Екологія

To the attention of authors!The journal presents the achievements in the field of science and technique of Ukrainian enterprises, scientific

institutions and foreign countries working at aircraft engineering. The journal publishes developments of leadingspecialists, scientists and the articles of potential applicants for scientific degrees aimed at perfection of the productionand improvement of the quality.

The journal covers the subjects of:

• Aircraft engineering • Technology of production and maintenance• Structures and strength • Standartization and metrology• Assembling and trials • Structural materials• Operation, reliability, service life • Ecology

Материалы номера рекомендованы к публикации Ученым Советом Запорожского национального техни-ческого университета (протокол №2 от 30.10.2006 г.).

Главный редактор д-р техн. наук, профессор Ф.М. Муравченко

Заместители главного редактора: д-р техн. наук, профессор А.Я. Качанд-р техн. наук, профессор А.И. Долматов

д-р техн. наук В.А. Богуслаевд-р техн. наук С.Б. Беликовд-р техн. наук В.С. Кривцовд-р техн. наук Ю.Н. Внуковд-р техн. наук А.Д. Ковальд-р техн. наук Э.И.Цивиркод-р техн. наук Л.И. Ивщенкоканд. техн. наук П.Д. Жеманюкд-р техн. наук Г.А. Кривовд-р техн. наук В.А. Титовд-р техн. наук Ю.А. Ножницкийд-р техн. наук Б.С. Карпинос

д-р техн. наук Б.А. Грязновд-р техн. наук А.Я. Мовшовичд-р техн. наук В.Е. Ольшанецкийд-р техн. наук Г.А. Горбенкод-р техн. наук С.В. Епифановд-р техн. наук Н.С. Куликд-р техн. наук С.А. Дмитриевд-р техн. наук Н.Ф. Дмитриченкод-р техн. наук Ю.В. Петраковканд. техн. наук В.В. Ткаченкоканд. техн. наук В.Ф. Мозговойканд. техн. наук А.В. Богуслаевканд. техн. наук А.В. Шереметьев

Редакторско-издательский совет: В.А. Богуслаев, С.Б. Беликов, В.С. Кривцов, Ю.А. Рыбина, Т.А. Сокол, Л.Ф. Богданова, В.Н. Агарков , Т.Е. Деркаченко

© ЗНТУ© НАУ им. Жуковского "ХАИ"© ОАО "Мотор Сич"

Члены редакционной коллегии:

Члены редакционной коллегии

Муравченко Ф.М.Гл. редактор, д-р техн. наук,

чл.-кор. АН Украины

Качан А.Я.Зам. гл. редакто-

ра,д-р техн. наук

Долматов А.И.Зам. гл. редактора,д-р техн. наук

Кривцов В.С.д-р техн. наук

Беликов С.Б.д-р техн. наук

Б о г у с л а е вВ . А .д-р техн. наук

Жеманюк П.Д.канд. техн. наук

Внуков Ю.Н.д-р техн. наук

Ножницкий Ю.А.д-р техн. наук

Епифанов С.В.д-р техн. наук

Кулик Н.С.д-р техн. наук

Дмитриев С.А.д-р техн. наук

Горбенко Г.А.д-р техн. наук

Кривов Г.А.д-р техн. наук

Дм итри ч ен к оН.Ф. д-р техн. наук

МовшовичА.Я.

д-р техн. наук

Титов В.А.д-р техн. наук

Грязнов Б.А.д-р техн.

наук

Ивщенко Л.И.д-р техн. наук

Цивирко Э.И.д-р техн. наук

Коваль А.Д.д-р техн. наук

Карпинос Б.С.д-р техн. наук

Шереметьев А.В.канд. техн. наук

Богуслаев А.В.канд. техн. наук

Ткаченко В.В.канд. техн. наук

Петраков Ю.В.д-р техн. наук

Мозговой В.Ф.канд. техн. наук

Ольшанецкий В.Е.д-р техн. наук

# 4 #

Для сведения авторов

Условия публикации:Научно-технические и производственные статьи, планируемые к опубликованию в нашем издании, утверждаются на

редакционной коллегии. При положительных заключениях материалы помещаются в «портфель» редакции в очередь наопубликование. Процедура рецензирования-утверждения занимает срок от 1 до 3 месяцев. Статьи, прошедшие даннуюпроцедуру и размещенные в журнале в порядке очереди, публикуются бесплатно.

Требования к оформлению материалов для журнала«Вестник двигателестроения»

• К рассмотрению принимаются научные статьи, содержащие такие необходимые элементы: постановка про-блемы в общем виде и ее связь с важнейшими научными или практическими задачами; анализ последних исследо-ваний и публикаций, в которых имеются предпосылки решения данной проблемы и на которые опирается автор,выделение не решенных ранее частей общей проблемы, которым посвящается данная статья; формулированиецелей статьи (постановка задания); изложение основного материала исследования с полным обоснованием резуль-татов; выводы из данного исследования и перспективы дальнейших разработок в данном направлении.

• Рукопись статьи присылается в редакцию в двух экземплярах вместе с аннотацией (на трех языках: украинском,русском и английском), актом экспертизы и справкой об авторах. Объем текстовой части статьи 3–6 листов. Рабочиеязыки: украинский, русский, английский. Последовательность размещения материала статьи: индекс УДК, названиестатьи, инициалы и фамилия авторов, полное название учреждения, в котором работают авторы, текст статьи (сподписями авторов на последней странице), перечень литературы, таблицы, рисунки.

• В статье нужно четко и последовательно изложить то новое и оригинальное, что получено авторами в результатеисследований. Не следует приводить известные факты, повторять содержание таблиц и иллюстраций в тексте. Терминыи обозначения технических параметров следует употреблять в соответствии с нормами Госстандарта, а единицыизмерения – в международной системе единиц (СИ). В статье должны быть выделены следующие разделы: вступление,методика (исследований), результаты, обсуждение, выводы.

• Набор текста статьи следует выполнять с помощью текстового редактора Microcoft Word 97 или 2000 (в соответ-ствии с ДСТУ 3008–95). Формат листа – А4, ориентация – книжная, поля – 20 мм со всех сторон. Шрифт: гарнитура TimesNew Roman, размер 12 пт; интервал – 1,5; выравнивание по ширине. Текст с ручным переносом не принимается!

• Для набора формул надо использовать редактор Microsoft Equation версии 2 или 3. Размер букв: обычный – 12пт, крупный индекс – 10 пт, мелкий индекс – 8 пт, крупный символ – 16 пт, мелкий символ – 12 пт.

• Иллюстрации (чертежи) могут быть подготовлены с помощью любых графических редакторов и переданы в видеграфического файла изображения. Для графиков и чертежей (двубитных файлов) плотность изображения должна состав-лять 300 dpi (формат TIFF), для фотографий – 200–240 dpi (формат JPG, ЕРS, ВМР). Не допускается вставка рисунков вфайл статьи непосредственно из прикладных программ (AutoCAD, Excel и т.п.), минуя графический формат. Для четкоговоспроизведения изображения при печати толщина линий не должна быть меньше, чем 0,1 мм. Наличие подрисуночнойнадписи обязательно. При наличии дополнительных обозначений, или нескольких изображений, их объясняют в подрису-ночной надписи.

• Таблицы должны содержать только необходимую информацию, быть лаконичными и максимально понятными,иметь номер в верхнем углу справа. Возле обозначений параметра надо указать его размерность. Размер шрифтатаблицы должен составлять 10 пт. Ширина таблицы не должна превышать 80 мм (размер колонки). В отдельных случаяхразрешается делать таблицы шириной 170 мм.

• Перечень литературы в конце рукописи на языке оригинала приводится в соответствии с последовательнойссылкой на работы в тексте и требованиями действующих норм. Ссылка на литературу в тексте нумеруется арабскимицифрами в прямых скобках.

• В справке об авторах нужно привести фамилии, имена и отчества всех авторов, их служебные и домашниеадреса, должности, ученые степени, номера телефонов, электронные адреса. Авторами считаются лица, которые прини-мали участие в выполнении работы в целом или ее главных разделов.

РассылкаОсновная часть тиража будет разослана авторам, предприятиям и высшим учебным заведениям Украины и СНГ.

Журнал распространяется бесплатно. Периодичность выхода журнала — 6 месяцев.

Статьи направляются в редакцию по адресу:69063, Украина, г. Запорожье, ул. Жуковского, 64Запорожский национальный технический университет,зам. главного редактора Качану Алексею ЯковлевичуЭлектронный вариант статьи можно передать по адресу:[email protected]. (максимальный объем письма 2 Мбайта).

ISSN 1727-0219 Вестник двигателестроения 1 4/2006 # 5 #

qndepf`mhe

nayhe bnopnq{ dbhc`ŠekeqŠpnemh“

Афонин В.О., Ивщенко Л.И.МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ИЗНАШИВАНИЯ СИСТЕМ С ТРЕХМЕРНЫМ ДИНАМИЧЕСКИМ НАГРУЖЕНИЕМ8

Грибков Э.П. , Шевченко А.В.ИЗГОТОВЛЕНИЕ ПОРОШКОВОЙ ПЛЮЩЕНКИ ДЛЯ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОЙ НАПЛАВКИ ............................ 13

Верещаго Е.Н., Фельдшер И.Ф., Костюченко В.И.НОВЫЙ ИСТОЧНИК ПИТАНИЯ ДЛЯ ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ .................................................... 16

Похмурська Г.В., Студент М.М., Сірак Я.Я., Задорожна Х.Р., Шарапова О.Б.КОМПОЗИЦІЙНІ ЕЛЕКТРОДУГОВІ ПОКРИТТЯ ІЗ ЕЛЕКТРОДНИХ ПОРОШКОВИХ ДРОТІВ В АЛЮМІНІЄВІЙОБОЛОНЦІ ДЛЯ МАГНІЄВИХ СПЛАВІВ ................................................................................................................. 20

Похмурський В.IІ., Студент М.М., Довгуник В.М., Маркович С.ІI., Мажейко О.Й.ТРИБОЛОГІЧНІ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВІДНОВНИХ КОМПОЗИЦІЙНИХ ЕЛЕКТРОДУГОВИХ ПОКРИТТІВ ........... 24

КОНСТРУКЦИЯ И ПРОЧНОСТЬ

Мастиновский Ю.В., Данильченко Д.В.УДАР ПО ОДНОСВЯЗНОЙ ОБОЛОЧЕЧНОЙ КОНСТРУКЦИИ ............................................................................. 28

Онуфриенко В.М.ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ МЕХАНИКИ ФРАКТАЛЬНОЙ СРЕДЫ В МОДЕЛИРОВАНИИ ДЕФОРМАЦИИПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ................................................................................................................................... 32

ЭКСПЛУАТАЦИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, РЕСУРС

Замковой В.Е., Малышева В.Г., Корогод О.А.ЗАЩИТНЫЕ ПОКРЫТИЯ ДЛЯ РАБОЧИХ ЛОПАТОК ТУРБИНЫ ГТД .................................................................... 37

Шалапко Ю.IІ.ЕВОЛЮЦІЙНА МОДЕЛЬ ФРИКЦІЙНОЇ ВЗАЄМОДІЇ ПОВЕРХНЕВИХ ШАРІВПРИ ФРЕТИНГУ ...................................................................................................................................................... 44

Ивченко Д.В., Штанько П.К., Коваленко А.И.ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОВРЕЖДАЕМОСТИ ЧАСТИЦ ПЫЛИ ПРИ УДАРЕ ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯГАЗОАБРАЗИВНОЙ ЭРОЗИИ ДЕТАЛЕЙ ГАЗОВОЗДУШНОГО ТРАКТА ВЕРТОЛЁТНЫХ ГАЗОТУРБИННЫХДВИГАТЕЛЕЙ ........................................................................................................................................................... 50

Торба Ю.И.ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА И МЕТОД ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ФАКЕЛЬНЫХВОСПЛАМЕНИТЕЛЕЙ В ШИРОКИХ ДИАПАЗОНАХ ИМИТИРУЕМЫХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК56

ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА И РЕМОНТА

Бабенко О.Н., Кореневский Е.Я., Павленко Д.В.ВЛИЯНИЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ НАРАБОТКИ НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ И ДЕМПФИРУЮЩИЕ СВОЙСТВАЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ВРД И ВОССТАНОВЛЕНИЕ ИХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ МЕТОДАМИ ..................... 61

Петров С.А., Карась Г.В., Мозговой С.В., Качан А.Я.ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРАЕКТОРИИ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ПЯТИКООРДИНАТНОЙ

# 6 #

ВЫСОКОСКОРОСТНОЙ ОБРАБОТКИ НЕСУЩИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ЛОПАТОК И МОНОКОЛЁС АВИАЦИОННЫХГТД НА СТАНКАХ С ЧПУ ......................................................................................................................................... 67

Богуслаев А.В., Мурашко В.В.ГАЗОЦИРКУЛЯЦИОННОЕ ПОКРЫТИЕ ЛОПАТОК ТУРБИНЫ ГАЗОТУРБИННЫХДВИГАТЕЛЕЙ ........................................................................................................................................................... 73

Демура А.Л.ВИКОРИСТАННЯ ЕЛЕКТРОМАГНІТНОГО ПОЛЯ НАДВИСОКОЇ ЧАСТОТИ В ТЕХНОЛОГІЧНОМУ ПРОЦЕСІВИГОТОВЛЕННЯ ВИРОБІВ З ПОЛІМЕРНИХ КОМПОЗИЦІЙНИХ МАТЕРІАЛІВ .................................................... 76

Кресанов Ю.С., Богуслаев А.В., Качан А.Я.АНАЛИТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ КАТАЮЩЕГО РАДИУСА ПРИ ПРОКАТКЕВ КАЛИБРАХ С ЗАУСЕНЦЕМ ................................................................................................................................... 80

Кондратюк Э.В., Зиличихис С.Д., Шапар Б.И., Кришталь Н.П.ПРИМЕНЕНИЕ ЛАЗЕРНОГО МАРКИРОВАНИЯ В ПРОИЗВОДСТВЕ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ .............. 83

Богуслаев В.А., Лукьяненко О.Л., Пухальская Г.В., Жеманюк П.Д.ВЛИЯНИЕ КОМПЛЕКСНОЙ ОБРАБОТКИ НА СОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ИЗСПЛАВА ВТ8М .......................................................................................................................................................... 86

Титов А.В., Мозговой С.В., Качан А.Я.МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА АЛМАЗНОГО ВЫГЛАЖИВАНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СИСТЕМЫ ANSYS . 90

Поклад В.А., Шаронова Н.И., Гейкин В.А.ВОССТАНОВЛЕНИЕ ОТВЕТСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ГТД МЕТОДОМ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОЙ НАПЛАВКИ97

Леонтьев В.А., Зиличихис С.Д., Кондратюк Э.В., Замковой В.Е.ВОССТАНОВЛЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ГТД С ПРИМЕНЕНИЕМ НОВЫХ ТЕХНОЛОГИЙИ МАТЕРИАЛОВ ....................................................................................................................................................... 99

Петрик И.А., Овчинников А.В., Басов Ю.Ф., Шевченко В.Г., Рягин С.Л., Селиверстов А.Г.ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ЛОПАТОК ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВВЕНТИЛЯТОРА АВИАДВИГАТЕЛЯ ........................................................................................................................ 104

Гожій C.П.ЗНАХОДЖЕННЯ РОБОТИ КОНТАКТНИХ СИЛ ТЕРТЯ ПРИ ШТАМПУВАННІОБКОЧУВАННЯМ .................................................................................................................................................. 108

СТАНДАРТИЗАЦИЯ И МЕТРОЛОГИЯ

Demkovych I.V., Petrovska H.A., Bobitski Y.V.MEASUREMENT PHOTOTHERMAL METHOD OF COVERING THICKNESS .........................................................112

Погосов В.В.,Васютин Е.В., Коротун А.В., Бабич А.В.ДЕФОРМАЦИОННАЯ ЗАВИСИМОСТЬ РАБОТЫ ВЫХОДА ЭЛЕКТРОНОВ И КОНТАКТНОЙ РАЗНОСТИПОТЕНЦИАЛОВ В МЕТАЛЛАХ ...............................................................................................................................114

Дубровин В.И., Павленко Д.В., Миронова Н.А., Макарчук И.И.ЭКСПЕРТНАЯ ОЦЕНКА СОСТОЯНИЯ ЛОПАТОК ТУРБИНЫ ГТД МЕТОДАМИ АНАЛИЗА ИЕРАРХИЙ ИНЕЧЕТКИХ МНОЖЕСТВ .........................................................................................................................................118

Наумик В.В., Бялик Г.А.УПРОЩЕННЫЙ МЕТОД КОНТРОЛЯ ЗАГРЯЗНЕННОСТИ ЖИДКОМЕТАЛЛИЧЕСКОГО КРИСТАЛЛИЗАТОРА 123

КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Волков И.В., Дегтярева Ю.Ю., Лубенская Л.М., Николаенко А.П.ВЛИЯНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК МАТЕРИАЛА ИЗДЕЛИЯ НА ЕГО ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ126


Бялик Г.А., Гонтаренко В.И., Бажмина Э.А.ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ПРОЧНОСТНЫХ СВОЙСТВ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ПОВЫШЕННЫХТЕМПЕРАТУРАХ ..................................................................................................................................................... 131

Акимов И.В., Савченко В.А., Яковлев А.Ю.ЭРОЗИОННАЯ СТОЙКОСТЬ ГРАФИТИЗИРОВАННОЙ СТАЛИ В АГРЕССИВНОЙ СРЕДЕ ПРИ ПОВЫШЕННЫХТЕМПЕРАТУРАХ ..................................................................................................................................................... 133

Широков В.В., Рацька Н.Б.ПІДВИЩЕННЯ ЗНОСОСТІЙКОСТІ СПЛАВУ ВН-10 ОКСИДУВАННЯМ НА ПОВІТРІ ......................................... 136

Милейко С.Т., Глушко В.И.ПРОЧНОСТЬ ЖАРОПРОЧНЫХ КОМПОЗИТНЫХ ОКСИДНЫХ ВОЛОКОН ........................................................ 139

é·˘ËÂ ‚ÓÔðÓÒ˚ ‰‚Ë„‡ÚÂÎÂÒÚðÓÂÌËfl

# 8 #

УДК 621.891

В. О. Афонин, Л. И. Ивщенко

МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ИЗНАШИВАНИЯ СИСТЕМС ТРЕХМЕРНЫМ ДИНАМИЧЕСКИМ НАГРУЖЕНИЕМРассмотрена методика математического описания факторов нагружения в трибо-

системах с трехмерным динамическим нагружением, где экспериментальное определе-ние параметров нагружения затруднительно.

© В. О. Афонин, Л. И. Ивщенко 2006 г.

Некоторые трибоузлы современной техники ха-рактеризуются сложностью распределения нагру-жения во времени и в пространстве.

Одним из таких узлов является сопряжениеантивибрационных полок вентиляторных лопаток(АВП) авиадвигателей.

Под действием набегающего потока воздухалопатки колеблются, в результате чего происходитотносительное проскальзывание их полок в плос-кости, перпендикулярной плоскости вращения.Вследствие закрутки лопатки совершают и крутиль-ные колебания, что приводит к относительномупроскальзыванию полок в плоскости вращения. Приколебаниях имеет место переменная нормальнаянагрузка в контакте.

Вследствие этого поверхности сопряжения АВПимеют трехмерное динамическое нагружение (см.рис. 1).

Рис. 1. Схема нагружения поверхностей полок лопаток

Изнашивание полок приводит к увеличениювибронапряженности лопаток, что существенновлияет на их нормальную работу в условиях эксп-луатации двигателя.

Другим примером трибосопряжения с трехмер-ной динамической нагрузкой в контакте может слу-жить сопряжение цепь – направляющая шина цеп-ной дереворежущей пилы (рис. 2).

Работа трибосопряжения цепь-шина состоит втом, что цепь своими режущими и соединительны-ми звеньями скользит по рельсам (беговым дорож-кам) шины с направляющим пазом, в котором дви-

жутся ведущие звенья (рис. 2, 3), результатом чегоявляется значительный износ шины. Характер по-вреждений – увеличение ширины паза вследствиеизноса (рис 3, а) и выработка на рельсах шины(рис. 3, б) свидетельствует о том, что цепь, кромедвижения, предусмотренного конструктором, со-вершает поперечные колебания в двух плоскостях(плоскости цепной передачи пилы и перпендику-лярной ей плоскости). При этих колебаниях зве-ньев периодический вход в контакт с шиной ивыход из контакта сопровождается ударом (рис.4).

а б

Рис. 3. Износ контактных поверхностей шины: стенокпаза (а) и рельсов (б)

а б

Рис. 2. Конструкция направляющей шины (а) и расположе-ние звеньев в ее пазу (б)


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 9 #

Рис. 4. Схема нагружения поверхностей цепь – шина

Подтверждением этого являются также резуль-таты измерений ширины паза (b) по длине (l) и глу-бине (h) паза. Зависимость износа от координатыдлины имеет волнообразный характер (см. рис. 5).

Рис. 5. Распределение износа по длине паза направляю-щей дереворежущей пилы (на разных уровнях по

высоте – 2, 4 и 6 мм, две стороны шины)

Для исследования закономерностей изнашива-ния в условиях трехмерного контактного нагруже-ния необходимо изучить вклад в изнашивание каж-дого из факторов нагружения в отдельности и вовзаимодействии. Изучение влияния факторов на-гружения на износ возможно моделированием ихна экспериментальной установке. Однако для вос-произведения режимов нагружения в модельныхусловиях необходимо знать режимы нагружения внатурных условиях, определение которых связанос некоторыми трудностями.

Сложность нагружения в рассматриваемых со-

пряжениях не позволяет поместить датчик для из-мерения силы непосредственно в рабочей зоне.Поэтому можно пойти путем косвенных измерений.Поскольку ударное взаимодействие характеризу-ется импульсом силы, изменением количества дви-жения, силой и энергией удара, а эти параметрызависят от скорости и ускорения, т. е. от кинемати-ки, то задача состоит в нахождении закона относи-тельного колебательного движения, а скорость иускорение являются производными от смещения.

В условиях эксплуатации рассматриваемыхнатурных трибосопряжений очень сложно разде-лять и контролировать параметры их нагружения.Поэтому для получения зависимостей между па-раметрами нагружения и износостойкостью необ-ходимо провести испытания на изнашивание вмодельных условиях.

Установка для моделирования реального три-босопряжения должна удовлетворять следующимтребованиям:

1) обеспечивать воспроизведение в модельныхусловиях:

- геометрии контакта;- кинематики относительного движения контакт-

ных поверхностей;- среды;2) обеспечивать возможность воспроизведения

факторов нагружения, их регулирование, контроль,разделение либо объединение в различных ком-бинациях (например, проскальзывание в одном идвух направлениях с ударами или при перемен-ной нормальной нагрузке без разрыва контакта).

Качественным критерием эквивалентности ус-ловий нагружения в модельных и в натурных ус-ловиях может служить принцип равенства струк-турных и фазовых превращений в материале на-турных деталей и модельных образцов.

Количественным критерием эквивалентностиусловий нагружения в модельных и в натурныхусловиях может служить принцип равенства энер-гетической интенсивности изнашивания, т.к. коли-чественной мерой взаимодействия и при ударе, ипри проскальзывании может служить энергия три-бовзаимодействия, которую предлагается опреде-лять расчетным путем.

Энергетическая интенсивность изнашивания

, (1)

где i – износ(определяется экспериментально);W – энергия трибовзаимодействия.Энергия трибовзаимодействия равна сумме

работы трения и суммы потерь кинетической энер-гии колебаний при ударе:

. (2)

Энергию удара определим как разность кине-


# 10 #

тической энергии до и после соударения:

, (3)

где v – скорость в момент соударения;KR – коэффициент восстановления;m – масса соударяющихся подвижного тела,

ударяющегося о неподвижное, если задан коэф-фициент восстановления,или

, (4)

где m – масса соударяющихся подвижного тела,ударяющегося о неподвижное;

fx, fy – значения коэффициентов трения, изме-ряемые вдоль соответствующих осей координат;

zyx &&&&&& ,, – ускорения вдоль соответствующихосей

itΔ – продолжительность i-го соударения, на-чинающегося в момент времени ti, если задановремя контакта при ударе.

Работу трения в условиях разрывов контактаопределим как сумму работ за каждый акт контак-тирования

, (5)

где i – номер соударения;n – количество соударений за цикл испытаний.Вычисление энергии трибовзаимодействия воз-

можно путем создания динамических моделей рас-сматриваемых виброударных систем.

Математическая модель виброударной систе-мы включает в себя:

- алгоритм учета взаимного влияния парамет-ров кинематики движения между соударениями ипараметров соударений, составной частью которо-го является описание свойств соударяемых повер-хностей, влияющих на процесс соударения;

- модели колебательных систем (т.е. без учетаограничителя), учитывающие их упругие, инерци-онные и демпфирующие свойства.

Учет взаимного влияния параметров кинемати-ки (подвижных частей рассматриваемой) виброу-дарной системы (закон движения, скорость и ус-корение в момент соударения) и соударений (ско-рость соударения, ударный импульс, сила, энер-гия удара) можно осуществить двумя путями: либочерез коэффициент восстановления, либо путемучета нормальной силы в контакте в уравнениидвижения. Здесь может быть использовано упро-щающее предположение из теории Герца, соглас-но которому контактные деформации локализуют-

ся в тонком поверхностном слое, массой, и, сле-довательно, инерционностью которого можно пре-небречь, а потому в динамике имеют место те жезависимости, что и в статике. Сила взаимодействиявыражается степенной зависимостью от сближения:

, (6)

где δ – величина сближения поверхностей,β, λ – коэффициенты, учитывающие упругие

свойства контактных поверхностей и их геометри-ческие параметры.

Как при описании взаимного влияния парамет-ров кинематики и соударений коэффициентом вос-становления, так и при решении для этого контакт-ной задачи, относительное движение деталей три-босопряжений описывается кусочно-непрерывнойфункцией, получаемой методом припасовывания.

В первом случае из параметров ограничителянеобходимы расстояние от него до положения рав-новесия и коэффициент восстановления, выража-ющий его упругие свойства, во втором – расстоя-ние до положения равновесия, константы, харак-теризующие упругие свойства материала ограни-чителя (а также ударника) и геометрия контактнойповерхности ограничителя (а также ударника). Вто-рой путь является предпочтительным, т.к. при этомнаходится необходимая для вычисления работытрения продолжительность контакта. Но тогда не-обходимо вместо коэффициента восстановления за-даться еще и зависимостями, характеризующиминесовершенную упругость материалов ударника иограничителя, гистерезисные потери.

Вследствие сложного движения поверхностиконтактирующих тел могут при входе в контакт за-нимать различные положения друг относительнодруга. Это обусловливает различную постановкуконтактной задачи. Возможны три варианта:

1) контакт плоских шероховатых поверхностей(звеньев и стенок паза, АВП) при отсутствии пере-коса.

Зависимость между силой и сближением длятакого случая найдена Э. В. Рыжовым [1, 2] путеммоделирования шероховатости набором различныхрегулярно расположенных эллипсоидов и имеетвид:

- при контакте эллипсоидов с параллельнымибольшими осями (ω = 0°)

, (7)

где ri – радиусы при вершинах неровностей шеро-ховатости i-го тела;

у – сближение;Ас – контурная площадь контакта;nδ – коэффициент, зависящий от главных кри-

визн соприкасающихся тел в месте контакта и угла


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 11 #

между плоскостями главных кривизн;∑ k – сумма главных кривизн соприкасающих-

ся вершин микронеровностей;k1 – упругая постоянная сжимаемых тел, зави-

сящая от их модулей упругости и коэффициентаПуассона;

N1, N2, m1, k4 – коэффициенты, зависящие отпараметров шероховатости;

- при контакте эллипсоидов с перпендикуляр-ными большими осями (ω = 90°)

, (8)

где r1, r2 – приведенные радиусы скругления не-ровностей соответственно 1-го и 2-го тела;

iпродr , iпопr – радиусы скругления неровностейi-го тела соответственно в продольной и попереч-ной плоскости;

2) контакт плоских шероховатых поверхностей(звеньев и стенок паза) при наличии перекоса. Тог-да будет иметь место точечный контакт кромок зве-на и шины. Тогда зависимость между силой и сбли-жением в общем случае имеет вид [3]:

, (9)

где d – сближение;Е* – приведенный модуль упругости;R′, R′′, Re – большой и малый относительные и

эквивалентный радиусы кривизны;3) контакт криволинейных поверхностей рель-

сов шины и пят звеньев. Если аппроксимироватьконтактную поверхность пяты звена цилиндромрадиусом R1, а соответствующий участок поверх-ности шины – цилиндром радиусом R2, то можновоспользоваться формулой для расчета величиныплощадки контакта двух цилиндров [4]:

, (10)

где а – длина хорды, вдоль которой происходитконтакт;

R1, R2 – радиусы цилиндров;p – давление в контакте;Ei, σi – упругие параметры i-го тела.Учтем шероховатость поверхности по приведен-

ным выше формулам, предлагаемых Э.В. Рыжо-

вым, полагая, что площадка контакта мала и хор-да приблизительно равна дуге, т.е. считая областьконтакта плоским прямоугольником

,

где .

В работе [1] указывается, что сближение по-верхностей при упругом контакте (а мы здесь рас-сматриваем именно упругие деформации) как приотсутствии, так и при наличии скольжения меня-ются незначительно. Следовательно, формулыстатической деформации, описывающие связьмежду нормальной силой и сближением, примени-мы и в данном случае, когда, кроме сближения-удаления (по нормали), поверхности также совер-шают еще и два тангенциальных движения, сопро-вождающиеся трением.

Учет упругих, инерционных и демпфирующихсвойств рассматриваемых колебательных системпроизводится обычным образом при составлениидифференциальных уравнений их движения, напри-мер, уравнений Лагранжа. В случае описания ко-лебаний цепи последняя методологически разби-вается на участки, каждый из которых рассматри-вается как одномерное упругое тело. Цепь являет-ся системой со многими степенями свободы, по-этому в качестве модели ее как упругого колеблю-щегося тела (колебательной системы без учетаограничителей) могут выступать как системы обык-новенных дифференциальных уравнений для сис-тем с сосредоточенными параметрами, так и урав-нения в частных производных для систем с рас-пределенными параметрами.

Решения этих уравнений получают припасовы-ванием решений для отдельных временных интер-валов. Припасовывание производится в следую-щих случаях:

- при изменении количества шарниров на учас-тке. При этом меняется количество степеней сво-боды системы, изменяется вид уравнений;

- при ударе.Для удара:- меняются начальные условия для движения,

перпендикулярного движению, приведшему к со-ударению;

- для движения, приведшего к удару, припасо-вывается решение уравнения с новыми началь-ными условиями и с членом, содержащим зави-симость силы от сближения. Из условия N(t) = 0,выражающего разрыв контакта, находится продол-жительность соударения. При численном интегри-ровании по формуле (5) учитываются переменныезначения скоростей скольжения в каждом из на-правлений и переменные значения нормальнойнагрузки в контакте. В результате получаем энер-


# 12 #

гию трибовзаимодействия;Представленная методика позволяет рассчитать

(с помощью предлагаемой математической моде-ли виброударной системы) параметры нагруженияв контакте трибосопряжения со сложными услови-ями трехмерного динамического нагружения, на-пример, в сопряжении цепь-шина цепной дерево-режущей пилы или моделирующей его эксперимен-тальной установке. Ее также можно использоватьпри построении модели износа в зависимости отфакторов нагружения путем сопоставления резуль-татов физического эксперимента по определениюинтенсивности изнашивания и численного экспе-римента по определению параметров нагружения.Такая модель не будет раскрывать или учитыватьфизический механизм увеличения изнашивания,а будет служить лишь установлению зависимостимежду факторами нагружения и износом с учетомпродолжительности процесса испытаний.

Список литературы

1. Э.В. Рыжов Контактирование твердых тел пристатических и динамических нагрузках. М.:"Машиностроение", 1982. – 247 с.

Розглянуто методику математичного опису факторів навантаження в трибостис-темах з тривимірним динамічним навантаженням, де експериментальне визначення па-раметрів навантаження має труднощі.

Procedures for mathematical description of loading factors in tribosystem with tree-dimensionaldynamic loading have been considered where experimental estimation of loading parameterspresents difficulties.

2. Э.В. Рыжов Контактная жесткость деталей ма-шин М.: "Машиностроение", 1966. – 196 с.

3. К. Джонсон. Механика контактного взаимодей-ствия М.: "Мир", 1989. –510 с.

4. В. Г. Рекач Руководство к решению задач по тео-рии упругости. М.: "Высшая школа" 1966. – 228 с.

Поступила в редакцию 24.05.2006 г.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 13 #

УДК 621.791.75

Э. П. Грибков , А. В. Шевченко

ИЗГОТОВЛЕНИЕ ПОРОШКОВОЙ ПЛЮЩЕНКИ ДЛЯВОССТАНОВИТЕЛЬНОЙ НАПЛАВКИ

Предложена математическая модель процесса плющения порошковой проволоки вмонометаллической оболочке, позволяющая прогнозировать и определять плотностьпорошка и геометрию после прокатки.

© Э. П. Грибков , А. В. Шевченко 2006 г.

Сравнительный анализ технико-экономическиххарактеристик альтернативных вариантов регене-рации конструктивных размеров изнашивающих-ся рабочих поверхностей показывает, что в совре-менных условиях дефицита материальных и энер-гетических ресурсов восстановительная наплавкаявляется высокоэффективным ресурсосберегаю-щим технологическим приемом. Отсутствие мате-матического аппарата по определению результи-рующих геометрических и физико-механическиххарактеристик порошковой плющенки делает ак-туальной задачу разработки математической мо-дели напряженно-деформированного состоянияпри реализации данного процесса.

Цель настоящей работы – разработка матема-тического аппарата для оптимизации технологичес-ких режимов изготовления порошковой плющен-ки.

Математическая модель напряженно-деформи-рованного состояния в очаге деформации при плю-щении порошковой проволоки была основана насовместном анализе условия пластичности и диф-ференциального уравнения равновесия выделен-ного элементарного объёма. Здесь следует отме-тить, что в данной модели рассматривается про-цесс плющения порошковой проволоки в мономе-таллической оболочке, причем основным допуще-нием в этом случае является отсутствие пласти-

ческой деформации оболочки.Принимая в качестве исходных данных резуль-

таты анализа экспериментальных исследований,введем следующие допущения:

- в качестве закона трения принят закон Куло-на-Амонтона

, (1)

где xzjτ – касательные напряжения на контактнойповерхности;

xzjp – нормальные контактные напряжения;

xcjf – коэффициент трения на контактной по-верхности;

- металл в процессе плющения течет только впоперечном направлении (допущение, основанноена результатах экспериментальных исследований);

- механические свойства металла по ширинеленты непостоянны, поэтому необходимо опреде-лять механические свойства sjiσ и относительнуюдеформацию xjiε в каждом элементарном объемеметалла.

Схема к расчету xjiε представлена на рис. 1.

, (1)

где zoiy – высота исходной заготовки для данногоо

Рис. 1. Расчетная схема к расчету относительной деформации εxji


# 14 #

элементарного объема, находится из условия ра-венства площади фрагмента плющеной лентыABCdE и сегмента исходной заготовки FmK, при-чем:

(3)

. (4)

ia – высота сегмента FmK, которая выражаетсячерез zoy , т.к. в уравнении (3) два неизвестных:

. (5)

Выразив с учетом принятых допущений геомет-рические характеристики, а также напряжения τxzji,рxzji, σxzji в конечно-разностном виде, рассмотримдвухмерное условие статического равновесия вы-деленного элементарного объема металла в зонепластического формоизменения [2]:

. (6)

В то же время для порошкового материала нор-мальные напряжения σх можно выразить черезнормальные контактные напряжения рхzji преобра-зовав условие пластичности для сыпучих сред,аналитическое описание которого с учетом допу-щения о плоскодеформированном состоянии по-рошковой среды имеет следующий вид [2]:

(7)

где αхi, βхi – текущие по длине очага деформациизначения коэффициентов, учитывающих специфи-ку деформации именно порошковой среды;

σxi – текущее значение предела текучести твер-дой фазы данной порошковой композиции.

Текущие значения коэффициентов αхi и βхi, со-гласно рекомендациям работы [2] могут быть опре-делены как:

, (8)

где γхi– текущее по длине очага деформации зна-чение относительной плотности;

a, m, n – постоянные для каждого конкретногосостава значения коэффициентов, характеризую-щих интенсивность изменения αхi и βхi в зависи-мости от изменения показателя относительной плот-ности γх.

В общем случае с учетом рекуррентной формырешения, принятого закона трения (1), условия пла-стичности (7) и с учетом известных значений σxzjiи pxzji уравнение (6) содержит одно неизвестноеpxzj(i+1). Решив это выражение [3] относительноpxzj(i+1) можно определить полностью напряжен-ное состояние в очаге деформации.

Значения деформирующих напряжений в зонепластического формоизменения определяли пос-ледовательно для каждого элемента, т.е. решализадачу в рекуррентном виде, и переходя далее подлине очага деформации. Направление вычисли-тельного процесса приняли от кромок ленты к цен-тру.

Силу плющения, приложенную к j, i-му элемен-тарному объему, определили следующим образом:

. (9)

Момент, приложенный к j, i-му элементу

. (10)

Сила и момент приложенные к j-му сечению:

∑=

=2

1

zn

ixzxx PP , ∑

==

2

1

zn

ixzx MM , (11)

где nz – задаваемое количество разбиений по ши-рине каждого отдельного поперечного сечения.

Полные сила и момент плющения:

, (12)

, (13)

где kx– задаваемое количество разбиений по дли-не очага деформации.

Все представленные выше зависимости леглив основу математической модели процесса плю-щения порошковой проволоки в монометалличес-кой оболочке. В результате реализации получен-ной модели были определены геометрические ха-рактеристики очага деформации, распределенияплотности порошкового сердечника по длине иширине ленты, локальные и интегральные значе-ния энергосиловых параметров, а именно:

- ширину площади контакта и толщину каждогоj-го элемента;

- значения средних нормальных контактных на-пряжений в каждом j-ом элементе;

- значения интегральной по ширине сечениясилы прокатки в каждом j-ом элементе;

- суммарную силу прокатки;- момент плющения.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 15 #

В качестве примера результатов численной ре-ализации разработанной математической моделина рис. 2 представлены распределения локальныхи интегральных характеристик процесса плющения.Результаты получены для случая плющения про-волоки с сердечником из железного порошка диа-метром d0 = 5,0 мм относительной плотностью рав-ной 0,35 при радиусе рабочих валков RВ = 50 мм имогут быть использованы при назначении техноло-гических режимов плющения в зависимости от тре-буемых показателей геометрии плющенки, а так-же требуемой относительной плотности порошко-вого сердечника.

Полученные результаты подтверждают возмож-ность использования разработанной математичес-кой модели для проектирования оптимальных тех-нологических режимов процесса плющения порош-

ковой проволоки в монометаллической оболочке,позволяющими получать электроды с требуемы-ми значениями плотности сердечника и геометри-ей плющенки.

Рис. 2. Расчетные распределения интегральных характеристик процесса плющения порошковой проволоки


1. Грибкова С.Н., Дворжак А.И., Шевченко А.В.Математическое моделирование напряжений идеформаций при производстве электроднойплющенки // Вісник Харківського держтех уні-верситету сільського господарства. – Харків:ХДТУСГ, 2005. – С. 44-49.

2. Прогрессивные технологические процессыштамповки деталей из порошков и оборудо-вание/ Г.М. Волкогон, А.М. Дмитриев, Е .П.

Добряков и др.: Под общ. ред. А .М. Д-митриева, А.Г. Овчинникова. – М.: Маши-ностроение. – 1991. – 320 с.

3. Грибкова С.Н., Шевченко А.В. Совершенство-вание технологии изготовления порошковойплющенки для наплавки прокатных валков //Сб. тез. IV Междунар. научн.-практ. конф."Интеллект молодых – производству 2005".– Краматорск, 2005: НКМЗ. – С. 64-66.


Запропоновано математичну модель процесу плющення порошкового дроту в моно-металевій оболонці, що дозволяє прогнозувати і визначати щільність порошку і геомет-рію після прокатки.

Proposed is the mathematical model for flattening powdered wire in monometallic casingenabling to predict and determine powder density and geometry after rolling.


# 16 #

УДК 621.314

Е. Н. Верещаго, И. Ф. Фельдшер, В. И. Костюченко

НОВЫЙ ИСТОЧНИК ПИТАНИЯ ДЛЯ ПЛАЗМЕННОЙОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ

В связи с развитием спроса на преобразователи с высокой объемной плотностьюэнергии для плазменной обработки деталей, предложена новая более эффективная то-пология преобразователя с LCC-цепью. Имитационная модель подтвердила возможностьуменьшения потерь переключения и получения высоких КПД (94 %) и коэффициента мощ-ности (0,9) в диапазоне нагрузок от 20 % до 100 % номинальной. Также она дает возмож-ность ключевым транзисторам источника функционировать с минимальными потеря-ми при переключении во всем диапазоне нагрузок с частотой переключения до 150 кГц.По сравнению с известной топологией здесь требуется лишь незначительное количе-ство дополнительных компонентов.

© Е. Н. Верещаго, И. Ф. Фельдшер, В. И. Костюченко 2006 г.

ного продукта, экономичности производства, ресур-со- и энергосбережению.

Современные источники питания для дуговой на-грузки строятся главным образом по инверторномупринципу с "жестким" режимом переключения (HardSwitch, сокращенно HS). Повышение частоты пре-образования желательно как с точки зрения возмож-ностей управления сварочной электрической и плаз-менной дуги как источников нагрева, которые моглибы поднять сварочную технологию на более высо-кий уровень, так и снижения массогабаритных пока-зателей.

Как известно [3] повышение частоты преобра-зования (> 20 кГц) приводит к увеличению, в ос-новном, потерь на переключение. В то же времянужно иметь в виду, что в процессе создания ис-точников питания приходится решать и вопросыобеспечения высоких энергетических характерис-тик, малого уровня пульсаций и помех, высокойстабильности энергетических параметров. Комп-лекс перечисленных требований наиболее эффек-тивно можно удовлетворить, используя новые ре-зонансные и квазирезонансные преобразователи.В промышленном производстве эти преобразова-тели проявляются медленно в процессе развитиятехнологии, а их проектирование упрощается [3].

С точки зрения коммутационных потерь к источ-нику питания дуговой нагрузки предъявляются спе-цифические требования [2, 3]:

- регулирование выходных параметров в широ-ких пределах при большом диапазоне измененияпараметров нагрузки (практически от холостогохода до короткого замыкания);

- обеспечение высокого быстродействия.Это означает, что для снижения потерь режим

работы снабберов должен быть независимым отнагрузки.

Пожалуй, из двух методов квазирезонансныхтехнологий с переключении при нулевом токе (ZCS)и нулевом напряжении (ZVS) наиболее подходя-щей при больших нагрузках является ZVS-техно-

Поверхностная обработка деталей (современныйэлектротехнологический процесс) с использовани-ем нагрева концентрированными потоками энергии(электронный луч, лазерное излучение, плазмен-ная дуга) является существенным резервом эко-номии материальных, трудовых и энергетическихзатрат. При этом определяющие показатели техно-логического процесса зависят не только от выбран-ного способа обработки (технологии), но и в суще-ственной мере от параметров и режимов работыотдельных элементов (блоков) технологическогооборудования.

Использование плазмотронов в сварочной тех-нике и в смежных с ней отраслях получило интен-сивное развитие во второй половине ХХ века. Ин-тересно, что по плотности энергии плазменный ис-точник тока находится в промежуточном, но болеевыгодном положении между электронно-лучевымии лазерными источниками тепла [1].

Одним из перспективных направлений развитияплазменной техники в настоящее время являетсясоздание малогабаритных и экономичных источни-ков тока, построенных на инверторных преобразо-вателях [1-3]. Заметим, что для плазменной техни-ки это направление более актуально, чем для элек-тродуговой сварки, в силу больших мощностейплазмотронов.

Широкое внедрение современной электротехно-логии и создание новых высокоэффективных тех-нологических процессов немыслимы без непосред-ственного совершенствования управления плаз-менной дугой, источников ее питания. Качествен-ные и точностные показатели зависят не только оттехнических возможностей оборудования, но и отгибкости реализуемого технологического процес-са – способности управлять по определенной про-грамме электрическими и тепловыми характерис-тиками дуги на уровне мгновенных значений токаи напряжения. Актуальность решения этой задачипостоянно возрастает в связи с требованиями тех-нического прогресса к качеству и точности конеч-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 17 #

логия [2]. Исходя из этого основное внимание со-средоточим на квазирезонансных преобразовате-лях, переключаемых при нулевом напряжении,имея в виду их дальнейшее использование в ис-точниках питания, мощность которых составляетединицы и десятки киловатт.

К недостаткам резонансной и квазирезонанснойтопологии относятся [2, 4]:

- коммутационные потери при выключении;- сложности с устранением коммутационных

потерь в широком диапазоне мощностей нагруз-ки;

- большие затраты из-за дополнительных элемен-тов схемы, например, в мультирезонансных конвер-торах с переключением при нулевом токе (ZCS) инулевом напряжении (ZVS) [2, 4].

Серьезным недостатком традиционного PS-ZVS-FB конвертора является зависимость ZVS-состоя-ния от нагрузки и потеря его при малых нагрузках.Действительно, транзисторы, например, S1 или S2могут быть включены только после того, как кон-денсаторы С1 или С2 будут полностью разряже-ны. Разряд последних производится током нагруз-ки, приведенным к первичной обмотке трансфор-матора. Очевидно, что если ток нагрузки мал, торазряд конденсатора может происходить достаточ-но долго, а на холостом ходу разряд практическиневозможен. Тогда при следующем включениитранзистора конденсатор прямо разряжается напоследний. В этом случае запасенная энергия внем рассеивается в транзисторе в виде тепла

PSon = (C fS Uin2)/2,

где fS – частота коммутации. Поэтому почти каж-дое приложение нуждается в большой коммутиру-ющей индуктивности, включенной последователь-но с мощным трансформатором для полученияZVS-режима в широком диапазоне нагрузок. В ре-зультате имеем неприемлемо высокие потери про-водимости и уменьшенный рабочий цикл.

В дальнейшем будет показана возможностьновой ZVS-топологии для решения широкого кругазадач, возникающих при создании источников пи-тания для дуговой нагрузки.

Схема такого преобразователя и теоретическиевременные диаграммы токов и напряжений, удов-летворяющая требованиям к источникам питаниядуги, представляющей собой существенно нели-нейную и весьма динамичную нагрузку, приведе-ны на рис. 1. Это полномостовой квазирезонанс-ный преобразователь с фазовой модуляцией (PS-ZVS-FB-PWM Converter). Расположенные по диа-гонали мостовой схемы ключи S1, S2 и S3, S4 воз-буждаются вместе в полномостовом конверторе ипоочередно подключают первичную обмотку транс-форматора к входному напряжению питания в те-чении некоторого времени ton. S1 и S3 ведущиеключи, в то время как S2 и S4 переключаются сосдвигом фазы. Эффективное управление рабочим

циклом производится изменением сдвига фазымежду сигналами возбуждения ключей одной по-ловины моста относительно другой. В отличие оттипового PS-ZVS-FB конвертора в данной схемеиспользуются две Т-образные схемы C6-LK1-C7 иC8-LK2-C9. Относительно зажимов питания С6-С7и С8-С9 представляют собой емкостные делителинапряжения, вследствие чего напряжение на LK1,LK2 есть + Uin/2. Традиционный PS-ZVS-FB DC-DCпреобразователь с LCC – контуром расширяет ZVS-диапазон без свойственной для общепринятогоконвертора потери рабочего цикла.

Выбор основных элементов

Выбор снабберных конденсаторов С1-С4 важенс точки зрения получения минимальных потерь привыключении транзисторов S1-S4 и устойчивой ра-боты инвертора. При разработке конвертора соглас-но [3] принимаем

Ci = Ccrit = (IC tf)/(4 Uin), ( 1...4 i = ),где tf – время спада тока коллектора IC.

Рис. 1. Базовый FB-ZVS-PWM конвертор: а – схема новогоZVS-преобразователя; б – временные диаграммы

а

б


# 18 #

Резонансная цепь образуется LK1+LlK+Lr совме-стно с С1, С3 и выходными емкостями COSS S1,S3. Для того, чтобы гарантировать ZVS-режим об-щая индуктивность должна удовлетворять соотно-шению [4]:

где n – коэффициент трансформации; IZVS крити-ческое значение тока, необходимое для ZVS; LlK –индуктивность рассеяния трансформатора; Lr –резонансная индуктивность.

Внутреннее сопротивление источника электропи-тания зависит, в первую очередь, от индуктивностирассеяния трансформатора LlK

. Из временных ди-аграмм (рис.1) видно, что на интервале [t3, t5] про-водят оба диода VD5, VD6 и вторичная обмоткатрансформатора закорочена, что вызывает сокраще-ние длительности импульсов напряжения, прикла-дываемого ко входу выпрямителя и снижение вы-ходного напряжения. Таким образом, в интервале[t3, t5] имеет место сокращение рабочего цикла навторичной стороне (цикл потерь отмечен заштрихо-ванной зоной на рис. 1). Это приводит к увеличе-нию потерь проводимости для первичной стороны инеобходимости увеличения напряжения на вторич-ной стороне трансформатора (уменьшению коэффи-циента трансформации n). Уместно отметить, чтообеспечение трапециевидной формы тока на выхо-де трансформатора в нашем случае является эф-фективным средством исключения помех, создава-емых в источнике питания инерционностью выпря-мительных диодов.

В предписании для достижения ZVS-режима припереключении вводится преднамеренная задерж-ка между включением и выключением очередноготранзистора. На рис. 1 это отражено как интервалывремени [t1, t2] и [t3, t4]. Ясно, что эти два отрезкасокращают интервал передачи энергии. Задержкадля первого переключения в треугольной аппрок-симации определится как

, (1)

где IL – минимальный ток в выходном реактореприблизительно равный IZVS (пульсациями в вы-ходном токе пренебрегаем в виду их незначитель-ности); Im – ток намагничивания.

Выходная емкость в рассматриваемой схемево время задержки переключения разряжаетсярезонансным способом. Время задержки оценива-ется как одна четвертая часть периода резонанса

. (2)

При подстановке в (1) (2) получим

. (3)

Положим, что выходной ток IL имеет малые пульса-ции и IZVS небольшой (≤ 25 %) по сравнению с номи-нальным током нагрузки, тогда рабочий цикл потерьна основании (1) и (3) оценивается как

где I0 = Iout – выходной ток.Таким образом, для большой ZVS – области в

базовом применении будут иметь значительные по-тери проводимости. Для традиционного применениядолжны иметь запас энергии много больший Emin,необходимого для обеспечения ZVS. Энергия цир-куляции в этом конвертеоре может быть оценена спомощью выражения

.

Компьютерная модель и результаты иссле-дования рассматриваемого преобразователя

Для исследования и проектирования FB-ZVS-PWMDC-DC конвертора использован пакет TCAD [2, 4].Модель содержит мостовой преобразователь на МОП-транзисторах, шунтированных диодами, источникпитания, снабберы, LCC-контур и схему управления,реализующую типовой закон управления [2]. В этоймодели учтены внутренние параметры ключей, ди-одного выпрямителя, регулятора и пр. В качественагрузки выбрана активно-индуктивная с противо-ЭДС. Блоки измерения измеряют ток и напряжениена нагрузке, ток и напряжение на силовом ключе.

Чтобы оценить эффективность нового преобразо-вателя, его динамические свойства, потери переклю-чения, было проведено моделирование. Расчетнымпутем определены следующие параметры основныхкомпонентов: С1 -С4 = 10 нФ; LK1 = LK2 = 276мкГн; Lf = 300 мкГн; LlK + Lr = 20 мкГн; C6 -С8 = 0,68 мкФ. При моделировании использовалисьследующие параметры: Uin = 540 B; fs = 26 кГц; UL = 250 B; U0 = 120 B; IL = 0 ÷ 100 A.На рис. 2 показаны временные диаграммы тока инапряжения на первичной обмотке, напряжения итока силового транзистора инвертора в режиме сни-женной выходной мощности при фазовом сдвиге85 эл. градусов и временной задержке 1,5 мкс. Каквидно из рис.2, результаты моделирования подтвер-ждают эффективность нового преобразователя посравнению с базовым. Видно, что транзисторы ра-ботают почти с отсутствием потерь переключения.При этом имеет место полный обмен зарядами снаб-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 19 #

берных конденсаторов С1 -С4. Транзисторы S1 -S4в этом случае включаются при нулевом напряже-нии (ZVS).

Рис. 2. Временные диаграммы токов и напряжений новогоZVS-преобразователя

У зв’язку з розвитком попиту на перетворювачі з високою об’ємною густиною енергії дляплазмової обробки деталей, запропонована нова більш ефективна топологія перетворювача зLCC-ланцюгом. Запропонованою схемою побудова силової частини являється квазірезонанснийперетворювач на базі інвертора з дроселем в ланцюг змінного струму. Функціональна модель підтвер-дила можливість зменшення втрат перемикання і отримання високих ККД (94 %) і коефіцієнтапотужності (0,9) у діапазоні навантажень від 20 % до 100 % номінальної. Також вона дає мож-ливість ключовим транзисторам джерела функціонувати з мінімальними втратами при пере-миканні у всьому діапазоні навантаження з частотою перемикання до 150 кГц. У порівнянні звідомою топологією тут вимагається лише незначна кількість додаткових компонентів.

A new more effective topology of a converter with LCC circuitry has been proposed in connectionwith the advancement of a demand for converters of a high volumetric energy density for plasmatreatment of parts. Simulation model has proved potentialities of decreasing change-overs lossesand obtaining high efficiency (94 %) and power coefficient (0.9) in a range of loadings from 20 % to100 % of rated ones. This provides principal source transistors to work with minimum losses duringchange-over in all range of loading with frequency of change-over up to 150 kHz a few additionalcomponents are required for this new topology as compared to known one.

ВыводыТопология базового PS -ZVS -FB конвертора,

объединенная с LCC-контуром, дает возможностьключевым транзисторам инвертора источника пи-тания функционировать с минимальными потеря-ми во всем диапазоне нагрузки. Компьютерноемоделирование процессов даже при быстрых из-менениях нагрузки, при которых транзисторы пре-образователя практически не эксплуатируются,подтвердили очень низкие потери переключения.

Предложенная топология квазирезонансногоинвертора удобна для использования в качествеисточника питания дуговой нагрузки.

Потери в рабочем цикле в предлагаемом конверто-ре зависят только от конструктивных ограничений со-гласующего трансформатора (определяются индуктив-ностью рассеяния трансформатора).

Список литературы1. Смирнов В.В., Роговой М.Д., Повстян В.М. Ра-

боты источника сварки России в области плаз-менного оборудования и технологий (Обзор) //автоматическая сварка. – 2000. – №12. – C. 17 - 20.

2. Верещаго Е. Н., Квасницкий В.Ф., Явишев Д.И.Источник питания сварочной дуги на основеZVS-схемы // Техническая электродинамика. –2005. – №6. – C. 24 -28.

3. Схемотехника инверторных источников пита-ния для дуговой сварки / Е.Н. Верещаго, В.Ф.Квасницкий и др. – Николаев: УГМТУ, 2000. – 283 c.

4. Jovanovic M. Zero- Voltage- Switching Technique inHigh-Frequency off-line Converters // IEEEProceedings of APEC, 1988. – pp. 23-32.



# 20 #

УДК 621.793.72:620.178.16

Г. В. Похмурська, М. М. Студент, Я. Я. Сірак, Х. Р. Задорожна, О. Б. Шарапова

КОМПОЗИЦІЙНІ ЕЛЕКТРОДУГОВІ ПОКРИТТЯ ІЗЕЛЕКТРОДНИХ ПОРОШКОВИХ ДРОТІВ В АЛЮМІНІЄВІЙ

ОБОЛОНЦІ ДЛЯ МАГНІЄВИХ СПЛАВІВМагнієві сплави знаходять все більше застосування у промисловості як конструкцій-

ний матеріал, проте низька зносостійкість не дозволяє використовувати їх як конст-рукційний матеріал в умовах абразивного зношування. Підвищити їх абразивну зно-состійкість можна за допомогою композиційних зносостійких покриттів [1-2]. Мета даноїроботи вивчити вплив шихти електродного порошкового дроту (ПД) на абразивну зно-состійкість електродугових покриттів.

© Г. В. Похмурська, М. М. Студент, Я. Я. Сірак, Х. Р. Задорожна, О. Б. Шарапова 2006 г.

Вступ

Мала питома вага магнієвих сплавів при доволівисокій питомій міцності і цілим рядом фізико-ме-ханічних характеристик робить їх цінними для різно-манітних областей промисловості – машинобуду-вання, сільського господарства, автомобілебуду-вання, приладобудування, літакобудування, косм-ічної техніки, радіотехніки, поліграфічної та текстиль-ної промисловості. Магнієві сплави добре поглина-ють вібрацію, що важливо для авіації та машино-будування, проте мають низьку твердість (300-400МПа) і, як наслідок, малу зносостійкість при абра-зивному та сухому терті. Тому підвищення зносо-стійкості магнієвих сплавів є важливою задачеюдля багатьох галузей промисловості.

Методика досліджень

Для нанесення на поверхню сплавів необхід-них покриттів застосовувались ПД в алюмінієвійоболонці діаметром 1,6 мм, із різним ступенем за-повнення (табл. 1). Дроти виготовляли із алюмініє-вої стрічки перерізом 10×0,4 мм. В якості шихтибули використані В4С, SiC, ВК10 та TiO2 розміром40-100 мкм.

На зразки з магнієвих сплавів наносили електро-дугові покриття із ПД товщиною 200 мкм при на-ступних режимах: напруга на дузі 32 В, струм 150А, тиск розпилюючого повітря 0,6 МПа, дистанціянапилення – 100 мм.

Визначення опору абразивному зношуванню

поверхні зразків проводили за двома методами, асаме: при терті не жорстко закріпленим абразивом(піском), а також жорстко закріпленим абразивом(абразивним кругом). Дослідження зношування нежорстко закріпленими абразивними частинкамипроводили за методом по ГОСТ 23.208-79. Сутьметоду полягає в тому, що в зону тертя гумовогодиску по поверхні зразка подавали просушений довологості не більше 0,16 % кварцовий пісок. Діа-метр гумового диска 50 мм, швидкість його обер-тання 160 об/хв (25 м/хв), час випробовування ста-новив 5 хв, сила притискання диска до зразка ста-новила 4,5 кГ.

Порівняльні дослідження при терті зразків жор-стко закріпленим абразивом проводили з викори-станням абразивного круга діаметром 150 мм,шириною 8 мм, із корунду марки СМ-2 розміромзерна 20 мкм, при швидкості обертання 125 об/хв(58 м/хв), навантаження в зоні лінійного контакту1,5 кГ, час випробування становив 30 хв. Зношу-вання визначали за втратою маси зразка з точні-стю до10-4г.

Результати досліджень1. Структура і мікротвердість покриттівПокриття з ПД з шихтою ВК10 має ламелярну

будову (рис. 1). Основною матричною фазою по-криття є сплав, який містить 2-3 %Со, 9-10 %WС, 1%Mg та 87-89 %Al. Очевидно, що під час напилен-ня алюмінієва оболонка плавиться і в дузі досягаєтемператури до 1900 °С. Карбід вольфраму, якиймає температуру плавлення 3400 °С, не встигаєповністю розплавитись, проте частково розчиняєть-ся у розплаві алюмінієвого сплаву.

Мікротвердість напиленого покриття невелика іскладає 1100-1300 МПа. Така невисока мікрот-вердість свідчить лише про те, що деякі часточкиWC встигають повністю розчинитись у розплавіоболонки порошкового дроту при її плавленні в дузі.В той же час, очевидно, крупніші частинки, які невзаємодіють з розплавом, участі у формуванні по-криття не беруть. Ті частинки WC, що не розплави-

Таблиця 1 – Характеристики ПД


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 21 #

лись, при ударі об поверхню напилення не закріп-люються на ній а лише пружно відбиваються віднеї.

Покриття з порошкового дроту з шихтою В4Стакож має ламелярну будову з включеннями час-точок В4С округлої форми (рис. 2).

Рис. 1. Мікроструктура сплаву AZ 31 із покриттям наоснові Al+WSC ×100

Рис. 2. Мікроструктура сплаву AZ 31 із покриттям із ПД(B4C), × 100

Рис. 3. Мікроструктура сплаву AZ 31 із покриттям Al+SіC×200

Мікротвердість покриття, напиленого із порош-кового дроту Al+B4C, є незначною і коливається вмежах 1150-1600 МПа. Як і для порошкового дротуAl+ВК10 лише незначна частина часточок B4C береучасть у формуванні покриття.

Покриття з порошкового дроту з шихтою SiCмає менш виражену ламелярну форму з окреми-ми включеннями SiC з гострими гранями (рис.3). Мікротвердість одержаного покриття свідчитьпро те, що частинки SiC є лише в окремих ламе-лях, мікротвердість яких становить до 35000 МПа.В той же час мікротвердість інших ламелей є

Таблиця 2 – Дослідження зношування сплаву AZ 31 абразивним диском

лише на рівні 900-1100 МПа, що свідчить провідсутність в них часточок SiC.

Покриття, де в якості шихти у порошковомудроті використовувався TiO2, має ламелярну бу-дову із доброю адгезією покриття до основи.Мікротвердість напиленого покриття становить 2500-4200 МПа, що свідчить про високе засвоєння час-тинок TiO2.

Випробування на абразивний знос показують,що покриття, нанесені електродуговим методом, зпорошкових дротів в алюмінієвій оболонці з ших-тою з мікродисперсних порошків В4С, SiC, ВК10та TiO2 мають високу зносостійкість у порівнянні змагнієвим сплавом AZ 31(табл. 2).

Найбільшу зносостійкість має покриття з порош-кового дроту, де в якості шихтового матеріалу ви-користовували діоксид титану. Так, якщо знос маг-нієвого сплаву становить 0,1336г, то знос покриттяна основі діоксиду титану – 0,0075 г, тобто покриттяпідвищує зносостійкість основи майже в 20 раз інезначно поступається гартованій сталі.

Покриття з порошкового дроту, де в якості ших-тових матеріалів використовували карбід кремніюSiC та карбід бору В4С, мають дещо нижчу зно-состійкість і відповідно підвищують зносостійкістьоснови в 14 раз. Як показують експериментальнідані, використання надто твердих шихтових мате-ріалів, а саме SiC та В4С, мікротвердість яких скла-дає 3600 та 4000 МПа, не дає максимального підви-щення зносостійкості покриттів.

Найбільшу зносостійкість забезпечує шихтовийматеріал діоксид титану, мікротвердість якого єнабагато меншою та складає 1000 МПа. Це оче-видно зумовлено тим, що на відміну від крихкихкарбідів В4С та SiC, оксид титану є набагато плас-


# 22 #

тичніший.Крім цього, як свідчить металографічний аналіз,

оксид титану, на відміну від карбідів, активно взає-модіє із розплавом алюмінію при плавленні порош-кового дроту. При цьому проходить нижчеприве-дена алюмотермічна реакція з виділенням великоїкількості тепла

TiO2 + 4/3 Al → Ti + 2/3 Al2O3 +Q.

При цьому у вигляді продуктів реакції утворюєть-ся чистий титан та оксиди алюмінію Al2O3, мікрот-вердість яких становить ∼20000 МПа, крім цього,при плавленні порошкових дротів активно прохо-дить реакція окислення розплаву оболонки по такійреакції:

4 Al + 3O2 → 2 Al2O3 + Q.

Алюмотермічні реакції, що проходять при плав-ленні порошкового дроту та в польоті розплавленоїкраплини, зумовлюють підвищення температуриконтакту краплин при формуванні покриття. Як на-слідок, це зумовлює підвищення когезії та адгезіїпокриттів. Ці два фактори – підвищена когезія по-криттів та високий вміст дисперсних твердих фаз,а саме Al2O3 та TiO2 у покритті забезпечує високузносостійкість покриттів з порошкових дротів, де вякості шихти використовується TiO2.

Найменшу зносостійкість має покриття напиле-не з порошкового дроту з шихтою ВК10. При напи-ленні порошок карбіду вольфраму активно взає-модіє з розплавом оболонки, легуючи його кобаль-том та вольфрамом, проте, як показує металограф-ічний аналіз, частинок карбіду вольфраму є доситьмало у структурі покриття. Очевидно, що при плав-ленні порошкового дроту деякі частинки WSC, якіне взаємо-діють з розплавом оболонки, не плав-ляться і тому не беруть участі при формуванні по-криття, а просто відбиваються від поверхні, на якунапилюють покриття.

В таблиці 3 наведені дані про зносостійкість по-криттів з ПД з шихтою TiO2, які нанесені на різнімагнієві сплави, при випробовуваннях нежорсткозакріпленим абразивом. За результатами дослід-ження зносостійкість магнієвих сплавів AZ 31, AZ91, AM 20 становить 0,0637 г, 0,0544 г, 0,0496г відпо-відно. Покриття з порошкових дротів з шихтою TiO2напилені на різні магнієві сплави показують прак-тично однакову зносостійкість, що свідчить, що

основа маг-нієвих сплавів практично не впливаєна зносостійкість покриттів. Так, якщо знос покрит-тя напиленого на сплав AZ 31 становить 0,0239 г, тознос покриття, напиленого на сплав AZ 91 та AM20, становить 0,0180 г та 0,0170 г відпо-відно.

Як показують експериментальні дані, на відмінувід жорстко закріплених, не жорстко закріпленіабразивні частинки чинять сильнішу абразивнудію. Так, якщо зносостійкість покриттів у випадкужорстко закріплених абразивних частинок більшаза зносостійкість магнієвих сплавів у 14-20 раз,то у випадку не жорстко закріплених частиноклише в 2-3 рази. Як було сказано раніше, частин-ки TiO2 у покритті розміщені на віддалі одна відодної, тому при русі абразивних частинок по по-криттю вони натикаючись на тверді частинки TiO2,обходять їх, зношуючи в першу чергу більш м’я-ку матрицю. При цьому тверді частинки TiO2 втра-чають зв’язок із матрицею і виносяться із зонитертя.

Висновки

1. Встановлено, що шихта із тугоплавкихкарбідів і діоксиду титану частково розчиняється урозплаві алюмінієвої оболонки, крупні частинки цихкарбідів не беруть участь у формуванні покриттів.

2. Напилені покриття з досліджуваних порош-кових дротів підвищують зносостійкість магнієвихсплавів у 5-20 раз при випробуваннях жорстко зак-ріпленим абразивом і у 2-4 рази при випробуван-нях не жорстко закріпленим абразивом.

3. Висока зносостійкість покриттів з порошко-вих дротів в алюмінієвій оболонці зумовлена на-явністю у покритті твердих часточок, які потрап-ляють у покриття із шихтових матеріалів, а такожтим, що кожна краплина, з якої сформоване по-криття, оточена оксидною плівкою Al2O3.


1. Gray J. E., Luan B. Protective coatings onmagnesium and its alloys-a critical review //Journal of Alloys and Compounds, 2002. – V. –336. – P. 88-113.

2. Nakatsugawa I. Surface modification technologyfor magnesium products // Intern. Conf. Proc. IMA53, Magnesium – A Material Adv. to the 21st

Century, Proc., Ube City, Japan, Jun 2-4th, 1996,P. 24-29.

Таблиця 3 – Втрата маси покриття Al+TiO2 на магнієвих сплавах під час випробуваннягумовим диском з абразивом


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 23 #

Магниевые сплавы находят все больше применения в промышленности как конструк-ционный материал, однако низкая износостойкость не позволяет использовать их какконструкционный материал в условиях абразивного изнашивания. Повысить их абразив-ную износостойкость можно с помощью композиционных износостойких покрытий [1-2].Целью данной работы является изучение влияния шихты порошкового провода на абра-зивную износостойкость электродуговых покрытий.

Magnesium alloys find more application in industry as structural material but their durabilitydoes not permit to use them in conditions of abrasive wear. Composite wear resistant coatingsfavour the increase in abrasive durability [1-2]. This article studies the influence of powered wirecomposite on abrasive durability of coatings.



# 24 #

УДК 621.793.72

В. І. Похмурський, М. М. Студент, В. М. Довгуник,С. І. Маркович, О. Й. Мажейко

ТРИБОЛОГІЧНІ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВІДНОВНИХКОМПОЗИЦІЙНИХ ЕЛЕКТРОДУГОВИХ ПОКРИТТІВ

Наведено результати досліджень зміни коефіцієнта тертя електрометалізаційнихпокриттів, одержаних із комбінації електродних дротів – суцільних та порошкових, підчас припрацювання при різних навантаженнях, оскільки припрацювання таких покриттіввідбувається дещо по-іншому, ніж суцільних матеріалів. Показана доцільність застосу-вання таких пар електродних дротів для відновлення зношених опорних шийок підшип-ників ковзання деталей енергетичного обладнання.

© В. І. Похмурський, М. М. Студент, В. М. Довгуник, С. І. Маркович, О. Й. Мажейко 2006 г.

При відновленні робочих поверхонь зношенихдеталей машин, шляхом нанесення електродуго-вих покриттів з порошкових дротів (ПД), під час їхшліфування, у поверхневих шарах може відбува-тися виривання слабо закріплених зміцнюючихскладових, утворення мікротріщин на межах ламе-лей, а також відкриття пор, які утворились пришвидкому охолодженні та кристалізації краплинрозплаву ПД на металевій підкладці. Цього не відбу-вається при шліфуванні матеріалів металургійногопоходження.

Припрацювання електродугових покриттів у па-рах тертя також відбувається дещо по-іншому, ніжсуцільних матеріалів. Тому, актуальним є питаннядослідження зміни коефіцієнта під час припрацю-вання, оскільки в подальшому це може відобража-тися на працездатності відновлених пар.

В даній роботі наведено результати дослідженьзміни коефіцієнта електродугових покриттів із ком-бінації електродних дротів – су-цільних Св-08 і 65Гта порошкових.

Методика досліджень

Формування покриттів. Електродугові покрит-тя формували на стальних циліндричних зразкахдіаметром 40 та товщиною 12 мм як із двох одна-кових електродних ПД хімскладу №1 та №2 відпо-відно (20 %Cr + 0,4 %C + 4 %B) та (2 %Cr + 2,5 %С+ 0,5 %В ), так і з двох різнорідних електроднихдротів: суцільних Св 08 і 65Г та порошкових ПД№1 і ПД №2 у таких парах: ПД №1 + 65Г, ПД №2 +65 Г, ПД № 1 + Св 08, ПД № 2+ Св 08.

Режими металізації: струм дуги I = 150 А, на-пруга на дузі U = 32 В, дистанція напилення L =100...…120 мм, тиск розпилюючого повітря 0,6 МПа.

Фазовий склад покриттів вивчали на дифракто-метрі ДРОН-3 у випромінюванні Cu Kα з комп’ю-терним записом дифрактограм за кутів 2Θ =20...100°. Крок сканування 0,05°.

Трибологічні дослідження. Коефіцієнт тертя дос-ліджуваних покриттів визначали на стандартній ус-тановці СМЦ-2 за схемою Ідиск-колодкаІ з непе-

рервним записом показів індук-ційного давача надіаграмній стрічці. Матеріал контртіла – бронза БрС-30. Навантаження змінювали від 1 до 10 МПа зкроком 1 МПа. Шлях тертя 1 км.

Результати досліджень

У парі з бронзою покриття, сформовані з комбі-нації електродних дротів ПД № 1 та 65Г чи Св 08мають низький коефіцієнт тертя при контактномунавантаженні до р = 6 МПа. При 7 МПа коефіцієнттертя зростає до 0,04. Підвищення навантаженнядо 10 МПа спричиняє зростання коефіцієнта тертядо 0,12 (рис. 1), а також підвищення об’ємної тем-ператури зразків у результаті триборозігріву відкімнатної до 120 °С.

Покриття з пар електродних дротів ПД №2 і 65Гчи Св-08 у парі з бронзою БрС-30 припрацьовують-ся набагато краще, ніж попередня пара тертя. Припідвищенні навантаження зростання коефіцієнтатертя відбувається лише за контактних навантажень8...10 МПа (рис. 2), а температура пари тертя – увсьому діапазоні навантажень не перевищувала30 °С.

Покриття з однойменних пар ПД мають вищийкоефіцієнт тертя (особливо з більшим вмістом бору)всіх умов навантажень (рис. 3).

Така поведінка пар тертя покриттів із дос-ліджу-ваних електродних дротів зумовлена їх фазовимскладом.

Виявлено, що у покритті сформованому з пардротів ПД № 1 та 65 Г (див. таблицю) матричноюфазою є пересичений твердий розчин вуглецю уFeα (мартенсит або продукти його розпаду), знач-на кількість бориду (Fe,Cr)2B, невелика кількістьFeγ (залишковий аустеніт), бориди Fe2B заліза, атакож сліди оксидів хрому (Cr2O3), заліза (Fe2O3),і бору (B2O3).


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 25 #

а б

Рис. 1. Зміна коефіцієнта тертя покриттів з пар електродних дротівПД №1 (ПП-307) 65Г (а) та Св-08 (б) у парі з бронзою БрС-30

а б

Рис. 2. Зміна коефіцієнта тертя покриттів з пар електродних дротівПД №2 (ПП-305) 65Г(а) та Св-08 (б) в парі з бронзою БрС-30

а б

Рис. 3. Зміна коефіцієнта тертя покриттів з однойменних пар електродних дротів: а – № 1(FeCrB), б – № 2(FeCrC) у паріз бронзою БрС-30


# 26 #

У покритті, сформованому з пар дротів ПД № 1та Св-08, матричною фазою є твердий розчин вуг-лецю у Feα (мартенсит і продукти його розпаду),ферохром, незначна кількість карбіду (Fe3C) таборидів (FeB, Fe2B) заліза. Ці покриття містять знач-но більшу кількість оксидів хрому Cr2O3 та залізаFe2O3, ніж попередні. Це зумовлено інтенсивнішим(до 30 %) окисленням краплин металевого розпла-ву під час польоту У покриттях виявлено також слідинітриду хрому і оксиду бору. Краплини, утворені ізрозплаву електродного дроту № 1 у парі з дротомзі сталі 65 Г, під час польоту окислюються меншезавдяки наявності більшої кількості вуглецю.

Оскільки в ПД № 2 вуглецю є більше, ніж в ПД№1, матричною фазою покриттів, у комбінації з су-цільними електродними дротами, є твердий розчинна основі Feα.. Виявлено також залишковий аус-теніт Feγ, значну кількість оксидів заліза Fe2O3 тасліди оксидів хрому Cr2O3 і бору B2O3 (рис. 4). Упокритті, сформованому з пар дротів ПД №2 і Св-08 оксидів є більше, ніж в такому, що сформованев парі з дротом 65Г.

Термодинамічний аналіз реакцій окислення вуг-лецю та заліза свідчить про те, що ізобарно-ізотер-мічний потенціал Гібса ΔG за температур, що реа-лізуються в дузі під час металізації, є рівноймовір-ним [1]. Вуглець, окислюючись до СО, СО2 утво-рює навколо розплавленої металевої краплини за-хисну атмосферу і захищає від окислення.

У процесі тертя в поверхневих шарах цих по-криттів, внаслідок локальних температурних спа-лахів та деформації, частина залишкового аустені-ту перетворюється в мартенсит деформації. Цепідтверджується тим, що об’ємна температуразразків під час випробувань є на низькому рівні(до 30 °С) завдяки поглинанню енергії, вивільненоїу процесі тертя.

Наявність у покритті оксиду (Fe2O3), що харак-теризується низьким коефіцієнтом тертя, і який роз-ташований в основному по границях ламелей,сприяє швидкому припрацюванню пар тертя. Знач-не зменшення коефіцієнта тертя відбувається та-кож для покриттів з вмістом вуглецю [1]. Додатокборомістких сполук до складу шихти ПД сприяєутворенню на поверхні тертя покриттів оксиду В2О3з відносно низькою температурою плавлення, що

Таблиця – Фазовий склад покриттів після напилення

зменшує адгезійну складову сили тертя та заліко-вує мікротріщини у покритті.

Для ПД № 1 та № 2 у парах із дротом 65Г ха-рактерним є те, що при високих контактних наван-таженнях (від 7 до 10 МПа) відбувається катастро-фічне зношування контртіл з бронзи БрС-30. Мета-лографічними дослідженнями поверхонь тертя ви-явлено, що зношування бронзових контртіл відбу-вається внаслідок їх мікрорізання покриттям, оск-ільки, границі між ламелями, береги мікротріщинта кратери з макропор, що утворились під часшліфування покриття виступають різцями, і руйну-ють контртіло, не даючи на поверхні утворитисьоксидній плівці. Пори у покритті заповненюютьсяпродуктами зношування контртіла. У покриттях зПД №1 та №2 у парі із суцільним стальним дротомСв- 08 розмір пор є меншим, що і спричиняє мен-ше різання контртіла.

Рис. 4. Топографія поверхонь тертя покриттів з парелектродних дротів: а – (№1+65Г), б – №1+Св-08,

в – №2 + 65Г, г – №1 + Св-08

а б

в г


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 27 #

Покриття з ПД № 2 у парі із суцільним стальнимдротом Св-08 були застосовані для відновленнязношених опорних шийок ротора турбовентилято-ра (а) та ротора нагнітача PCL -804 (рис. 5) газопе-рекачувальної станції газотранспортної системиУкраїни на створеній Фізико-механічним інститутомдільниці електромета-лізаційного нанесення по-криттів (філія ВРТП "Укргазенергосервіс" компаніїУкртрансгаз" м. Бердичів) івстановлені в агрегат ГТК-10і. Агрегат запу-щений в роботу 15.09.04 і успішно працює по сьо-годні.

Рис. 5. Відновлені зношені опорні шийки ротора турбовен-тилятора (а) та ротора нагнітача PCL -804 (б)

а б

Висновок

Кращі трибологічні характеристики мають ком-позиційні покриття з електродних дротів ПД №1 таПД №2 у парі із суцільним стальним дротом Св 08.Крім більшої кількості оксидів заліза у покритті,м’які та пластичні складові зменшують рівень на-пружень розтягу у покритті, сповільнюють зарод-ження та ріст мікротріщин між ламелями, зменшу-ють час припрацювання та об’ємну температуру партертя.

Список літератури

1. Електродугові відновні та захисні покриття. В.І.Похмурський, М.М. Студент, В.М. Довгуник,Г.В. Похмурська, І.Й. Сидорак. Львів, НАНУ,ФМІ ім.Г.В.Карпенка. – 2005. –192 с.


Приведены результаты исследований изменения коэффициента трения электроме-таллизационных покрытий, полученных из комбинации электродных проволок – сплош-ных и порошковых, во время приработки при различных нагрузках, поскольку приработкатаких покрытий происходит несколько по-иному, чем сплошных материалов. Показанацелесообразность применения таких пар электродных проволок для восстановления из-ношенных опорных шеек подшипников скольжения деталей энергетического оборудова-ния.

Given are the results of researches on of friction coefficients changes in electrometal surfacingobtained from electrode wires, solid and powered, during fitting-in at different loadings. Thesecoatings fitting-in occurs somewhat in different way as in solid materials. Expediency to use pairsof electrode wires is shown to restore worn down supporting journals of sliding bearings for partsof energetic equipment.

äÓÌÒÚðÛÍˆËfl Ë ÔðÓ˜ÌÓÒÚ¸

$ 28 $

УДК 539.3:534.1

Ю. В. Мастиновский, Д. В. Данильченко

УДАР ПО ОДНОСВЯЗНОЙ ОБОЛОЧЕЧНОЙКОНСТРУКЦИИ

Исследуются процессы нестационарного деформирования односвязной оболочечнойконструкции, состоящей из сферического сегмента, жестко соединенного с цилиндри-ческой оболочкой. Методика численного расчета основана на использовании характери-стик определяющих систем уравнений. Приводятся условия согласования решений вточках контакта соединения разнородных оболочек. Анализируются результаты чис-ленного решения с целью получения практических рекомендаций.

© Ю. В. Мастиновский, Д. В. Данильченко 2006 г.

Составные кусочно-однородные оболочечныеконструкции типа обтекатель широко применяютсяв авиастроении, судостроении и многих других об-ластях современной техники. Развитие новых тех-нологий с использованием таких конструкций позво-ляет повысить механическую прочность изделий, атакже изготавливать конструкции с заранее задан-ными свойствами путем варьирования геометричес-ких размеров и механических свойств их составля-ющих.

В работе [1] рассматривалось действие удар-ной нагрузки на оболочку типа обтекатель, состоя-щую из последовательно соединённых коническойи цилиндрической частей. В настоящей работе рас-сматривается нестационарное деформированиеодносвязной оболочечной конструкции, состоящейиз сферического сегмента, жестко соединенного сцилиндрической оболочкой.

Данные динамического расчета составных ме-ханических систем представляют интерес при ре-шении многих прикладных задач [2].

Волновые явления, возникающие при нагруз-ках ударного типа, как правило приводят к концен-трации напряжений в области соединения состав-ляющих конструкции, что может вызвать ее разру-шение.

Учитывая относительную сложность исходныхуравнений, получить аналитическое решение до-вольно трудно. Поэтому, математическое модели-рование напряженно-деформируемого состоянияобтекателя при нестационарных нагружениях про-водилось численно с использованием метода ха-рактеристик. Метод характеристик, по сравнениюс другими методами, обладает рядом преимуществ[3, 4]. Особенности применения такого численногометода изложены в работах [5, 6].

Уравнения осесимметричных движений состав-ной конструкции задаются линейными уравнения-ми теории Тимошенко [2], которые для цилиндри-ческой составляющей в безразмерном виде при-ведены в работе [3].

Поведение сферической составляющей описы-вается уравнениями, приведенными [3], которые в

безразмерной форме записываются так:

;

;

, (1)

где ( )212

1ν−

=kK , k2 = 0,87,

( )WctgUWUn +ω⋅ν++ω∂

∂=ω ,

,

,

,

.

Уравнения (1) характеризуют соответственнопродольные, изгибные и радиальные колебания.Безразмерные и размерные величины связанысоотношениями [2]. Граничные условия на ударя-емом торце имеют вид:


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 29 #

; ;

при . (2)

Начальные условия предполагаются нулевыми:

В узлах стыковки X = XK области соединениясферической и цилиндрической составляющих кон-струкции предполагается выполнение условий со-вместного деформирования. Эти условия требуютнепрерывности перемещений (скоростей):

,

и равенства равнодействующих сил и моментов

,

где .

Нижние индексы с и ц относятся соответствен-но к сферической и цилиндрической составляющимоболочки.

Рис.1. Распределения скоростей в составной оболочке для RС/RЦ = 1,4

а б

в д

е ж


$ 30 $

а б

в д

е ж

Рис. 2. Распределения скоростей в составной оболочке для RС/RЦ = 1

Расчеты проводились при ΔX = Δτ = 0,01,0-/ XRRX СЦK = . Механическое воздействие (2)

на оболочку моделировалось заданием скорости

частиц на торце X0 = 0,01 в виде τ−τ=τ 10 )( eU . Для

исследования формы падающего, отраженного ипередаваемого импульса нагрузки на границе раз-дела составляющих обтекателя получены распре-деления значений продольной и радиальной ско-ростей для различных моментов времени.

На рис. 1, 2 для сравнения приведены графи-ки распределения скоростей в составляющихконструкции с различными геометрическими ифизическими параметрами для различных момен-тов времени. На рис. 1 для моментов времени τ= 0,70 (сплошная), τ = 1,45 (пунктир), τ = 2,20(точки) приведены результаты расчетов оболоч-

ки, выполненной из различных материалов: ν1 =ν2 = 0,167, E1/E2 =1 (а, б); ν1 = 0,33, ν2 = 0,167,E1/E2 = 3,7 (в, д); ν1 = 0,167, ν2 = 0,33,E2/E1 = 3,7 (е, ж) при RС/RЦ = 1,4. На рис. 2 длямоментов времени τ = 0,99 (сплошная), τ = 1,74(пунктир), τ = 2,49 (точки) показаны кривые рас-пространения скоростей в оболочке, составляю-щие которой выполнены из различных материа-лов: ν1 = ν2 = 0,167, E1/E2 = 1 (а, б); ν1 = 0,33, ν2 =0,167, E1/E2 = 3,7 (в, д); ν1 = 0,167, ν2 = 0,33, E2/E1 = 3,7 (е, ж) при RС/RЦ = 1. Из графиков видно,

что при RС/RЦ= 1,4 значения τ∂

∂U и

τ∂∂W

испыты-

вают конечный разрыв в области соединения со-ставляющих обтекателя.

Расчеты показали, что в результате дифракцииволны нагрузки в области контакта цилиндричес-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 31 #

кой и конической составляющих исследуемые ве-личины испытывают скачок. Варьируя геометричес-кие и механические параметры можно в конкрет-ных условиях нагружения добиться сглаживанияэтих скачков.


1. Мастиновский Ю.В., Данильченко Д.В., Коро-тунова Е.В. Нестационарные волны в состав-ном обтекателе// Нові матеріали і технології вметалургії та машинобудуванні. – ЗНТУ – №1.– 2006.

2. Воробьев Ю.С. Скоростное деформированиеэлементов конструкций. К., "Наукова Думка",1989 – 192 с.

3. Данильченко Д.В., Мастиновский Ю.В., Неста-ционарные волны в составной цилиндрическойоболочке // Нові матеріали і технології в мета-

лургії та машинобудуванні – ЗНТУ, №1, 2004.4. Мастиновский Ю.В., Данильченко Д.В., Про-

дольный удар по составной цилиндрическойоболочке// Нові матеріали і технології в мета-лургії та машинобудуванні – ЗНТУ, №2, 2004.

5. Чу(Чжоу), Расчет осесимметричных движенийцилиндрических оболочек по методу характе-ристик// Ракетная техника и космонавтика, №8,1968, изд-во "Мир".

6. Чу(Чжоу), Мортимер, Решение одномерныхзадач о распространении упругих волн мето-дом характеристик// Прикладная механика. –№3, 1967.


Досліджуються процеси нестаціонарної деформації однозв’язної оболонкової конст-рукції, що складається з сферичного сегменту, жорстко сполученого з циліндровою обо-лонкою. Методика чисельного розрахунку заснована на використанні характеристик виз-начальних систем рівнянь. Приводяться умови узгодження рішень в точках контактуз’єднання різнорідних оболонок. Аналізуються результати чисельного рішення з метоюотримання практичних рекомендацій.

The article is dedicated to the analysis of non-stationary deformation processes in a simplyconnected shell construction made of a spherical segment rigidly connected with a cylindricalshell. The calculation method is based on the use of the characteristics determining equationsystems. The conditions for calculation conformation in contacting points of the heterogeneousshell junctions are given. Numerical solution results are analyzed with the purpose to get practicalrecommendations.


$ 32 $

УДК 621.438:519.5.53

В. М. Онуфриенко

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ МЕХАНИКИ ФРАКТАЛЬНОЙСРЕДЫ В МОДЕЛИРОВАНИИ ДЕФОРМАЦИИ

ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯРассматривается дифферинтегралъная модель деформации, основанная на концеп-

ции о фрактальной конфигурации геометрической текстуры поверхностного слоя. До-казана возможность описания совокупности изолированных фрактальных механическихимпульсов с помощью дифферинтегралов некоторого дробного порядка. Указано на воз-можность анализа фрактальной природы напряжений деформации в поверхностном слое.

Нерегулярности структуры поверхностных сло-ев в виде характерных кристаллографических игеометрических текстур (неоднородности размерови ориентации зерен во многих поликристалличес-ких металлах, распределение примесей, дефектови других источников внутренних напряжений), сте-пень вытянутости зерен и рассеяние ориентацииотносительно некоторого направления [1] являют-ся физической основой того, что поверхность иобъем металла моделируется фракталами [2] (поопределению Б. Мандельброта – множествами,размерность Хаусдорфа которых строго большетопологической размерности).

Среди первых работ, посвященных вопросамдеформируемости металлов без разрушения, выде-ляем работы С. И. Губкина [3], в которых предлагает-ся оценивать предельную степень деформации илипластичность однородно деформируемого элемен-тарного кубика с помощью интенсивности деформа-ций maxu aε = ε , где maxε — максимальная глав-ная деформация; а — коэффициент, учитывающийвид деформированного состояния. В настоящее вре-мя понятно, что эта формула может учесть всю де-формацию лишь в частном случае монотонного де-формирования только при условии, что коэффици-ент а подобран верно. С. И. Губкин также отмечал,что пластичность зависит от химического состава,структуры температурно-скоростных условий де-формации, окружающей среды, масштабногофактора и напряженного состояния тела.

Рассматриваемая далее модель, основанная наконцепции о фрактальной конфигурации геометри-ческой текстуры, позволяет довести до конца ана-лиз возможной фрактальной природы передачинапряжений упругой деформации в поверхностномслое с учетом окружающей среды, масштабногофактора и напряженного состояния тела.

Исследуя процессы, протекающие в фракталь-ной среде, в дальнейшем термином "точка" будемобозначать фиксированную точку неподвижногопространства наблюдателя. Материальные точкифрактальной среды будем называть "частицами".

© В. М. Онуфриенко 2006г.

Бесконечное множество материальных частиц,заполняющих в рассматриваемый момент време-ни некоторую область D пространства наблюдате-ля, образует фрактальное тело; расположение ча-стиц, образующих фрактальное тело, т.е. его фрак-тальная конфигурация, в общем случае изменяет-ся во времени при движении сплошной среды.

1 Дифферинтегральное описание механи-ческих моментов

Дальнейшее рассмотрение особенностей топо-логии фрактальных механических моментов в од-нородной среде будем осуществлять с учетомвозможности определения метризованного тополо-гического пространства из существования какой-нибудь метрики, которае порождает его топологию.Метрика Хаусдорфа определяется на множестве Квсех непустых компактных подмножеств простран-ства Rn ; таким образом, "точками" К считаютсякомпакты. "Точками" могут быть фигуры покрытия(квадраты, прямоугольники, круги, эллипсы и др.),или даже самое предельное множество (салфеткаСерпиньского, например). Требование компактно-сти не ограничивает применимости дальнейшихрезультатов, так как в построениях мы всегда бу-дем использовать только компактные множества(более того, обнаруживается, что и предельныемножества (фракталы) всегда компактные).

Дальнейшие построения будем выполнять ис-ходя из следующего определения расстояния Ха-усдорфа H(E,F) между непустыми компактнымиподмножествами из Rn

{ }( , ) min 0: , ,H E F r E F r F E r= > ⊂ + ⊂ +

где { } { }( ): , ( ):r rE r B x x E F r B x x F+ = ∈ + = ∈U U – ди-

латации радиуса r (векторная сумма множеств Eи F с ( )rB x – замкнутым шаром радиуса r с цен-тром в х). Известно [4], что для выполненияlim

nEEn

→∞= в метрике Хаусдорфа необходимо и

достаточно, чтобы для любого r с некоторого но-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 33 #

мера n N> выполнялось ,n nE E r E E r⊂ + ⊂ + .

Итак, пересечение 1

nn

E E∞

== I последовательности

вложенных друг в друга компактных множеств

1 2 ...E E⊃ ⊃ обнаруживается непустым компактом,

а последовательность множеств nE совпадает к

Е: limn

E En→∞

= .

Р а с с м о т р и м α -мерный фрактал F (физически,например, это шероховатый слой, нагруженный зер-нами с зигзагообразными границами), который под-вергается воздействию механического импульса с

плотностью ( )p α , где α – скейлинговый показатель,характеризующий степень неоднородности фракта-ла. Используем известный факт о том, что в случаевзаимно однозначного преобразования F в (внашем случае будет проекцией фрактала на осьОХ) выполняется равенство фрактальных размер-ностей (размерностей Минковского)

[5].

Покроем проекцию на ось ОХ звеньями ( )i kxΔпостоянной длины и с концами, которые находятсяна проекциях точечных зерен контура (k – номерпоколения покрытия) (рис. 1).

Рис. 1.

В следующем (k+1)-м поколении покрытияуменьшаем длину звена )()1( kiki xx Δ<Δ + . Число

)()1( kiki xxN ΔΔ + вершин звеньев с длиной )1( +Δ kix ,которые находятся в границах звена k-го поколе-ния с длиной )(kixΔ ломаной линии, функциональ-

но зависит от отношения )(kixΔ к )1( +Δ kix (см. [6]).

. (1)

Итак, мера импульса в виде элементарного

момента ( )( 1)( )i kP xα

+Δ Δ , который распределяетсяна звене (k+1)-го поколения покрытия, определя-ется формулой (с учетом (1) и неизменности на-

чального )

( 1) ( )

( )( 1) ( 1) ( 1)

( )( ) ( ( ))i k i ki k x x i k i kP x p N x o x

+

α+ Δ Δ + +

αΔ Δ = ⋅ Δ + Δ =

( 1) ( 1)

( 1) ( 1)

( ) ( )( ) ( )( )

i k i k

i k i k

p x p o xx x

+ +

+ +

α α= γ α Δ + ⋅ Δα′−

. (2)

Применяя в (2) предельный переход, если0)1( →Δ +kix , получаем

( ) ( )dP p d xα α α= ; (3)

αα

α

′−αγ= dx

xxxd

)(1)( . (4)

Сравнивая полученное выражение для моментаимпульса (3) и дифференциала (4) с выражениемдробного дифферинтеграла [7], отмечаем возмож-ность эффективного применения дифферинтеграль-ного аппарата дробного порядка для определениямер и размерностей Хаусдорфа элементарных от-резков, с помощью которых осуществляется покры-тие фрактальных контуров с распределенными ме-ханическими моментами. Для случая переменнойвдоль оси ОХ плотности момента )()( xq α из (4)вытекает возможность использования описанияфрактальных распределений с помощью дробнойп р о и з в о д н о й

))(())(( 1)()(

)1(1 xfIdtxfD xadx

dx

atxtf

dxd

xaα−

−α−Γα == ∫ α ,

10 <α< (определение и свойства дробной про-изводной см., например, в [8]).

2 Фрактальные деформации элементарно-го объема

Как и в классическом лагранжевой задаче, бу-дем считать, что объектом изучения являются самиматериальные фрактально структурированные ча-стицы. При этом обычно рассматривается измене-ние во времени некоторых скалярных или вектор-ных величин, таких как плотность, температура,скорость фиксированной материальной частицы,импульсы, а также изменение этих величин припереходе от одной частицы к другой. В описанияхфрактальной материальной среды эти скалярные


$ 34 $

и векторные величины, записанные в терминахдробных дифферинтегралов, взаимодействуют ипреобразуются по классической схеме механикисплошной среды.

В качестве переменных, которые характеризу-ют индивидуальные фрактальные свойства части-цы, будем в хаусдорфовой метрике с учетом (2)-(4) использовать декартовы координаты

i i

ii X iX D Xα α= произвольной материальной фракталь-ной частицы М (переменные Лагранжа) в началь-ный момент времени t = 0. Текущие координаты

i i

ii x ix D xα α= в том же базисе неподвижного про-странства наблюдателя есть функции времени t иначальных координат той же частицы:

31 1 2

32 1 2

3 31 2

1 1 1 2 3

2 2 1 2 3

3 3 1 2 3

( , , , );

( , , , );

( , , , ).

x f X X X t

x f X X X t

x f X X X t

αα α α

αα α α

α αα α

⎫=⎪⎪= ⎬⎪= ⎪⎭

(5)

В (5) числа 1 1 1, ,α α α ( 1 2 3α + α + α = α ) характе-ризуют скейлинг фрактальной среды по координа-там 1 2 3, ,x x x . Зависимости (5) полностью опреде-ляют положение частицы в пространстве ее лаг-ранжевыми координатами 31 2

1 2 3, ,X X X αα α . Это по-зволяет ввести подвижную деформируемую сис-тему координат , которая называется сопутствую-щей системой.

Если материальная фрактальная частица М вначальный момент времени t = 0 находилась в точ-ке пространства с начальными координатами( 31 2

1 2 3, ,X X X αα α ) в базисе 1 2 3, ,e e er r r , а в текущий мо-мент времени t — в точке с текущими координата-ми 31 2

1 2 3( , , )x x xαα α , то соответствующие радиус-век-торы могут быть записаны в виде

31 21 1 2 2 3 3

ii i

iX X e X e X e X eα αα αα = = + +∑r r r r r

;

31 21 1 2 2 3 3

ii i

ix x e x e x e x eα αα αα = = + +∑r r r r r

;

,x X uα α α= +rr r (6)

где uαr – вектор смещения.Связь между начальными и текущими коорди-

натами, описывающая движение фрактальной сре-ды, может быть представлена в виде

31 21 2 3( , , ), ( , )i ix x X X X x x X tαα αα α α α α= =

rr r . (7)

С математической точки зрения для произволь-ного фиксированного значения времени t система

функций (7) определяет гладкое отображение неко-торой фрактальной области F трехмерного евклидо-ва пространства, снабженного декартовой системой

координат 31 21 2 3( )OX X X αα α в фрактальную область

Е другого трехмерного евклидова пространства,снабженного декартовой системой координат

31 21 2 3( )Ox x xαα α . При t = 0 это отображение является

тождественным: i ix Xα α= . Последовательность та-ких отображений, определяющих конфигурациютела в различные моменты времени t, и описываетдвижение фрактальной среды и связанную с нимфрактальную деформацию тела. Модуль якобианаотображения (7) является коэффициентом искаже-ния отображения в рассматриваемой точке, он по-казывает с точностью до бесконечно малых вели-чин высшего порядка, во сколько раз изменяетсяобъем бесконечно малой фрактальной области, со-держащей указанную точку, при ее отображении.Отсюда следует, что якобиан

, 1ik

kiX

D xααβ βΔ = β = + α не может обращаться в

нуль, а поскольку отображение (7) непрерывно за-висит от t.

Для элементов объемом d vα (текущий) и d Vα

(начальный) имеет место соотношение

d v d Vβ β β= Δ . Условие несжимаемости 1Δ = вы-полняется при скейлинговом показателе фракталь-ности 0α = (сплошная среда). Таким образом, за-

висимость якобиана ik

kiX

D xααβ βΔ = от 0α ≠ под-

тверждает факт сжимаемости фрактальной среды.При фиксированном t система функций (7) оп-

ределяет отображение фрактальной области E нафрактальную область F, при этом

ik

kix

d V D X d vααβ β β β= .

3 Тензор конечной фрактальной деформа-ции

С целью описания деформации фрактальнойсреды рассмотрим перемещение двух близкихматериальных фрактальных частиц. Пусть в на-чальный момент они находились в точках Mo и No(рис. 2), а в конечный момент – в точках M и N.

Квадрат бесконечно малого расстояния между точ-ками M и N равен 2( ) ( , ) m md x d x d x d x d xβ β β β β= =

r r . Вначальный момент времени квадрат расстояниямежду материальными фрактальными частицами

2( ) ( , ) m m ik i kd X d X d X d X d X d X d Xβ β β β β β β= = = δr r

.В качестве меры фрактальной деформации ок-

рестности частиц примем разность


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 35 #

2 2( ) ( ) ( )p p i ki k

i kp p ik i kX X

d x d X D x D x dX dXα α

α α α αβ β β β− = ⋅ − δ . (8)

Известно, что если всюду 2 2( ) ( ) 0dx dX− =(сплошное тело), то движение тела называется аб-солютно жестким движением. Если же в точке Минвариант 2 2( ) ( ) 0d x d Xβ β− ≠ , то считают, что в этойточке тело находится в деформированном состоя-нии. Это свидетельствует о том, что применяемыйдифферинтегральный аппарат пригоден для описа-ния деформированного состояния фрактальнойсреды, которое зависит еще и от скейлинговогопоказателя.

Симметричный тензор второго ранга с компо-нентами

12 ( )p p

i ki k

ik p p ikX XL D x D xα α

α αβ β β= ⋅ − δ (9)

назовем лагранжевым тензором конечной фракталь-ной деформации (тензором Грина).

Тензор Грина в выражении через перемещенияимеет вид

12 ( )p pi k

k i i ki ik k

ik i k p pX X X XL D u D u D u D uα α α α

α αα αβ β β β β= + + ⋅ . (10)

Мера деформации 2 2( ) ( )d x d Xβ β− может бытьтакже вычислена с помощью эйлерова тензораконечной деформации (тензора Альманси) с ком-понентами

12 ( )p p

i ki k

ik ik p px xE D X D Xα α

α αβ β β= δ − ⋅ . (11)

Переходя к компонентам вектора фрактальногосмещения, получаем

12 ( )p pi k

k i i ki ik k

ik i k p px x x xE D u D u D u D uα α α α

α αα αβ β β β β= + − ⋅ . (12)

4 Тензор и девиатор деформации

Если отказаться от общего подхода и считать,что компоненты фрактального перемещения и ихградиенты малы, то в (10) можно пренебречь ма-лыми по сравнению с единицей произведениями

Рис. 2.

величинами p pi k

i kp pX X

D u D uα α

α αβ β⋅ . Аналогично, в фор-

муле (12) возможно пренебрежение произведени-

ем p pi k

i kp px x

D u D uα α

α αβ β⋅ . Векторное поле фрактальных

перемещений при этом записывается в виде( )u u xβ β=

r r .

Симметричный тензор ikT β βε ⎡ ⎤= ε⎣ ⎦ , где

12 ( )i k

k iik

ik i kx xD u D uα α

α αβ β βε = + , назовем тензором малой

фрактальной деформации (или просто тензоромфрактальной деформации).

Тензор деформации ikT β βε ⎡ ⎤= ε⎣ ⎦ может быть

представлен в виде суммы девиатора Д βε и шаро-

вого тензора 0Iε : 0T Д Iβ βε ε= + ε или

[ ]0 0ik ik ik ikβ β⎡ ⎤ ⎡ ⎤ε = ε − ε δ + ε δ⎣ ⎦ ⎣ ⎦ .Записанное выражение описывает деформацию

бесконечно малого элемента фрактального тела каксуперпозицию двух деформаций: первая из нихописывается девиатором и характеризует искаже-ние формы фрактального элемента без измененияего объема, тогда как вторая составляющая (ша-ровой тензор) характеризует равномерное всесто-роннее растяжение или сжатие этого элемента.

В заключение отмечаем применимость рассмат-риваемой модели для построения теории межкри-сталлитного хрупкого и вязкого разрушения метал-ла. Существует также возможность дальнейшегоразвития теории для исследования характеристикповерхностного слоя, в расчетах и прогнозирова-нии ресурса деталей, в задачах о повышении дол-говечности деталей машин методами поверхност-ного деформационного упрочнения.


1. Богуслаев В.А., Яценко В.К., Притченко В.Ф. Техно-логическое обеспечение и прогнозирование несу-щей способности деталей ГТД. – К.: Манускрипт,1993. – 332 с.

2. Фракталы в физике// Труды 6-го международ-ного симпозиума по фракталам в физике. Пер.с англ./Под ред. Л.Пьетронеро, Э.Тозотти. – М.:Мир. – 1988. – 672 с.

3. Губкин С.И. Пластическая деформация метал-лов. М.: Металлургиздат. – Т.1, Т.2. – 1960, 1961.

4. Кроновер Р.М. Фракталы и хаос в динамичес-ких системах. Основы теории. М.: Постмаркет,2000. – 352 с.

5. Falconer K.J. The Geometry of Fractal Sets.-Cambidge: University Press. – 1985.

6. Онуфриенко В.М., Пухальская Г.В. Фракталь-ная модель механического упрочнения повер-хностного слоя. // Вестник двигателестроения.


$ 36 $

– № 4. – 2004. – С. 49-53.7. Onufriyenko В.М. Differinegral −ϖ−α forms of

charges and currents distribution on the fractalartificial media//Conf. Proc. Intern. Conf. of Math.Methods in Electromagnetic Theory (MMET-2004),(Dnepropetrovsk) Ukraine. – 2004. – P. 438-440.

8. Oldham K.B. and J. Spanier J. The Fractional

Calculus. – New York: Academic Press, 1974.


Розглядається диферінтегральна модель деформації, що базується на концепції профрактальну конфігурацію геометричної текстури поверхневого шару. Доведено мож-ливість опису сукупності ізольованих механічних імпульсів за допомогою диферінтегралівдеякого дробового порядку. Вказано на можливість аналізу фрактальної природи напру-жень деформації в поверхневому шарі.

The differintegral model of deformation based on the concept of fractal configuration of ageometrical structure of a superficial layer is examined. The opportunity to describe set of isolatedfractal mechanical pulses with the differintegrals of fractional order is proved. The opportunity toanalyse fractal nature of deformation pressure in a superficial layer is specified.

ùÍÒÔÎÛ‡Ú‡ˆËfl, Ì‡‰ÂÊÌÓÒÚ¸, ðÂÒÛðÒ

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 37 #

УДК: 621.452.3:621.793

В. Е. Замковой, В. Г. Малышева, О. А. Корогод

ЗАЩИТНЫЕ ПОКРЫТИЯ ДЛЯ РАБОЧИХ ЛОПАТОКТУРБИНЫ ГТД

Рассмотрены различные жаростойкие покрытия, формируемые на наружной поверх-ности пера и поверхности охлаждаемых каналов рабочих лопаток турбины ГТД. Иссле-дована микроструктура сплава ЖС32-ВИ после длительной эксплуатации. Рассмотре-на возможность повышения ресурса рабочих лопаток турбины нанесением ГТЗП.

© В. Е. Замковой, В. Г. Малышева, О. А. Корогод 2006 г.

Введение

Химический состав современных жаропрочныхникелевых сплавов, определяющий необходимыйкомплекс свойств материала рабочих лопаток тур-бины в условиях жесткого температурно-силовогонагружения, не обеспечивает достаточной устой-чивости пера лопаток к воздействию агрессивнойсреды газового потока. Высокотемпературное окис-ление жаропрочных никелевых сплавов суще-ственно ограничивает ресурс рабочих лопаток.Эффективным способом защиты проточной и внут-ренней поверхностей лопаток от высокотемператур-ного окисления и коррозионного повреждения яв-ляется нанесение защитных жаростойких покры-тий.

На основании опыта, накопленного ГП "Ивчен-ко-Прогресс" по доводке и эксплуатации ГТД Д-18Ти исследований ВИАМ на ранней стадии освоениядвигателя Д-18Т следует, что условия работы ло-паток ротора ТВД характеризуются высокой степе-нью теплонапряженного состояния при рабочейтемпературе, достигающей 1100 °С в горячем се-чении лопатки. На наружной поверхности в горя-чем сечении наблюдаются зоны разгара жаростой-кого покрытия, а также термоусталостные трещи-ны в зоне перфорационных отверстий и на перелопаток.

Основными требованиями, предъявляемыми кзащитным покрытиям, являются высокая жаростой-кость при температуре ∼ 1100 °С и максимальновысокое сопротивление к образованию трещин тер-моусталости Поэтому выбор оптимального покры-тия для рабочих лопаток ТВД ГТД представляетсобой сложную научно-техническую задачу, реше-ние которой позволит повысить ресурс более чемв 1,5-2 раза.

В разное время для защиты рабочих лопатокТВД на нашем предприятии использовались раз-личные жаростойкие покрытия, а также комбини-рованные варианты:

- ВСДП-11;- СДП-2;- СДП-2+ГЦП(Al);- ГЦП(Al)+СДП-2.Однако, исследования, подтвержденные ре-

зультатами эксплуатации, показали, что покрытияВСДП-11 и СДП-2, характеризующиеся высокойпластичностью, в то же время имеют достаточноограниченную жаростойкость в условиях работылопаток ротора ТВД.

При использовании комплексных систем СДП-2+ГЦП(Al) и ГЦП(Al)+СДП-2 уже после сдаточныхиспытаний двигателя обнаруживалось растрески-вание покрытий различной интенсивности для каж-дого испытанного моторокомплекта. Характер по-вреждения покрытий в этом случае позволил пред-положить, что растрескивание покрытия связано сразличием в элементном составе (низкая повторя-емость) и низкой пластичностью покрытий. По дан-ным ВИАМ, использованные коплексные покрытияподвержены заметному технологическому измене-нию состава слоя СДП-2, обусловленному взаим-ной диффузией алюминия из слоя ГЦП(Al) в слойСДП-2 и хрома из слоя СДП-2 в слой ГЦП(Al). Этооказывает заметное влияние на элементный составкомплексных покрытий и их сопротивление обра-зованию трещин термоусталости. С этой точки зре-ния при формировании комплексных покрытий тре-буется сочетание точных методов их осаждения,что гарантирует повторяемость элементного соста-ва и свойств.

Постоянно возрастающие требования, предъяв-ляемые к авиационным ГТД по повышению их на-дежности и увеличению ресурса эксплуатации,требуют нового подхода к защите внутренних по-верхностей охлаждаемых каналов и наружных по-верхностей лопаток турбины. Эта задача для рабо-чих лопаток ТВД большого ресурса из сплаваЖС32-ВИ была решена усилиями четырех органи-заций: ГП "Ивченко-Прогресс", ОАО "Мотор Сич",ООО "Турбомет" (Россия, г. Екатеринбург) и ФГУПВИАМ. В результате доводки технологического про-цесса газоциркуляционного хромоалитирования, оп-робования различных технологических схем нане-сения методом ВПТВЭ защитных покрытий на про-точную поверхность пера рабочих лопаток и много-численных металлофизических исследований по-крытий была выбрана оптимальная схема нанесе-ния комплексного защитного покрытия, с которымв настоящее время и эксплуатируются рабочие


# 38 #

лопатки ТВД дв. Д-18Т.

Материалы и методика исследований

Сущность технологии заключается в следующем.После окончательной доводки профиля пера и спе-циальной подготовки поверхности охлаждаемых ка-налов выполняется хромоалитирование в две стадиигазоциркуляционным методом внутренней и проточ-ной поверхностей пера. После этого на слой диффу-зионного ГЦП(CrAl) методом ВПТВЭ наносится кон-денсационно-диффузионное покрытие, представля-ющее собой конденсационное покрытие СДП-2 +ВСДП-16.

Известно [1, 2], что термодинамически возмож-но насыщение поверхности двумя и более элемен-тами в течение одного процесса.

С целью упрощения и удешевления техноло-гии нанесения покрытий на нашем предприятииопробован одностадийный процесс хромоалитиро-вания газоциркуляционным методом.

Проведены экспериментальные процессы одно-стадийного ГЦ хромоалитирования, в которых вкачестве источника алюминия применялся как фер-роалюминий, используемый в двухстадийной тех-нологии, так и химически чистый порошок алюми-ния.

Основные параметры техпроцесса насыщениямаксимально приближены к существующим длядвухстадийной технологии. В качестве активатораиспользовался хлористый аммоний.

Анализ полученных результатов

Структура защитного диффузионного слоя CrAl,полученного по двухстадийной технологии на внут-ренней поверхности охлаждаемых каналов последиффузионного отжига представлена на рис. 1,распределение химических элементов в слое врежиме картирования представлено на рис. 2.Структура и распределение химических элементовв комплексном защитном покрытии на проточнойповерхности рабочей лопатки ТВД в режиме карти-рования приведено на рис. 3. Согласно даннымрентгеноспектрального микроанализа (рис. 3) на-ружный слой комплексного покрытия на основе ком-позиции СДП-2+ВСДП-16 имеет двухфазное стро-ение с соотношением фаз: NiAl ∼ 90 % мас. и леги-рованного α-Cr ∼ 10 % мас. Слой ГЦП(CrAl) выпол-няет роль барьера, оттесняя вглубь жаропрочногосплава ЖС32-ВИ легирующие компоненты: Ta, Re,W, Cr, Mo, выделяющиеся в виде карбидов и ТПУфаз.

В ходе проведения исследования микрострук-туры и химического состава ГЦП(CrAl), получен-ного по одностадийной технологии, установлено,что содержание основных легирующих элементов(Al и Cr) соответствует оптимальному для данногокласса покрытий (рис. 4).

Таким образом, разработанная и опробованная

на ГП "Ивченко-Прогресс" технология одностадий-ного нанесения хрома и алюминия на поверхностирабочих лопаток турбины газоциркуляционным ме-тодом, обеспечивает формирование качественно-го покрытия и не требует изменения параметровтипового техпроцесса нанесения ГЦП.

При металлографических исследованиях рабо-чих лопаток ТВД после длительной эксплуатации(∼4…5 тыс. часов), имеющих диффузионные по-крытия, в наиболее горячих зонах пера обнаружи-вается полное изменение исходной структуры(γ+γґ) – основы сплава (рис. 5). Вместо дисперс-ной двухфазной (γ+γґ) – структуры с кубоиднымичастицами упрочняющей γґ-фазы, разделеннымиотносительно тонкими прослойками γ-фазы, возник-ла структура с фактически монолитной γґ-фазой, вкоторой располагаются двухфазные (γ+γґ) – фраг-менты неправильной формы с дисперсной вторич-ной γґ-фазой. Выделения вторичной интерметаллид-ной фазы, как правило, располагаются в "монолит-ной" γґ-фазе. Согласно полученной микродифрак-ционной информации, преобладающей вторичнойфазой "горячей" зоны пера лопатки является μ-фаза.

Таким образом, при эксплуатации в "горячей"зоне пера лопатки формируется структура, каче-ственно отличающаяся от исходной. При каждомполном цикле эксплуатации постоянно происходятфазовые превращения γ→γґ, т.е. процессы раство-рения и выделения частиц упрочняющей γґ-фазыиз γ-твердого раствора (работы В.П. Лесникова,В.П. Кузнецова).

Рис. 1. Диффузионное защитное покрытие на внутреннейповерхности охлаждаемого канала монокристаллическойрабочей лопатки ТВД двигателя Д-18Т, полученного по

технологии газоциркуляционного двухстадийного хромоа-литирования, × 2000


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 39 #

Рис. 2. Распределение химических элементов в режиме картирования на внутренней поверхности охлаждаемыхканалов в окончательно готовой рабочей лопатке ТВД дв.Д-18Т. Защитное диффузионное покрытие получено методом

газоциркуляционного двухстадийного хромоалитирования,× 1000

Поскольку ресурс высоконагруженных рабочихлопаток турбины авиационных ГТД последнего по-коления ограничен не только высокотемператур-ным окислением и коррозией жаростойкого защит-ного покрытия, но и, как показано выше, протека-нием структурных изменений в жаропрочном спла-ве. Поэтому пристальное внимание привлекаютпокрытия, которые могут не только защищать отгазовой коррозии, но и служить тепловым барье-ром между раскаленными газами и материалом ло-

патки. Таковыми являются градиентные теплоза-щитные покрытия (ГТЗП).

В Международном центре электронно-лучевыхтехнологий Института электросварки им. Е.О. Па-тона НАНУ (г. Киев) разработана одностадийнаяэлектронно-лучевая технология осаждения ГТЗП,базирующаяся на использовании композиционно-го слитка и испарителя карусельного типа [3]. Осаж-дение всех составляющих слоев покрытия осуще-ствляется из одного испарителя за один техноло-


# 40 #

гический цикл. Благодаря этому удалось значитель-но упростить и сократить технологический циклосаждения ГТЗП.

Основой технологии является использованиеизвестного явления фракционирования при испаре-нии многокомпонентных систем, содержащих эле-менты с различной температурой плавления и упру-гостью пара, и последующей их конденсации в ва-кууме, позволяющее заменить плоскую границураздела, например, между металлическими и кера-мическими слоями, на градиентную по составу и

структуре переходную зону.По техническому заданию нашего предприятия

в МЦ ЭЛТ по одностадийной электронно-лучевойтехнологии на опытные комплекты рабочих лопа-ток турбин высокого и низкого давлений двигателяД-27 были нанесены ГТЗП с внешним керамичес-ким слоем на основе диоксида циркония, стабили-зированного оксидом иттрия.

Рис. 3. Распределение химических элементов в режиме картирования в комплексном защитном покрытии(ГЦП(CrAl)+СДП-2+ВСДП-16) на проточной поверхности пера рабочей лопатки ТВД после диффузионного отжига


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 41 #

Рис. 4. Микроструктура и химический состав ГЦП(CrAl), полученного по одностадийной технологии(после диффузионного отжига)

Рис. 5. Измененная микроструктура сплава ЖС32-ВИ в горячей зоне лопатки ТВД


# 42 #

Общая толщина ГТЗП на лопатках составлялаоколо 220-240 мкм. Толщина металлического свя-зующего слоя NiCoCrAlY находилась в пределах70-90 мкм, градиентной переходной зоны (Ni,Cr)Al– около 18 мкм, внешнего керамического слоя –около 140 мкм. Контроль толщины осаждаемогопокрытия производится путем контроля массы ис-паренного материала: для жаростойкого металли-ческого связующего слоя СДП-1 по расходу слит-ка, а для переходной зоны и внешнего керамичес-кого слоя – по массе вставки AlCr и массе керами-ческой основы композиционного слитка ZrO2-7%Y2O3 соответственно.

После осаждения на жаропрочные сплавы ГТЗПподвергаются вакуумной термообработке при тем-пературе 1080...1100 °С для формирования тонкойпленки на основе α-Al2O3 на границе контакта ме-талл-керамика, так называемой TGO, которая обес-печивает высокую адгезионную связь между ке-рамическим слоем и металлическим связующим

слоем.На рис. 6 приведены микроструктура и распре-

деление химических элементов в ГТЗП, осажден-ном на поверхность лопаток из жаропрочного спла-ва ЖС32. Очевидно, что содержание алюминия вNiCoCrAlY составляет около 11 мас.%, а в слое наоснове алюминида – 30…...32% при 8 мас.% Cr,что обусловливает формирование структуры наоснове алюминида никеля с дисперсными вклю-чениями хрома. На границе с внешним керамичес-ким слоем имеется пик концентрации хрома (до 30мас.%) и прослойка α-оксида алюминия (TGO –thermal growth oxide). Хром и оксид хрома, содер-жащиеся в переходной зоне, благоприятствуют фор-мированию преимущественно α-Al2O3, создаваяэффективный диффузионный барьер и замедляя впервую очередь рост слоя оксида алюминия приэксплуатации покрытия на лопатках.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Al,

Ni,

Zr, м

ас.%

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Сr,

Co,

мас

.%

Ni

Cr

Zr

Al

Co

5мкм

ZrO2-7Y2O3NiCoCrAlY градієнтна зона

Химический состав ГТЗП NiCoCrAlY/Al-Cr/ZrO2-Y2O3 на жаропрочном сплаве ЖС32-ВИ

Рис. 6. Микроструктура и химический состав ГТЗП NiCoCrAlY/Al-Cr /ZrO2-Y2O3 после термической обработки на рабочейлопатке ТВД дв.Д-27 из сплава ЖС32-ВИ


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 43 #

Как показали выполненные в МЦ ЭЛТ термоцик-лические испытания упомянутых ГТЗП на образцахиз жаропрочного сплава ЖС32 по режиму 1150↔50°С, они в 1,8 раза превосходят по термоцикличес-кой долговечности традиционные двухслойные по-крытия MеCrAlY/ZrO2(Y2O3). Это объясняется ихболее высокой термической стабильностью и жа-ростойкостью за счет формирования градиентныхпереходных зон на границе связующий слой/кера-мический слой. В пользу этого свидетельствует за-медление кинетики роста пленки на основе Al2O3между связующим слоем и керамическим слоемв процессе испытаний.

На предприятии, совместно со специалистамиМЦ ЭЛТ выполнен ряд исследований по распреде-лению толщины ГТЗП по высоте и профилю пера, атакже в перфорационных отверстиях, в результатекоторых установлено, что данная технология обес-печивает получение необходимой толщины покры-тия с плавным ее изменением на заданных участ-ках пера. Проведены испытания усталостной проч-ности лопаток с этим покрытием при комнатной тем-пературе. Отрицательного влияния ГТЗП на вынос-ливость лопаток при этом не выявлено. В настоя-щее время на предприятии проводится ряд иссле-довательских работ по определению влияния ГТЗПна структуру и механические свойства сплаваЖС32-ВИ, а также работы оценке выносливостилопаток с покрытием при рабочих температурах.

Опытные комплекты рабочих лопаток ТВД и ТНДдвигателя Д-27 успешно прошли сдаточные испы-тания и в настоящее время направлены в эксплуа-

тацию.

Выводы

Разработана комплексная система жаростойкихпокрытий – ГЦП(CrAl)+СДП-2+ВСДП-16, обеспечи-вающая пластичность и сопротивление образова-нию трещин термоусталости. Показана возмож-ность проведения процесса насыщения поверхно-сти Cr и Al за один технологический процесс. Даль-нейшее увеличение ресурса рабочих лопаток тур-бины ГТД возможно нанесением градиентных теп-лозащитных покрытий.


1. П.Т. Коломыцев "Газовая коррозия и прочностьникелевых сплавов". – М., 1984 г.

2. П.Т. Коломыцев "Высокотемпературные защит-ные покрытия для никелевых сплавов". – М., 1991г.

3. Яковчук К.Ю., Рудой Ю.Э. "Одностадийнаяэлектронно-лучевая технология осаждения тер-мобарьерных градиентных покрытий", Совре-менная электрометаллургия. – 2003. –№2. – С.10-16.


Розглянуто різні жаростійкі покриття, сформовані на зовнішній поверхні пера і по-верхні охолоджуваних каналів робочих лопаток турбіни ГТД. Вивчена мікроструктура стопуЖС32-ВИ після тривалої експлуатації. Розглянута можливість збільшення ресурсу робо-чих лопаток турбіни нанесенням ГТЗП.

Considered are different heat resistant coatings of outer blade foil surface and working channelsof GTE blades being cooled. Microstructure of ЖС32-ВИ alloy has been researched after longservice. The possibility to improve service life for turbine working blades through ГТЗП applyingis considered.


# 44 #

УДК 621.785: 621.821

Ю. І. Шалапко

ЕВОЛЮЦІЙНА МОДЕЛЬ ФРИКЦІЙНОЇ ВЗАЄМОДІЇПОВЕРХНЕВИХ ШАРІВ ПРИ ФРЕТИНГУ

Представлено математичну модель динамічної взаємодії двох тіл в присутності тре-тього тіла, через яке відбувається безпосередній контакт і тертя. Розв’язується сис-тема двох диференціальних рівнянь які є операторами еволюційної поведінки контакту вумовах вібраційного тангенціального навантаження. Еволюційна модель дозволяє черезекспериментальні дані по відносному русі двох тіл і пружні характеристики поверхневогошару оцінити реальні параметри малоамплітудного фреттингу.

© Ю. І. Шалапко 2006 г.

Вступ

Будь-які мікропереміщення, які відбуваються наповерхні розділу двох поверхонь не є дзеркальнимвідображенням руху всієї деталі відносно іншої.Точність визначення відносних переміщень суттєводля ідентифікації динаміки поверхневих шарів вумовах мало амплітудного фретингу (1...10 мкм).Пружні та пластичні деформації приконтактних обла-стей можуть бути однакові за величиною проковзу-вання і тоді при наявності зміцнення деталей будевідсутнє тертя між поверхнями. А переміщення по-верхневих шарів призведе до контактної втоми, пітин-гу і нагріву через дисипацію енергії. Взаємозв’язокцих явищ є важливим з точки зору цілісності номі-нально – нерухомого фрикційного (ННФ) контакту вумовах вібрації та циклічного навантаження. Станінтерфейсу постійно трансформується під час цикл-ічного навантаження від сталого повного зчепленнядо проковзування з утворенням "„третього" тіла (рис.1). Ресурс посадки вичерпується за рахунок зно-шування та окислення, що призводе до переходувід сили статичного тертя до кінематичного.

Важливим з точки зору віброактивності єцілісність місць фіксації деталей в корпусах чи нафундаменті. Особливо це стосується навісного об-ладнання в аерокосмічній техніці. В цьому випад-ку сила притиснення до основи менше за вагу ібудь-який рух відносно основи дає значний вібра-

а б

Рис. 1. Поперечний переріз інтерфейсу двох поверхонь, що контактують в стані знакозмінного тангенціального наванта-ження: а – 1000 циклів навантаження; б – 800 000 циклів

ційний фон у всій конструкції в цілому, відчувають-ся шум, удари, скрипіння, що для відповідальнихелементів з’єднання може обернутися катастрофі-чними наслідками [1].

Таким чином, фрикційна поведінка поверхоньпри вібраціях є складною динамічною системою,яка підлягає розв’язуванню для прогнозуванняхарактеристик малоамплітудного фретингу і вста-новлення законів еволюції інтерфейсу у відпові-дальних спряженнях літаків та космічних апаратів.Під динамічною системою розуміють будь-якийоб’єкт або процес, для яких однозначно визначе-ний стан системи через сукупність величин в да-ний момент часу, а також відомий оператор, якийописує еволюцію початкового стану в часі. Динам-ічна система, яка описується еволюційним опера-тором має своє відображення в диференціальнихрівняннях, теорії графов, марківських ланцюгах,дискретних відображеннях і т.д. Вибір способу дляопису динамічної системи обумовлює вид матема-тичної моделі. Математична модель динамічної си-стеми поверхневого шару, який деформується піддією сил тертя та сил інерції, будемо вважати за-даною, якщо задаються параметри системи: гар-монічний закон руху основи 1 та координати тіл 2,3, що однозначно визначають стан системи, а та-кож вказаний еволюційний оператор у вигляді сис-теми диференціальних рівнянь, які дозволяють виз-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 45 #

начити зміни стану системи в часі:

,

(1)

Математична модель динамічної системиповерхонь розділу двох тіл

Розглянемо фрикційну взаємодію поверхонь вумовах значного рівня сил тертя, та малих віднос-них вібраційних мікропроковзувань в межах 1...10мкм , як динамічну модель в двох ступеняхвільності (рис. 1).

На рис. 2 прийняті позначення: zyx ,, – пере-міщення відповідно основи, маси m, маси М в не-рухомій системі координат;

c – жорсткість пружини;μ – коефіцієнт тертя між деталями 1-2;N – нормальна сила, що діє між деталями 1-2;ω – кругова частота коливань деталі 1;t – час;M – маса деталі 3;m – маса деталі 2;a – амплітуда переміщення деталі 1;

jF – сила тертя в момент часу j.Основа 1 рухається за гармонічним законом:

)sin( taz ω= .

Рис. 2. Динамічна система інтерфейсу при тангенціально-му циклічному збуджені основи

Необхідно знайти закон руху маси m та маси М.Поділимо весь інтервал часу від початку руху 0tна однакові часові проміжки тривалістю

, (2)

. (3)

Інтервали часу tΔ настільки малі, що силу тер-тя на кожному з інтервалів вважаємо пос-тійною.Позначимо силу тертя, яка діє на j -му проміжку

часу [ ]jj tt ;1− через jF . Тоді диференціал рівнян-ня, що описують еволюцію представленої динамі-чної моделі; запишуться у вигляді

(4)

Зведемо цю систему рівнянь до одного:

(5)

(6)

Підставимо рівняння (5), (6) в (4)

(7)

Позначимо ; (8)

. (9)

Рівняння (7) запишеться так:

. (10)

Розв’язок рівняння (10) шукаємо у вигляді

, (11)

де oqy – розв’язок рівняння: 02)4( =′′+ yay ,

а ry – частковий розв’язок рівняння (10).Шукаємо у вигляді:

ktog

ktog

ktog ekyekyey 4)4(2 ;; ==′′= .

,

де 0224 =+ kak – характеристичне рівняння длядиференційного рівняння (12). Його корені будуть

наступні: )1(;0 24,321 −=±=== iaikkk .

Розв’язок диференційного рівняння (12) запи-сується:

. (13)


# 46 #

Частковий розв’язок диференційного. рівняння(10) шукаємо у вигляді:

, (14)

.

Підставляємо ці значення в (10). Одержимо

ibFAa =⋅ 22 .Звідси

. (15)

Тоді, загальний розв’язок диференційногорівняння (12) запишеться:

. (16)

Звідси .

Тоді з (6) одержимо:

(17)

Розв ’язки (16), (17) містять постійні

4321 ,,, CCCC , які являються незмінними на кожно-

му окремому часовому інтервалі ( )jj tt ;1− , а відінтервалу до інтервалу вони будуть змінюватись.Тому вигідно цим константам дописати другийіндекс, який відповідатиме номеру часового інтер-

валу, тобто записувати не ,..., 21 CC , а ,..., 21 jj CC

Позначимо:

Із (16) і (17) одержимо:

, (18)

. (19)

На початку кожного часового інтервалу ( )jj tt ;1−

задаємо початкові умови)(),(),(),( 1111 −−−− ′′ jjjj tytxtytx , які знаходи-

мо в кінці попереднього часового інтервалу

( )12; −− jj tt , тобто значення

1111 ,,, −−−− ′′ jjjj yxyx є відомі.Звідси одержуємо систему рівнянь для знаход-

ження постійних jjjj CCCC 4321 ,, на інтервалі

( )jj tt ;1− :

, (20)

(21)

,

(22)

(23)

Розв’яжемо цю систему рівнянь методом вик-лючення. Для цього від (20) віднімемо (21), а від(22) віднімемо (23).

(24)

(25)

Розв’яжемо одержану систему рівнянь (24), (25)

відносно jj CC 43 , .

(26)


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 47 #

(27)

Маючи jj CC 43 , можна знайти jj CC 12 , .З рівняння (23) ⇒

. (28)

З рівняння (21) ⇒

(29)

Спростимо вирази для jj CC 12 , і запишемо зна-чення jx′ .

; (28′)

(29′)

Якщо проковзування не буде, то потрібно пере-рахувати силу тертя з умови:

. (30)

(31)

Враховуючи , що ( )jj tVz ωω=′ cos , одержимо:

. (32)

Формула (32) дає можливість знайти силу тертя

jF при відсутності проковзування. У випадку наяв-ності проковзування сила тертя дорівнює максималь-


# 48 #

ному його значенню Nμ ( N – нормальна реакція; μ– коефіцієнт тертя пари 1-2).

Результати моделювання

При збудженні основи в тангенціальному на-прямку можливі декілька сценаріїв поведінки ди-намічної системи. Перший : всі тіла коливаютьсяразом з основою. Вважаючи тіло 2 за тонкий по-верхневий шар, який має відповідну масу, танген-ціальну жорсткість (аналог пружного елементу нарис.2) і взаємодіє з основою через тертя, можнаконстатувати, що в системі відсутня будь-яка ди-сипація енергії і система абсолютно „"жорст-ка" ( )yxz == .

Другий сценарій: відбувається відносне проков-зування поверхонь і відсутня деформація прикон-тактної зони ( )yxxz =≠ , . Така взаємодія між еле-ментами динамічної системи можлива при значнійжорсткості поверхневого шару, що в реальностідосягається зменшенням сили тертя і великою твер-дістю поверхні. Наступний сценарій: за рахунок ве-ликої сили тертя тіла 1 і 2 повністю зчеплені. Тоді

відсутнє тертя ковзання і можлива знакозмінна де-формація поверхневого шару завдяки малій танген-ціальній жорсткості поверхні в сукупності з силамиінерції маси третього тіла ( )yxxz ≠= , . І останнійвипадок, коли можливий одночасний зсув матеріа-лу в поверхневому шарі та проковзування( )yxxz ≠≠ , .

На рис. 3 представлені результати переміщеньсистеми двох мас, які коливаються разом з осно-вою з частотою 22,5 Гц. Характер переміщеньсвідчить, що в перший момент часу відбуваєтьсязміщення деталі від початкового положення і про-цес стає аперіодичним з елементами проковзуван-ня тіла 2 по основі. Разом з тим, спостерігаютьсявідносне мікропереміщення між тілами 2 і 3 (рис. 3,б), за якими можна оцінити розсіювання енергії вповерхневому шарі в результаті деформації. Фазовідіаграми руху тіл 2 і 3 показують хаотичну динамі-ку. Однак, еволюція третього тіла більш структури-зована, що може засвідчити детальний аналіз фрак-тальної розмірності або вейвлет-перетворення часо-вих рядів [2].

Рис. 3. Переміщення елементів динамічної системи. Частота коливань основи 22,5 Гц, амплітуда коливань 5 мкм, силатертя F =8·105 Н, тангенціальна жорсткість с = 6·1010 Н/м, а – часовий перебіг від 0 до 3 с; б – фрагмент від 0,106 до

0,207 с

а

б


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 49 #

а

б

Рис. 4. Фазові діаграми переміщення тіла 2 (а), тіла 3 (б)

Висновки

1. Представлена математична модель дина-мічної системи поверхні розділу двох тіл з відок-ремленням контактної області від деталі в цілому.

2. Отримані еволюційні оператори руху тіл.3. Якісна картина фазових діаграм може засві-

дчити про хаотичний рух тіл по основі.4. Визначена роль приконтактної області, яка

гасить високочастотні коливання, що виникають всистемі через тертя між поверхнями.

5. Використання технологічних методів обробкиз метою досягнення відповідної тангенціальної жор-сткості поверхневого шару дасть можливість усу-нути пошкодження від малоамплітудного фретингуі пітингу.


1. Шалапко Ю.И., Каплун В.Г., Гончар В.В.Лазер-ная обработка электроискровых покрытий дляобеспечения фреттингостойкости// Вестник дви-гателестроения. №1, 2002. – C. 135-140.

2. Шалапко Ю.И., Камбург В.Г. Механика микро-перемещений с трением в приложении вейв-лет-анализа// Труды международного симпози-ума "Надежность и качество 2006", Пенза.2006. – Т.2. – C. 293-297.


Представлена математическая модель динамического взаимодействия двух тел вприсутствии третьего тела, через которое происходит непосредственный контакт итрение. Решается система двух дифференциальных уравнений, которые являются опе-раторами эволюционного поведения контакта в условиях вибрационной тангенциальнойнагрузки. Эволюционная модель позволяет через экспериментальные данные по относи-тельному движению двух тел и упругие характеристики поверхностного слоя оценитьреальные параметры малоамплитудного фреттинга.

Presented is a mathematical model of dynamic interaction of two bodies at presence of a thirdone through which direct contacting and friction occurs. The system of two differential equationsis being solved which are operators of evolutional behavior of contact in conditions of vibrationaltangential loading. Evolutional model enables to evaluate real parameters of low amplitude frettingthrough experimental data on relative motion of two bodies and rigid characteristics of surfacelayer.


# 50 #

УДК 539.3

Д. В. Ивченко, П. К. Штанько, А. И. Коваленко

ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОВРЕЖДАЕМОСТИЧАСТИЦ ПЫЛИ ПРИ УДАРЕ ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ

ГАЗОАБРАЗИВНОЙ ЭРОЗИИ ДЕТАЛЕЙГАЗОВОЗДУШНОГО ТРАКТА ВЕРТОЛЁТНЫХ

ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙПредставлены численные исследования повреждаемости частицы пыли при ударе

при помощи математического моделирования методом конечных элементов.

© Д. В. Ивченко, П. К. Штанько, А. И. Коваленко 2006 г.

Введение

Газобаразивная эрозия деталей газовоздушно-го тракта вертолётных газотурбинных двигателей,возникающая при эксплуатации в условиях запы-лённости воздуха приводит к значительному сни-жению надёжности и ухудшению технико-экономи-ческих характеристик газотурбинных двигателей ивертолётов в целом, а также к снижению боеготов-ности вертолётов военного назначения [1].

Одним из основных препятствий при модели-ровании динамики трёхмерных течений воздуха(газа) с частицами пыли в газовоздушном тракте игазоабразивной эрозии деталей газовоздушноготракта является учёт повреждаемости и разруше-ния частиц пыли на более мелкие фрагменты приударах о поверхности деталей газовоздушного трак-та [1-2]. Возможность разрушения частиц пыли врезультате как одного, так и многих ударов экспе-риментально подтверждена:

- наличием экстремума зависимостей "эрозион-ные потери-размер частиц пыли", полученных раз-ными исследователями при обдувке образцов за-пылённым потоком воздуха (газа);

- изменением дисперсного состава запылённо-го потока при его движении по тракту компрессо-ра, определённого во время специальных стендо-вых испытаний вертолётного газотурбинного дви-гателя ТВ3-117 с забросом пыли в газовоздушныйтракт [3].

Целью настоящей работы является определе-ние повреждаемости частицы пыли при ударе пу-тём проведения численных исследований при по-мощи математического моделирования методомконечных элементов.

2 Математическое моделирование и чис-ленные исследования удара частиц пыли опреграду из твёрдого сплава Т15К6

При математическом моделировании частицпыли использовались следующие допущения:

– геометрическая форма частицы пыли принятасферической для упрощения её математического

описания, хотя на самом деле тела частиц пылиимеют разнообразные и, как правило, сложные гео-метрические формы, в результате чего в действи-тельности они имеют более низкую прочность;

- частица пыли является упруго-хрупким телом,которое имеет сплошное строение;

- механические характеристики свойств части-цы пыли приняты равными соответствующим ме-ханическим характеристикам свойств оксида крем-ния (SiO2) [8], который, как правило, является ос-новным компонентом пыли (содержание SiO2 вразных почвах достигает до 60-93 %);

- модуль упругости (модуль Юнга) частицы пылизависит от её размера.

Преграда моделировалась пластиной (идеаль-но упругое тело, которое имеет сплошное строе-ние); механические характеристики твёрдого сплаваТ15К6 принимались в соответствии с данными ра-боты [9].

Трёхмерная конечно-элементная модель нор-мального удара частицы пыли по преграде из твёр-дого сплава Т15К6 включает в себя 13895 конеч-ных 8-ми узловых элементов-гексаэдров и исполь-зует условия геометрической симметрии (рассмат-ривается 1/4 часть полной модели). Граничные иначальные условия конечно-элементной моделивключают закрепление пластины по периметру внаправлении удара и задание необходимой скоро-сти узлам сферы, а также условий геометрическойсимметрии. Для решения задачи удара использо-вался явный метод решения уравнения динамики(метод рекуррентных соотношений).

Были проведены численные исследования ча-стиц пыли размером d = 80, 40, 20 и 10 мкм соскоростями удара V = 250, 300, 375 и 425 м/с,которые соответствуют скоростям, при которыхданные частицы разрушаются [6].

В результате проведенных исследований былоопределено, что форма частицы пыли сильно де-формируется в районе контакта с преградой (рис.1) и качественно похожа на деформированные фор-мы сферических частиц оксида алюминия после


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 51 #

их высокоскоростных ударов [10]. Также было оп-ределено, что объёмы частицы пыли в районе кон-такта при ударе находятся в сложном напряжён-ном состоянии (всестороннее сжатие), причём зна-чение главных напряжений 3σ в 1,48-2,09 раз пре-восходят значения главных напряжений 2σ и 1σ(таблица 1). Изменение главных напряжений вовремени (в месте действия максимальных эквива-

Рис. 1. Поля главных напряжений 3σ в частицах пыли при ударе о преграду из твёрдого сплава Т15К6 (частицы пылипредставлены в разных масштабах; решение в элементах; цвет теплее – напряжение больше)

лентных напряжений 3σ ) в частицах пыли при уда-ре представлены на рис. 2.

Таблица 1 – Значения главных напряжений (момент действия максимальных главных напряжений

3σ ) в частицах пыли при ударе о преграду из твёрдого сплава Т15К6


# 52 #

Рис. 2. Изменение главных напряжений во времени (в месте действия максимальных эквивалентных напряжений 3σ )в частицах пыли при ударе

3 Математическое моделирование не-сплошности частиц пыли

Объём частиц пыли в действительности не спло-шен и содержит различные неоднородности, раз-меры, местонахождение и ориентация которых яв-ляются случайными величинами, но влияющиесущественным образом на прочность частиц пылипри ударе, так как являются концентраторами на-пряжений. Следует также отметить, что при ударечастицы пыли, данные неоднородности растут (уве-личиваются их размеры, находящиеся рядом не-сколько неоднородностей могут соединиться в однуи т. д.), т. е. частицы пыли повреждаются.

Поэтому для оценки повреждаемости частицпыли при ударе была создана математическая ко-нечно-элементная модель объёма частицы пыли снеоднородностями. Объём частицы моделировал-ся телом кубической формы. Размер ребра кубапринят в 10 раз больше половины размера мини-мальной неоднородности и составляет 2⋅10-3 мкм.

Половина размера минимальной неоднородно-сти рассчитывалась в соответствии с подходом

линейной механики разрушения:

, мкм

где значения нормального напряжения σ = 3σ =26,41 ГПа приняты из численного экспериментаудара частицы пыли размером d = 10 мкм со ско-ростью V = 425 м/с; значения критического ко-

эффициента интенсивности напряжений CK = 0,7МПа⋅м1/2 приняты в соответствии с данными ра-боты [11].

Конечно-элементная модель включает в себя1000 конечных 8-ми узловых элементов-гексаэд-ров.

Несплошность частицы пыли моделироваласьпри помощи технологии "убийства" конечных эле-ментов. Суть этой технологии заключается в том,что жесткость конечных элементов, имитирующихнеоднородность, задавалась пренебрежительно


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 53 #

малой (реальная жёсткость элементов умножаласьна 10-6). Начальное количество и геометрическоеположение "убитых" конечных элементов было слу-чайным – "убийство" осуществлялось с помощьюпрограммы-генератора случайных чисел.

После приложения нагрузок, осуществлялосьповторное "убийство" конечных элементов, если ихэквивалентные напряжения эквσ , определённые по4 теории прочности, достигают теоретического пре-дела прочности:

, (1)

где теорσ – теоретический предел прочности, оп-ределяемый как [12]:

, ГПа,

где модуль упругости (модуль Юнга) E = 135ГПаопределялся путём экстраполяции результатов эк-спериментальных исследований по определениюмодуля упругости образцов из SiO2 различногопоперечного сечения [8].

Выбор 4 теории прочности (критерия Губера-Мизеса-Генки) обусловлен тем, что при "мягких"напряжённых состояниях (напряжённых состояни-ях, близких к всестороннему сжатию) хрупкие ма-териалы могут вести себя как пластичные [13].

На гранях куба приложением давлений моде-лировалось сложное напряжённое состояние (все-стороннее сжатие), при котором:

, (2)

Повреждаемость объёма частицы пыли опреде-лялась её сплошностью [14]:

, (3)

где сплошность C определялась как отношение

объёма неоднородностей НV , которые находятся

в рассматриваемом объёме ОV :

. (4)

Следовательно при 1=C – неоднородности от-сутствуют (сплошное строение) и 0=Π ; при

10 << C – неоднородности присутствуют и 0>Π .Алгоритм решения задачи повреждаемости

объёма частицы пыли с неоднородностями пред-ставлен на рис. 3.

4 Численные исследования повреждаемо-сти объёма частицы пыли с неоднородностя-ми

Для оценки повреждаемости частицы пыли при

ударе с учётом несплошности её строения былипроведены численные исследования с использо-ванием математической модели конечных элемен-тов объёма частицы пыли с неоднородностями.Было проведено более 240 численных исследова-ний при следующих значениях главных напряже-ний:

1σ = 2σ = – 8,4 ГПа, 3σ = – 12 ГПа;

1σ = 2σ = – 11,9 ГПа, 3σ = – 17 ГПа;

1σ = 2σ = – 15,4 ГПа, 3σ = – 22 ГПа;

1σ = 2σ = – 18,2 ГПа, 3σ = – 26 ГПа.

За разрушение принималось любое разделениеобъёма частицы пыли на отдельные части (фраг-менты). Наличие разрушения оценивалось каче-ственно (рис. 4).

В результате численных исследований былоопределено, что вероятность разрушения 100 %имеет место при следующих значениях начальнойсплошности объёма (перед нагружением):

C = 0,48 при 1σ = 2σ = – 8,4 ГПа,

3σ = – 12 ГПа, рσ = эквσ = 3,6 ГПа;

Рис. 3. Алгоритм решения задачи повреждаемостиобъёма частицы пыли с неоднородностями


# 54 #

C = 0,56 при 1σ = 2σ = – 11,9 ГПа, 3σ = – 17 ГПа, рσ = эквσ = 5,1 ГПа;

C = 0,54 при 1σ = 2σ = – 15,4 ГПа, 3σ = – 22 ГПа, рσ = эквσ = 6,6 ГПа;

C = 0,73 при 1σ = 2σ = – 18,2 ГПа, 3σ = – 26 ГПа, рσ = эквσ = 7,8 ГПа,где рσ – напряжение разрушения объёма частицы пыли.

Эти результаты представлены графически на рис. 5, где результаты численных исследований описа-

ны уравнением прямой линии с коэффициентами:А = 14,554025 и В = – 2,629949.

Выводы и перспективы дальнейших иссле-дований

Проведены численные исследования повреж-даемости частиц пыли при ударе при помощи ма-тематического моделирования методом конечныхэлементов, в результате которых была определеназависимость напряжения разрушения её объёмовот начальной сплошности её материала.

Перспективой дальнейших исследований яв-ляется возможность проведения математическо-го моделирования процессов газобабразивнойэрозии деталей газовоздушного тракта вертолёт-ных газотурбинных двигателей с учётом повреж-даемости и разрушения частиц пыли на более

Рис. 4. Разрушение объёма частицы пыли ( Π = 0,76) приначальной сплошности C = 61,4 и параметрах

1σ = 2σ = – 11,9 ГПа, 3σ = – 17 ГПа

Рис. 5. Напряжение разрушения частиц пыли при ударе

мелкие фрагменты в результате их ударов о по-верхности деталей газовоздушного тракта.


1. Ивченко Д.В., Штанько П.К., Исаев Н.В., Пав-лов И.Ю. Эрозионная прочность деталей газо-воздушного тракта вертолётных газотурбинныхдвигателей при эксплуатации в условиях за-пылённости воздуха. Современное состояниепроблемы и возможный путь её решения //Авиационно-космическая техника и техноло-гия: Сб. науч. тр. – Харьков: ХАИ, 2004. – Вып.7(15). Конструкция и прочность. – С. 135-139.

2. Ивченко Д.В., Денисюк В.Н., Штанько П.К.Математическое моделирование высокоско-ростного удара твёрдой частицы по пласти-чески деформируемому телу//Вестник двига-телестроения. – 2004. – № 4. – С. 80-84.

3. Богуслаев В.А., Муравченко Ф.М., ЖеманюкП.Д. и др. Повышение износостойкости лопа-ток // Технологическое обеспечение эксплуа-тационных характеристик деталей ГТД. Лопат-ки компрессора и вентилятора. – Запорожье:ОАО "Мотор Сич", 2003. – С. 353-388.

4. Тененбаум М.М. Износостойкость конструкци-онных материалов и деталей машин. – М.:Машиностроение, 1966.

5. Жигаев В.Д. Прочность зёрен кварцевого пес-ка // Машиноведение. – 1971. – № 1. – С. 101-105.

6. Григорьев М.А., Коган Б.М. О разрушении аб-разивных частиц загрязнения масла в двига-теле // Автомобильная промышленность. – 1979.– № 5. – С. 2-4.

7. Шумилов А.А. Разработка и внедрение изно-состойких материалов для деталей, подвержен-ных интенсивному газоабразивному изнашива-нию: Диссертация канд. техн. наук: 05.02.01. –Запорожье, 1989.

8. Физико-химические свойства окислов. Справоч-ник / Самсонов Г.В., Борисова А.Л., ЖидковаТ.Г. и др. – М.: Металлургия, 1978. – 472с.

9. Гладун А.Д., О.В. Вишенкова О.В. Волноваятеория высокоскоростных режимов обработкиматериалов резанием // Письма в ЖТФ. – 2005.– т. 31, вып. 4. – С. 23-29.

10. Salman A.D., Reynolds G.K. and Hounslow M.J.Particle Impact Breakage in Particulate Processing


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 55 #

// Kona; Power and Particle. – 2003. – № 21. – P. 88-99.

11. Механика разрушения и прочность материалов:Справ. Пособие: В 4 т. / Под общей ред. Пана-сюка В.В. – К.: Наук. Думка, 1988. – Т. 3. – С.163.

12. Основы механики разрушения Нотт Дж. Ф. – Пер.с англ. – М.: Металлургия, 1978. – 256 с.

13. Сопротивление материалов / Под. ред. акад.АН УССР Писаренко Г.С. – 5-е изд., перераб.И доп. – К.: Вища. шк. Головное изд-во, 1986.– С. 208.

Представлено чисельні дослідження пошкоджуваності частки пилу при ударі за допо-могою математичного моделювання методом кінцевих елементів.

Presented are numerical researches on impairmentness of dust particles at impact using themathematical simulation through final elements method.

14. Качалов Л.М. Основы механики разрушения.– М.: Наука, 1974. – 312 с.



# 56 #

УДК 629.7.01

Ю. И. Торба

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА И МЕТОДИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТОСПОСОБНОСТИ

ФАКЕЛЬНЫХ ВОСПЛАМЕНИТЕЛЕЙ В ШИРОКИХДИАПАЗОНАХ ИМИТИРУЕМЫХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ

ХАРАКТЕРИСТИКРассмотрены конструкция, принцип работы, методика постановки и проведения ра-

бот на экспериментальной установке для всесторонних исследований факельных вос-пламенителей с питанием воздухом из кольцевого канала камеры сгорания. Произведеноотражение технических возможностей установки. Рассмотрены перспективы дальней-ших совершенствований и доводки.

© Ю. И. Торба 2006 г.

Постановка проблемы в общем виде и еесвязь с важными научными и практическими за-даниями

Без надежного воспроизводимого запуска не-возможно выполнение двигательной установкой(ДУ) своего предназначения. В последнее времязапуск, как правило, стал функцией подчиненнойэкологии. Это связано с явно прослеживающейсятенденцией создания малоэмиссионных камер сго-рания [1], которые ориентированы на обеднениетопливовоздушной смеси (ТВС). В связи с этимзначительно сужается диапазон пусковых харак-теристик ДУ. Таким образом, для надежного запус-ка, в диапазонах, установленных техническим за-данием на проектирование, необходим источник за-жигания, позволяющий создать мощный началь-ный очаг горения. Таким источником, применяемымв широком спектре газотурбинных двигателей (ГТД)и имеющим явные преимущества перед другимиспособами зажигания является факельный воспла-менитель (ФВ) [2-4]. Проблема доводки источниказажигания, с целью обеспечения надежного запус-ка, остается первичной для любого ГТД.

Для обоснования выбора того или иного вари-анта ФВ при разработке систем зажигания совре-менных и перспективных ГТД необходимо провес-ти сравнительные и доводочные исследования ихработоспособности. Эти исследования проводятсяв условиях, моделирующих натурные по: высот-ности, температуре воздуха и топлива, расходувоздуха и др. параметрам, – которые в конечномитоге будут определять диапазон эксплуатацион-ных характеристик, а также надежность и эффек-тивность выбранного варианта ФВ.

В последнее время широкая часть исследова-ний ориентируется на численный эксперимент.Однако, применительно к проведению исследова-ний факельных воспламенителей, используемыефизические модели газофазного горения ТВС с

искровой стабилизацией пламени имеют большоеколичество допущений, искажающих математичес-кую модель. В связи с недостаточной достоверно-стью результатов численного метода, исследова-ния ФВ ориентированы на натурный эксперимент.В данное время именно он обладает наибольшейобъективностью и достоверностью получаемых ре-зультатов.

Анализ последних публикаций и выделе-ние не решенных ранее частей проблемы

Анализируя спектр работ, посвященных иссле-дованию ФВ [5-8], следует отметить, что в них от-сутствуют вопросы, связанные с эксперименталь-ной установкой и методикой проведения исследо-ваний. Исключение составляет работа [5], в кото-рой представлена схема измерения температурыфакела на выходе из воспламенителя.

Цель данной статьи состоит в: описании кон-струкции и принципа работы установки для всесто-ронних исследований ФВ; описании созданной ме-тодики постановки и проведения исследования; от-ражении технических возможностей установки,перспектив ее совершенствования и доводки.

Изложение основного материала исследо-вания с обоснованием полученных результа-тов

В связи со сложившейся ситуацией необходи-мости проведения исследований ФВ, на ГП "Ив-ченко-Прогресс" разработана и введена в эксплу-атацию экспериментальная установка (рис. 1). Дляисследования ФВ первого типа – с питанием воз-духом из кольцевого канала камеры сгорания (КС)[3] предложен метод, позволяющий моделироватьнатурные условия работы ФВ. Суть его заключает-ся в имитации: условий течения воздуха, расхо-дов топлива, энергии и частоты разряда на свечезажигания, температуры воздуха и топлива. Этодостигается применением специальных приспособ-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 57 #

лений, позволяющих в автономных условиях, приминимальных геометрических размерах, получитьнезависимо друг от друга изменяемые параметры,влияющие на работоспособность ФВ. На рис. 2представлена принципиальная схема установки.

1 – агрегат зажигания; 2 – вихревая холодиль-ная установка; 3-9 – вентиль регулировочный; 10-14 – вентиль сбросной; 15 – камера сгорания (от-сек КС, приспособление для имитации течения воз-духа); 16, 17 – насос основной; 18,19 – насос про-качки; 20,21 – отсечной клапан; 22-25 – преобразо-ватель измерительный Сапфир-22; 26,27 – ресивервоздушный; 28-30 – топливная емкость; 31 –баро-камера; 32 – термокамера ТКСИ 02-80; 33,34 – тер-

Рис. 1. Фото экспериментальной установки для исследования ФВ

Рис. 2. Схема установки для исследования ФВ

мопара ХА; 35-38 – термопара ХК; 39 – турбинныйдатчик расхода; 40 – факельный воспламенитель;41 – фильтр воздушный; 42,43 – фильтр топливный;44 – шахта шумоглушения; 45 – электроподогре-ватель; 46 – эжектор.

Измерение давления воздуха в ТБК произво-дится преобразователем измерительным абсолют-ного давления Сапфир – 22 ДА модель 2030 с пре-делом допускаемой основной погрешности ± 0,25%. Измерение перепада давления воздуха междукольцевым каналом и жаровой трубой производит-ся преобразователем измерительным разностидавлений Сапфир – 22 ДД модель 2430 с преде-лом допускаемой основной погрешности ± 0,25 %.


# 58 #

Измерение давлений рабочего и пускового топли-ва производится преобразователем измерительнымизбыточного давления Сапфир – 22 ДИ модель2160 с пределом допускаемой основной погреш-ности ± 0,25 % [9].

Измерение температур факела воспламенителяи продуктов сгорания на выходе из КС (отсека)производится термопарами группы хромель – алю-мель (К) с пределом допустимых отклонений т.э.д.с.(термоэлектродвижущая сила) от НСХ (номиналь-ная статическая характеристика) ±2,5 (±0,0075t) °С(t – измеряемая температура) для диапазона из-меряемых температур -40÷333 (333÷1200) °С. Из-мерение температур пускового и рабочего топли-ва, корпуса воспламенителя, воздуха на входе ввоспламенитель производится термопарами груп-пы хромель – копель (L) с пределом допустимых от-клонений ТЭДС от НСХ ±2,5 (±0,0075t)°С для диа-па зо на изм ер я емы х тем пер а т ур -40÷300 (300÷800) °С. Обработка сигналов термопарпроизводится температурным модулем 227К с пре-делом приведенной основной погрешности ±0,08 %и пределом приведенной дополнительной погрешно-сти 0,0 5% (дополнительная погрешность вызывает-ся изменением температуры в рабочих условиях) [10].

Расход рабочего топлива измеряется приборомТДР (турбинный датчик расхода) с пределом ос-новной приведенной погрешности измерения 1,0% [11].

При проведении испытаний производится обра-ботка измеряемых параметров и автоматическийрасчет значений:

- имитируемой высоты;- расхода рабочего и пускового топлива;- коэффициента избытка воздуха;- приведенной скорости воздуха в отверстиях

жаровой трубы КС (отсека);- расхода воздуха через отсек;- приведенной плотности потока массы;- расхода воздуха через воспламенитель.Для проведения испытаний воспламенитель

монтируется на приспособление рис. 3, 4 для ими-тации течения воздуха в кольцевом канале КС. Вкачестве приспособления также может использо-ваться четырехгорелочный отсек рис.5 и непосред-ственно полноразмерная КС рис. 6 (которую удов-летворяют геометрические размеры ТБК). При ис-пользовании отсека и полноразмерной КС реали-зуется возможность исследовать не только пуско-вые характеристики ФВ, но и производить оценкувлияния поджигающей способности факела вос-пламенителя применительно к рабочему топливу.

Основным критерием работоспособности ФВявляется температура продуктов сгорания на вы-ходе из его сопла [7]. Исходя из количественныхзначений показаний температуры производитсязаключение о запуске (не запуске), определяетсяэффективность работы ФВ, т.к. для воспламените-

ля является важной характеристикой такой показа-тель как тепловая мощность на единицу массы [2].Замер температуры продуктов сгорания осуществ-ляется двумя одноточечными спаями ХА которыеподключаются к вычислительному комплексу (ВК).Как видно из рис. 3, на котором представлено раз-мещение термопар, один спай расположен на сре-зе сопла воспламенителя, а другой на некоторомудалении от среза. С помощью такого расположе-ния довольно легко определяется режим работывоспламенителя с отрывом факела от сопла.

При испытании воспламенителя на отсеке либополноразмерной КС препарируются помимо вос-пламенителя их выходные сечения в радиальноми осевом направлениях термопарами группы ХАлибо Пр/30/6 и подключаются к ВК.

Для удобства проведения эксперимента, повы-шения качества, точности и достоверности резуль-татов испытаний установка оборудована системоймониторинга и автоматической регистрации пара-метров испытания. Данная система обеспечиваетсогласование всех датчиков установки с вычисли-тельным комплексом MIC-400D. ВК обеспечиваетдискретность опроса и записи информации кана-

Рис. 3. Схема приспособления для имитации течениявоздуха в кольцевом канале камеры сгорания

Рис. 4. Фото приспособления для имитации течениявоздуха в кольцевом канале камеры сгорания


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 59 #

лов с частотой до 5 Гц. Это позволяет эффективнофиксировать в память ВК динамику протеканияпроцессов, получать результаты испытания непос-редственно в электронном виде.

При проведении исследований и доводке ФВважную роль играет информация полученная пу-тем визуального наблюдения. В стенках ТБК уста-новлены кварцевые смотровые стекла. В зависи-мости от места расположения объекта испытанияв ТБК выбирают ближайшее к нему смотровое окнои устанавливают напротив него дистанционно уп-равляемую видеокамеру рис. 1. Сигнал с изобра-жением от видеокамеры поступает на телевизор иперсональный компьютер (ПК). Это позволяет на-блюдать за работой воспламенителя, отсека (пол-норазмерной КС) на безопасно удаленном рассто-янии непосредственно в момент испытания. ПКнеобходим для оцифровки видеоизображения вреальном масштабе времени. Это позволяет осу-ществить быстрое повторное воспроизведение за-писи работы воспламенителя, сохранить видеома-териалы в электронном виде.

С целью предупреждения возникновения ава-рийной ситуации установка оборудована системойблокировки и защиты. Данная система обеспечи-вает автоматическое прекращение подачи пуско-вого и рабочего топлива при возникновении пожа-роопасной ситуации в ТБК.

Рис. 5. Фото четырехгорелочного отсека камеры сгорания

Рис. 6. Фото полноразмерной камеры сгорания, испыты-ваемой в термобарокамере

При проведении испытаний ФВ работа осуще-ствляется следующим образом.

Регулируя температуру в ТКСИ-02-80 (32) и пе-риодически включая насосы прокачки (18,19) ус-танавливается требуемое значение температурытоплива. При помощи регулировочных вентилей (5,6, 7, 12) устанавливается необходимая температу-ра и скорость воздуха в КС (отсеке, приспособле-нии). С помощью вентилей регулировочных (3, 4)устанавливаются требуемые значения давленийпускового и рабочего топлива соответственно. Ре-гулируя вентиль (9) достигается необходимая вы-сотность испытания. Корректируется значение ско-рости воздуха и давлений топлива, проверяется го-товность ВК и ПК. Подается команда на запуск,после чего в автоматическом режиме производит-ся выполнение следующей циклограммы:

- запись информации от всех датчиков установ-ки в память ВК;

- запись видеоизображения процесса работывоспламенителя в память ПК;

- включение свечи зажигания (подача напряже-ния на агрегат зажигания (1));

- включение подачи пускового топлива (отсеч-ной клапан (20));

- включение подачи рабочего топлива (отсеч-ной клапан (21));

- выключение свечи зажигания;- выключение подачи пускового топлива;- выключение подачи рабочего топлива;- выключение записи информации от датчиков

в память ВК;- выключение записи видеоизображения про-

цесса работы воспламенителя в память ВК;- подается команда останова.При необходимости производится повторный

просмотр значений параметров от датчиков и ви-деоизображения процесса работы ФВ. Производит-ся изменение либо корректировка скорости, тем-ператур, давлений, после чего осуществляется оче-редная циклограмма запуска.

При проведении испытаний ФВ на приспособ-лении, имитирующем кольцевой канал КС, не ис-пользуется рабочее топливо.

Рабочее топливо подается только при условиизапуска воспламенителя. После запуска (не запус-ка) КС (отсека) через 3…5 с производится отклю-чение подачи рабочего топлива.

При проведении запусков дополнительно фик-сируются: запуск (не запуск) ФВ; характер и раз-меры полученного воспламенителем огневого фа-кела; запуск (не запуск) КС (отсека); характер го-рения в отсеке. Для наблюдения за процессом роз-жига рабочего топлива факелом воспламенителя водну из стенок отсека устанавливается кварцевоестекло.

Важное место в проведении исследований ФВзанимают так называемые запуски на «проход».


# 60 #

При проведении этих запусков с момента включе-ния свечи зажигания производят плавное измене-ние одного из имитируемых параметров (скорость,давление, и пр.). Такие исследования позволяютнаиболее полно отследить реальную картину за-пуска в эксплуатационных условиях.

Основные технические характеристики установ-ки.

Имитируемая высотность Н – до 11000 м, тем-пература воздуха на входе в объект испытания –223…...873 °К, температура топлива на входе вобъект испытания – 223…...323 °К, давление пус-кового и рабочего топлива на входе в форсунку –до 5,5 МПа, внутренний диаметр ТБК – 0,7 м, объемТБК – 0,4 м3.

Выводы из данного исследования и перс-пективы дальнейших поисков в данном направ-лении

Приведенная установка позволяет производитьполноценные исследования факельных воспламе-нителей на высоком техническом уровне постанов-ки и проведения эксперимента.

Высотные исследования на данной установ-ке требуют значительных материальных затрат.С целью снижения стоимости эксперимента ве-дется работа над созданием установки для ав-тономных исследований ФВ. В ходе планируе-мых мероприятий предполагается уменьшить ра-бочий объем термобарокамеры, т.е. снизить зат-раты за счет уменьшения расхода воздуха по-ступающего на эжектор.


1. Схемы современных камер сгорания авиаци-онных двигателей. – М.: ЦИАМ, 2002. – 47с.(Аналитический обзор № 401).

2. Кравченко И.Ф. Концепция решения проблемызапуска камеры сгорания при создании и до-водке ГТД с низким выбросом вредных ве-ществ // Авиационно-космическая техника итехнология. – 2005. – № 7. – С. 40-51.

3. М.А. Алабин, Б.М. Кац, Ю.А. Литвинов. Запускавиационных газотурбинных двигателей. – М.:Машиностроение, 1968. – 226 с.

4. Лефевр А. Процессы в камерах сгорания ГТД. –М.: Мир, 1986. – 566 с.

5. Высочин В.А. Исследование характеристик ра-

бочего процесса и анализ возможности форси-рования пусковых воспламенителей авиацион-ных газотурбинных двигателей // Вестник дви-гателестроения. – 2004. – № 1. – С. 116-120.

6. И.Ф. Кравченко, В.Е. Костюк, Ю.В. ПедашЧисленное исследование гидродинамическо-го и теплового взаимодействия факела пуско-вого воспламенителя с воздушным потокомвнутри жаровой трубы // Вестник двигателест-роения. – 2005. – № 2. – С. 37-43.

7. Ю.И. Торба Исследование характеристик фа-кельного воспламенителя ВРД // Проблемывысокотемпературной техники. – 2004. – С. 123-127.

8. Н.Ф. Дубовкин, А.П. Горшенин Особенностирабочего процесса пусковых воспламенителейкамер сгорания ГТД // Авиационная техника. –1971. – № 2. – С. 17-23.

9. Преобразователь измерительный САПФИР-22.Техническое описание и инструкция по эксплуа-тации 08919030 ТО. – 1986.

10. ДСТУ 2837-94 (ГОСТ 3044-94) Преобразовате-ли термоэлектрические. Номинальные стати-ческие характеристики преобразования.

11. Датчик расхода ТДР. Техническое описание и ин-струкция по эксплуатации 4Е2.833.844 ТО.


Розглянуто конструкцію, принцип роботи, методику постановки й проведення робітна експериментальній установці для всебічних досліджень факельних запальників з жив-ленням повітрям із кільцевого каналу камери згоряння. Зроблено відображення технічнихможливостей установки. Розглянуто перспективи подальших удосконалювань й дове-день.

The design, principle of operation, methodology of statement and execution of works on theexperimental installation in order to perform a comprehensive research of a flame igniter with an airfed from the combustion chamber channel are under consideration. The technical capabilities ofthe installation are described. The prospects for further improvement and development arerepresented.

íÂıÌÓÎÓ„Ëfl ÔðÓËÁ‚Ó‰ÒÚ‚‡ Ë ðÂÏÓÌÚ‡

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 61 #

УДК 621.45:62-253.5

О. Н. Бабенко, Е. Я. Кореневский, Д. В. Павленко

ВЛИЯНИЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ НАРАБОТКИ НАСОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ И ДЕМПФИРУЮЩИЕ

СВОЙСТВА ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ВРД ИВОССТАНОВЛЕНИЕ ИХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ

МЕТОДАМИПриведены результаты испытания лопаток компрессора с различной наработкой в

эксплуатации на усталость. Установлены закономерности изменения логарифмическо-го декремента колебаний лопаток и предела выносливости в зависимости от временинаработки, уровня переменных напряжений и способа их восстановления технологичес-кими методами.

© О. Н. Бабенко, Е. Я. Кореневский, Д. В. Павленко 2006 г.

Вопрос влияния длительной наработки деталейавиационной техники на их остаточный ресурс внастоящее время является особенно актуальнымв связи со значительным повышением ее стоимо-сти. Лопатки компрессора являются весьма нагру-женными деталями авиационных двигателей, оп-ределяющими ресурс их работы. В связи с этимисследования, направленные на установление за-кономерностей изменения их прочностных харак-теристик в зависимости от условий работы и вели-чины наработки в эксплуатации, а также выбор ра-ционального способа восстановления валяютсяактуальными.

С ростом наработки двигателей при различныхусловиях эксплуатации, влияющих на состояниевоздушного потока, происходит изменение геомет-рических параметров и качества поверхности перарабочих лопаток компрессора. Это существенновлияет на их виброчастотные характеристики, вы-носливость и демпфирующие свойства, а, соот-ветственно, и на запас прочности. В меньшей меретакое влияние проявляется на двигателях, эксп-луатирующихся на самолетах, в большей мере надвигателях вертолетов.

Для оценки влияния длительной эксплуатациина геометрические параметры, качество поверхно-сти пера, выносливость и демпфирующие свойствалопаток, исследовали рабочие лопатки первой сту-пени компрессора двигателя АИ-20М из стали14Х17Н2-Ш после наработки в эксплуатации в тече-ние 5860, 5998 и 10232 часов. С целью определе-ния целесообразности и возможности восстановле-ния качества поверхности и прочностных характе-ристик пера при очередных ремонтах двигателей,часть лопаток, из числа отобранных, подвергалиобработке пера ручным полированием, виброполи-рованием, виброгалтовкой и на ультразвуковойустановке стальными шариками ∅ 1,6 мм.

В процессе исследования определяли степеньи характер износа пера после наработки и повтор-ной обработки технологическими методами, шеро-

ховатость, микротвердость под поверхностью, глу-бину и степень наклепа, пределы выносливости илогарифмический декремент колебаний. Для срав-нительной оценки полученных данных исследова-ли серийные лопатки без наработки с окончатель-ной обработкой пера виброполированием.

Из анализа профилограмм, полученных напрофилографе-профилометре завода "Калибр"было установлено, что наиболее заметное изме-нение шероховатости происходит на поверхнос-ти корыта, где высота микронеровностей за вре-мя наработки лопаток увеличилась от Ra 0,55мкм до Ra 0,6…...0,65 мкм (табл. 1) при наличииэрозии и мелких точечных механических повреж-дений на входной кромке.

При проверке лопаток после наработки на при-боре ПОМКЛ-4 установлен весьма незначительныйизнос пера у входных кромок в пределах допуска-емых отклонений размеров в расчетных сечениях.

Таблица 1 – Шероховатость пера лопаток посленаработки и последующего восстановления повер-хности технологическими методами


# 62 #

После ручного полирования, виброполированияи обработки стальными шариками на ультразвуко-вой установке шероховатость на пере находиласьв диапазоне Ra 0,45...…0,55 мкм. В последнемслучае заметно улучшается микропрофиль повер-хности по сравнению с ручным полированием –увеличивается радиус кривизны дна впадин меж-ду выступами, что снижает их неблагоприятноевлияние на выносливость как резких концентрато-ров напряжений. После ручного полирования наповерхности пера остаются следы абразива на-правленной ориентации глубиной 0,45…...0,55 мкм.

При виброгалтовке, благодаря совместному воз-действию наклепа и полировального эффекта, по-верхность получается наиболее благоприятной извсех рассмотренных методов обработки: микропро-филь имеет плавные очертания, в 5…...6 раз уве-личивается приведенный радиус кривизны днавпадин по сравнению с ручным полированием.

Все рассмотренные способы обработки устра-няют мелкие точечные механические поврежденияглубиной до 20 мкм. Более крупные повреждениясглаживаются, приобретая плавные очертания.Контроль исследуемых лопаток на приборе ПОМКЛ-4 после их восстановления технологическими ме-тодами не показал дальнейшего прослабления раз-меров в расчетных сечениях.

Параметры наклепа поверхностного слоя опре-деляли методом замера микротвердости у поверх-ности на приборе ПМТ-3, при последовательномудалении тонких слоев металла (5…...10 мкм) элек-тролитическим полированием. Степень наклепаопределяли как процентное отношение микротвер-дости поверхности к микротвердости сердцевины.Результаты измерений приведены в табл. 2.

Как видно из таблицы 2, на лопатках с наработ-кой 5860 и 5996 часов глубина наклепа находиласьв пределах 30…...40 мкм; степень наклепа – в пре-делах 121...…124 %. Такие же параметры поверх-ностного слоя имели исходные лопатки – без нара-ботки.

На лопатках с более длительной наработкой –10232 часа, отмечалось заметное снижение мик-ротвердости у поверхности. На пере всех лопаток

Таблица 2 – Результаты измерения параметров наклепа исследуемых лопаток

с наработкой имел место тонкий, поврежденныйэрозией, слой до 3 мкм, который можно обнару-жить измерением микротвердости при нагрузках наинденторе 20 и 50 г, обеспечивающих погружениеалмазной пирамиды на глубину 1,5…...2,0 мкм.

После обработки пера лопаток с наработкой 5860часов как ручным полированием, так и виброполи-рованием, происходило восстановление парамет-ров наклепа на пере при сравнении их с лопаткамибез наработки.

В результате виброгалтовки лопаток после на-работки 5996 и 10232 часов глубина наклепа уве-личилась до 70…...80 мкм. Степень наклепа ока-залась относительно невысокой и составляла118…...124 % вследствие присущего виброгалтов-ке полировального эффекта.

При обработке этих лопаток стальными шари-ками на ультразвуковой установке глубина накле-па достигала 80…...110 мкм, степень наклепа125…...126,5 %. При этом пластическая деформа-ция с высокой степенью наклепа распространяласьна значительно большую глубину, чем при вибро-галтовке.

Очевидно, что оба метода – виброгалтовка иобработка на ультразвуковой установке, обеспечи-вают не только восстановление качества поверх-ности пера лопаток компрессора после длительнойнаработки, но и обладают упрочняющим эффектом,способствующим повышению их надежности.

При исследовании напряженного состоянияматериала лопаток после наработки 5860 часов спомощью прибора ПИОН-2 в поверхностном слоепера со стороны спинки были зафиксированы осе-вые остаточные напряжения сжатия. Их максималь-ная величина 250 МПа находилась на глубине 10мкм от поверхности, а общая глубина залеганияне превышала 35…...40 мкм, т.е. они незначитель-но отличались от остаточных напряжений характер-ных для исходных лопаток без наработки. Уровеньостаточных напряжений за время наработки сни-зился до 100...…120 МПа, глубина залеганияуменьшилась на 10...…12 мкм, что свидетельствуето их частичной релаксации под влиянием вибра-ций, а также появления и развития эрозионных про-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 63 #

цессов.На лопатках с наработкой 10232 часа уровень

остаточных напряжений сжатия в поверхностномслое не превышал 100 МПа при общей глубинезалегания 30 мкм, что подтверждает продолжениепроцесса их релаксации по мере увеличения вре-мени наработки. При восстановлении качества по-верхности пера ручным полированием на лопаткахс наработкой 5860 часов, характер распределенияповерхностном слое пера сжимающих остаточныхнапряжений практически не отличался от характе-ра напряженного состояния лопаток без наработ-ки.

После виброполирования лопаток имевших на-работку 5860 часов глубина напряженного слоядостигала 65 мкм, т.е. заметно увеличилась. Мак-симальная величина остаточных напряжений вблизиповерхности оставалась прежней – 200...…220МПа. После виброгалтовки лопаток, как с наработ-кой 5996 часов, так и с наработкой 10232 часов,напряженное состояние материала в поверхност-ном слое пера со стороны спинки оказалось прак-тически одинаковым. Уровень сжимающих остаточ-ных напряжений у поверхности достигал 150…...200МПа, при общей глубине залегания 80...…120 мкм.

При обработке лопаток с такой же наработкойстальными шариками на ультразвуковой установ-ке с увеличением глубины пластически деформи-рованного слоя увеличилась и глубина залеганияостаточных напряжений сжатия до 160…...180 мкмс максимальным значением их 200…...300 МПа уповерхности и плавном уменьшении к сердцеви-не.

Совместный анализ результатов исследованияшероховатости, наклепа и напряженного состоянияповерхностного слоя пера лопаток после длитель-ной наработки дает основание полагать, что привиброгалтовке и обработке пера на ультразвуковойустановке стальными шариками получается доволь-но благоприятный поверхностный слой, способству-ющий повышению прочностных характеристик ма-териала при наличии переменных нагрузок.

Испытания лопаток на усталость проводили наэлектромагнитном вибраторе (рис. 1), подвешенномна четырех струнах диаметром 2 мм и длиной 2 м,позволяющем производить запись виброграммсвободных колебаний, необходимых для опреде-

Рис. 1. Общий вид вибростенда для испытанийна усталость

Таблица 3 – Результаты испытаний лопаток на усталость

ления логарифмического декремента с минималь-ным рассеянием энергии в окружающую среду.

В результате испытаний на усталость были оп-ределены пределы выносливости лопаток при ре-зонансных колебаниях основного тона – 330…...360Гц на базе 107 циклов. Заданный уровень напря-жений устанавливали по тензодатчику, наклеенно-му в узле колебаний со стороны спинки – в местемаксимальных напряжений и поддерживали поразмаху пера.

Как видно из табл. 3, за время наработки в эк-сплуатации 5860 часов предел выносливости ло-паток снизился по сравнению с лопатками без на-работки на 12,5 % – с 400 до 350 МПа. Такое жеуменьшение предела выносливости наблюдалосьдля лопаток с наработкой 5996 часов. После нара-ботки 10232 часа предел выносливости составлял310 МПа, т.е. уменьшился на 22,5 % по сравнениюс лопатками без наработки.

По-видимому, нельзя считать причиной сниже-ния предела выносливости лопаток компрессоратолько продолжительность наработки, поскольку наэтот процесс оказывают большое влияние условияэксплуатации двигателей, существенно влияющиена качество поверхности пера, особенно на обра-зование и интенсивность развития эрозии матери-ала и коррозии под напряжением.

После восстановления качества поверхностипера рабочих лопаток компрессора с наработкой5860 часов ручным полированием и виброполиро-ванием, предел выносливости повысился с 350 до


# 64 #

400 МПа, т.е. до уровня исходных лопаток без на-работки. Его повышение на 12,5% произошло восновном за счет удаления поврежденного эрози-ей поверхностного слоя и восстановления шеро-ховатости поверхности до уровня, оговоренноготехническими требованиями.

Предел выносливости лопаток с наработкой5996 часов как после виброгалтовки пера, так ипосле обработки стальными шариками на ультра-звуковой установке, увеличился с 350 МПа до 430МПа, т.е. на 22,8 %, что на 7,5 % выше, чем длялопаток без наработки. При тех же способах вос-становления лопаток с наработкой 10232 часа пре-дел выносливости увеличился с 310 МПа до 430 МПа, т.е. на 28,7 % благодаря получению благо-приятного, с точки зрения выносливости, сочета-ния параметров поверхностного слоя.

Совместный анализ данных, полученных приисследовании качества поверхности и результатовиспытаний на усталость дает основание полагать,что высокая эффективность рассматриваемых спо-собов восстановления лопаток компрессора виб-рогалтовкой и наклепом стальными шариками наультразвуковой установке заключается как в уда-лении поврежденного поверхностного слоя, так ив образовании более благоприятного, по сравне-нию с ручным полированием и даже виброполиро-ванием, профиля микронеровностей со значитель-но большим радиусом дна впадин, а также в полу-чении упрочненного слоя глубиной до 80...…120мкм с остаточными напряжениями сжатия250…...300 МПа и общей глубиной залегания120...…160 мкм. При этом наличие наклепа и бла-гоприятных остаточных напряжений способствуетповышению выносливости лопаток, в том числе инейтрализации микротрещин – закрытых концент-раторов напряжений, образовавшихся на пере впроцессе эксплуатации под действием эрозии ивибрационных нагрузок.

Повышение выносливости после виброгалтов-ки происходит в основном за счет удаления по-врежденного слоя, наклепа и получения благопри-ятного микрорельефа. При упрочнении стальнымишариками доминирующим фактором является на-клеп и образование остаточных напряжений сжа-тия, распространяющихся на значительную глуби-ну.

Первоначальные очаги усталостных разруше-ний у большинства лопаток после наработки рас-полагались на входных кромках в наибольшеймере подвергающихся эрозии материала, мелкиммеханическими повреждениям и абразивному из-носу. При этом наблюдалось значительное рассе-яние мест изломов по длине пера.

После восстановления все лопатки, независи-мо от способа обработки, разрушались с поверх-ности спинки в области узла колебаний основноготона. При этом имело место весьма незначитель-

ное рассеяние мест изломов по длине пера, чтосвидетельствует о стабильности качества поверх-ностного слоя пера лопаток после восстановления.

Оценку демпфирующих свойств исследуемыхлопаток выполняли по логарифмическому декре-менту, полученному из виброграмм свободных ко-лебаний по формуле:

,

где δ – величина декремента колебаний (в процен-тах) при среднем переменном напряжении в мате-риале пера под тензодатчиком на участке ампли-туд ak – ak + z,

ak и ak + z – начальная и конечная амплитудынапряжений на рассматриваемом участке виброг-раммы (рис. 2, 3).

z – число циклов на рассматриваемом участкевиброграммы с начальной амплитудой ak и конеч-ной ak + z .

Запись виброграмм свободных колебаний вы-полняли перед испытанием каждой лопатки на вы-носливость шлейфным осциллографом тензоизме-рительного устройства (рис. 3). При этом, величи-ну первоначального напряжения устанавливали потензодатчику и принимали для всех лопаток оди-наковым, равным пределу выносливости лопатокпосле изготовления (без наработки) – 400 МПа.

Переход от вынужденных колебаний к свобод-ным производили путем срыва возбуждения – пре-кращения подачи сигнала от усилителя к катуш-кам переменного магнита. Шлейфный осциллографвключали с опережением 0,1 с до момента срывавозбуждения.

Виброграммы обрабатывали по методике инсти-тута Проблем прочности НАН Украины. В связи срассеянием данных измерений для каждой партиилопаток определяли среднее значение логарифми-ческого декремента колебаний на каждом уровнепеременных напряжений виброграммы (рис. 2).


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 65 #

Рис. 2. Параметры виброграммы свободных колебаний для определения логарифмического декремента

Рис. 3. Виброграмма свободных колебаний исследуемой лопатки

Как видно из графиков, представленных на рис.4, логарифмический декремент колебаний лопатокдо наработки при среднем напряжении под тензо-датчиком 380 МПа составлял 1,25%. После нара-ботки в эксплуатации наблюдается его увеличениеособенно при напряжениях, превышающих их пре-делы выносливости. Для лопаток с наработкой 5860часов – начиная с напряжения 350 МПа, для лопа-ток с наработкой 10232 часа – начиная с 300…...310МПа.

Рис. 4. Зависимость величины логарифмического декре-мента колебаний исследуемых лопаток от уровня пере-менных напряжений и метода восстановления качестваповерхности пера: 1 – лопатки без наработки; 2 – лопаткис наработкой 10232 часа; 3 – после наработки и восста-новления их виброгалтовкой; 4 – после наработки и

восстановления шариками на УЗУ

Для лопаток, имевших наработку в эксплуата-ции 5860 часов, при сравниваемом среднем на-пряжении 380 МПа величина декремента достига-ла 1,75 %, для лопаток с наработкой 10232 часа –1,80 %. Наблюдаемый характер изменения лога-рифмического декремента у лопаток после длитель-ной эксплуатации свидетельствует о накоплениимикроповреждений в поверхностном слое пера,способствующих рассеянию энергии в материалеза счет увеличения сил внутреннего трения.

После восстановления качества поверхностипера лопаток с наработкой, характер изменениялогарифмического декремента колебаний с увели-чением напряженного состояния материала прак-тически не отличается от полученного при иссле-довании новых лопаток – без наработки (рис. 5),что можно объяснить удалением поврежденногоповерхностного слоя. Однако, его значение замет-но увеличивается при всех уровнях напряжений сувеличением глубины наклепа, что хорошо виднопри сравнении лопаток, восстановленных ручнымполированием, виброполированием, виброгалтов-кой и на ультразвуковой установке.

Причиной этому является изменение ориента-ции и уменьшение размеров зерен в пластическидеформированном слое, а также увеличение уров-ня напряженных полей вокруг дислокаций, на пре-одоление которых затрачивается значительно боль-шее количество энергии.

Во всех случаях с ростом напряженного состо-яния материала лопаток логарифмический декре-мент колебаний увеличивается и достигает наиболь-шего значения при максимальном уровне напря-жений.


# 66 #

Рис. 5. Зависимость логарифмического декрементаколебаний исследуемых лопаток от уровня переменныхнапряжений и метода восстановления качества поверх-ности пера: 1 – лопатки без наработки; 2 – лопатки с

наработкой 5860 часов; 3 – после наработки и восстанов-ления их ручным полированием; 4 – после восстановле-

ния виброполированием

Проведенные исследования подтверждают зна-чительное снижение выносливости рабочих лопа-ток компрессора двигателей с большим ресурсомпри длительной эксплуатации вследствие сниже-ния качества поверхности пера – релаксации бла-гоприятных сжимающих остаточных напряжений,эрозии материала и микроповреждений. При этомможно считать целесообразным его восстановле-ние на лопатках без серьезных механических по-вреждений при очередных ремонтах двигателейвиброгалтовкой и обработкой стальными шарика-

Приведено результати випробувань лопаток компресора з різним напрацюванням уексплуатації на втому. Встановлено закономірності зміни логарифмічного декрементуколивань лопаток та межи витривалості в залежності від часу напрацювання, рівня пе-ремінних напружень та засобу їх відновлення технологічними методами.

The results of testing compressor blades for fatigue with accrued operating time are shown.Regularities in changing the logarithmic decrement of blades oscillations and durability limit withrespect to operating time, alternating stresses and methods of their restoration with technologicalprocesses have been determined.

ми на ультразвуковых установках, хорошо осво-енными в серийном производстве авиационныхдвигателей технологическими методами.

Высокая чувствительность логарифмическогодекремента колебаний к накоплению поврежденийв материале и изменению параметров поверхност-ного слоя не исключает возможности использова-ния его в качестве критерия оценки несущей спо-собности материала лопаток – как способа нераз-рушающего контроля.


1. Трощенко В.Т. и др. Сопротивление материа-лов деформированию и разрушению. Справоч-ное пособие. Ч.2. – К.: Наукова думка, 1993. –701 с.

2. Бугай В.И., Трощенко В.Т. Некоторые законо-мерности рассеяния энергии в металлах в уп-ругопластической области // Труды XX конфе-ренции "Рассеяние энергии при механическихколебаниях". – К.: Наукова думка, 1982. – С.164-165.

3. Матвеев В.В., Яковлев А.П., Береговенко А.Ю.Экспериментальные методики определенияхарактеристик демпфирующей способности кон-струкционных материалов // Вибрации в технике итехнологиях. – 1999. – №1. – С. 7-14.

4. Трощенко В.Т., Хамаза Л.А., Цыбанев Г.В.Методы ускоренного определения пределоввыносливости металлов на основе деформа-ционных и энергетических критериев. – К.:Наукова думка, 1979. – 175 с.



ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 67 #

УДК 621.452.3

С. А. Петров, Г. В. Карась, С. В. Мозговой, А. Я. Качан

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРАЕКТОРИИ РЕЖУЩЕГОИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ПЯТИКООРДИНАТНОЙ

ВЫСОКОСКОРОСТНОЙ ОБРАБОТКИ НЕСУЩИХПОВЕРХНОСТЕЙ ЛОПАТОК И МОНОКОЛЁСАВИАЦИОННЫХ ГТД НА СТАНКАХ С ЧПУ

Рассмотрен процесс подготовки траектории режущего инструмента для пятикоор-динатной обработки лопаточной части моноколёс и одиночных лопаток. Описаны осо-бенности применения САПР для работы с математическими моделями лопаток и гене-рации траектории режущего инструмента.

© С. А. Петров, Г. В. Карась, С. В. Мозговой, А. Я. Качан 2006 г.

Рис. 1. Осевое моноколесо на столе станка

Рис. 2. Центробежное моноколесо

Обзор публикаций и анализ нерешенныхпроблем

Особенности технологии обработки сложнопро-фильных поверхностей осевых моноколес рассмот-рены в работах [1, 2, 3], однако в указанных рабо-тах вопросы подготовки пятикоординатной траек-тории и методы управления вектором фрезы приформообразовании моноколёс не рассматривались.

Цель работы – проанализировать как пробле-мы, возникающие при подготовке производствамоноколёс и одиночных лопаток, так и различныеварианты пятикоординатной обработки лопатокмоноколёс и одиночных лопаток и некоторые тех-нологические особенности обработки данных де-талей.

Содержание и результаты исследования

Процесс подготовки управляющих программдля обработки поверхностей моноколеса или оди-ночной лопатки всегда начинают с анализа техно-логической операционной карты на разрабатывае-мую операцию, а также рабочего чертежа или ма-тематической модели, полученных от конструктор-ских служб. Как правило, поверхность лопатки за-даётся набором сплайнов, построенных по масси-ву точек. Поскольку при фрезеровании необходи-мо получить поверхность лопатки без последую-щей доработки (шероховатость Ra = 0,4 мкм), топринятая математическая модель обрабатываемых

Постановка проблемы и ее связь с практи-ческими задачами

Осевые и центробежные моноколёса – наибо-лее сложные в производстве детали современныхГТД. Постоянно возрастающие требования к точ-ности профиля лопаток и к шероховатости несущихповерхностей газового тракта ставят перед специ-алистами сложные технические задачи. Кроме того,стремление улучшить характеристики лопаточныхколёс приводит к постоянному усложнению геомет-рии лопаток: меняется закрутка, уменьшается тол-щина, меняется количество и конфигурация раз-личных лопаток-разделителей потока на импелле-рах, (рис. 1, рис. 2) , что приводит к ещё болеесложным техническим задачам при подготовке про-изводства. В этих условиях конечный результат на-прямую зависит от принятых математических моде-лей и разработанных управляющих программ на ос-нове этих моделей. В данной статье рассмотренпроцесс перехода от конструкторских исходныхданных, описывающих геометрию лопаточной час-ти моноколес или одиночных лопаток, к пятикоор-динатным управляющим программам для фрезеро-вания несущих поверхностей газодинамическоготракта моноколёс.


# 68 #

Z = 250 мм

Рис. 3. Эпюры кривизны сплайнов, построенных поисходным данным

Как видно из рис. 3, гладкость сплайнов не на-блюдается. Это связано с тем, что чертёжные ко-ординаты имеют конечную точность (до третьегознака после запятой). В данном случае, необходи-мо произвести сглаживание сплайна с заданнойточностью средствами системы, используемой длямоделирования, так, чтобы при прохождении че-рез узловые точки сплайн удовлетворял конструк-торскому заданию и был максимально гладким.Результат сглаживания показан на рис. 4.

Рис. 4. Эпюры кривизны сглаженных сплайнов

Затем необходимо выполнить гладкую стыковкумежду сплайнами спинки и корыта и радиусной по-верхностью входной кромки (рис. 5).

Рис. 5.Сопряжение скругления и сплайнов спинки икорыта

Любая САПР высокого уровня имеет средстваредактирования кривых, в том числе и средствастыковки двух кривых так, чтобы совпадали их кон-цы и векторы касательных на концах кривых. Приэтом геометрия отредактированной кромки долж-на совпадать с исходной кромкой с заданной точ-ностью. После получения набора гладких сеченийстроят непосредственно поверхность лопатки. Пос-ле построения поверхность следует проанализиро-вать на отсутствие самопересечений, смятий (рис.

Координата Z всех узловых точек сечения рав-на 250 мм. Xк, Yк – координаты корыта, Xc, Yc –координаты спинки, Xц, Yц – координаты центраскругления, R – радиус скругления. На рис. 3 по-казаны эпюры кривизны сплайнов, если они пост-роены точно через узловые точки.

поверхностей лопатки имеет решающее значение.В этих условиях следует обеспечить гладкость

исходных сплайнов и правильную их стыковку водном сечении, если оно включает несколько час-тей (например, сплайн спинки, корыта и скругле-ния входной и выходной кромок). Проиллюстриру-ем это на следующем примере.

В таблице 1 представлена часть исходных дан-ных для построения одного из сечений лопатки.

Таблица 1 – Исходные данные для построенияодного из сечений лопатки


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 69 #

Рис. 6. Дефект поверхности в результате неправильноговыравнивания

Безусловно, существуют и другие методы за-дания исходных данных для построения поверх-ности. Но в рамках данного исследования, основ-ная цель которого – рассмотреть проблемы подго-товки траектории режущего инструмента, мы огра-ничимся данным примером.

Рассмотрим способы обработки лопаточной ча-сти моноколёс и одиночных лопаток. В качествебазового программного обеспечения для данногоисследования используем модуль расширеннойпятикоординатной обработки САПР ГеММа-3D. Рас-смотрим обработку осевых и центробежных моно-колёс.

Как правило, лопатки моноколёс фрезеруют задве операции, между которыми производят термо-обработку. Первая операция – черновая, включаетв себя выборку межлопаточного пространства, атакже зачистку лопаток и ступицы для обеспече-ния равномерного припуска перед термообработ-кой. Вторая операция чистовая - это окончатель-ное фрезерование лопаток и ступицы. Выборкумежлопаточного пространства производят послой-ным снятием небольшого припуска. Это обуслов-лено не только тем, что применение мощных ци-линдрических фрез, как правило, невозможно из-за малого пространства между лопатками, но и тем,что большие усилия резания создают излишниенапряжения в металле, что может серьёзно повли-ять на геометрию лопаток после термообработки и,как следствие, вызвать непопадание лопатки в при-пуск на чистовых операциях.

Для выборки межлопаточного пространства вСАПР ГеММа-3D предусмотрена операция "Петлямежду кривыми". Зона обработки на поверхноститребуемого уровня межлопаточного пространстваили поверхности ступицы выделяется с помощью

Рис. 7. Схема сортировки проходов для правильногораспределения срезаемого припуска

Ширина срезаемой стружки значительно увели-чивается при подходе к радиусной поверхности улопатки. Для исключения вибраций инструмента и,следовательно, повышения шероховатости повер-хности, имеет смысл выполнить сначала седьмойпроход и постепенно приближаться к лопатке, азатем вернуться к восьмому проходу. Используястроку сортировки можно также выделить из об-щего массива проходов только часть, например,

6) и т.д. Если результат неудовлетворителен, то,возможно, стоит изменить метод выравнивания, на-пример, добавить точки выравнивания возле вход-ной и выходной кромок. В результате построения,получают гладкую и точную математическую мо-дель поверхности лопатки.

ограничивающих кривых, построенных внутренни-ми средствами системы (кривые ограничения).Направление обработки определяется направлени-ем ограничивающих кривых. Для небольшого со-кращения машинного времени за счёт отсутствиябыстрых переходов может быть применено фрезе-рование зигзагом. Однако практика показала, чтофрезерование в одном направлении даёт лучшиерезультаты по шероховатости обработанной повер-хности, поскольку нет постоянной смены встреч-ного и попутного фрезерования. Припуск по прохо-ду может меняться по линейному закону от началь-ного значения до конечного: это необходимо дляобработки межлопаточного пространства импелле-ров, лопатки которых на входе и на выходе имеютзначительную разность по высоте. Для перерасп-ределения припуска в направлении вектора фрезытакже может быть задано любое дополнительноеколичество уровней обработки. Траектория инстру-мента на дополнительных уровнях определяетсясдвигом в направлении вектора фрезы в каждойточке прохода. Количество проходов не ограниче-но. Кроме того, с помощью специальной строкисортировки, проходы могут выполняться в любомпорядке. Необходимость такой сортировки видна прирассмотрении рис. 7.


# 70 #

для выполнения предварительной прорезки возлескругления лопаток. Ещё одна возможность моди-фикации рассчитанных проходов – это строка об-резки. С помощью этой строки можно ограничитьпроходы в направлении движения инструмента,причём для каждого дополнительного уровня фре-зерования – индивидуально. Все эти возможностипозволяют определить необходимую траекториюфрезы, не прибегая к построению дополнительнойограничивающей геометрии, что значительно ус-коряет процесс подготовки операции.

В настоящее время модуль расширенной пяти-координатной обработки САПР ГеММа-3D предос-тавляет следующие методы управления вектороминструмента.

- Массив векторов- Сплайн- Точка- Закон (абсолют)- "Закон" (поверхность-UV)- "Закон" (поверхность-кривая).Для каждого из указанных методов вектор пред-

варительно рассчитывается для каждой, ограничи-вающей проходы кривой, а векторы промежуточ-ных проходов вычисляются по линейному закону.

Метод "Массив векторов" требует указания кон-трольных векторов, которыми являются обычныеотрезки ГеММа-3D, построенные любыми средства-ми системы. Рис. 8 иллюстрирует изменение век-тора фрезы при таком методе управления.

Если пользователь отказывается от указанияконтрольных векторов (или любых других конт-рольных объектов, описанных ниже), то системапринимает в расчёт вектор 0,0,1, т.е. на протяже-нии всего прохода фреза будет направлена по осиZ. В этом случае это будет простая трёхкоординат-ная обработка.

Метод "Сплайн" (рис. 9) требует указания пред-варительно построенного контрольного сплайна.Вектор в каждой точке крайних проходов опреде-ляется как направление от текущей точки ограни-

Рис. 8. Схема метода "Массив векторов"

Рис. 9. Схема метода "Сплайн"

Метод "Точка" (рис. 10) требует указания конт-рольной точки, при этом векторы в каждой точкепрохода будут направлены от текущей точки к кон-трольной.

Следующие три метода определения направ-ления вектора фрезы основаны на управлении дву-мя углами: углом отклонения фрезы перпендику-лярно направлению движения (его принято назы-вать TILT), и углом отклонения фрезы в направле-нии её движения (LEAD). Перед расчётом опера-ции пользователь должен построить "законы" из-менения этих углов для каждой ограничивающейкривой. В данном контексте, "закон" – это сплайн,лежащий в плоскости XY, абсцисса которого опре-деляет положение точки на ограничивающей кри-вой, а ордината – соответствующий угол отклоне-ния (рис. 11).

Рис. 10. Схема метода "Точка"

чивающей кривой до точки контрольного сплайнас той же параметрической координатой, что и упервой точки. При таком методе возможно такжеуказание управляющих пар точек на ограничива-ющей кривой и на контрольном сплайне, которыебудут влиять на поведение вектора.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 71 #

Рис. 11. Схема метода "Закон...". Управляющие сплайны

Три разновидности метода: "Закон (абсолют)","Закон (поверхность-UV)" и "Закон (поверхность-кривая)", – различаются способом определенияначального вектора фрезы и осей поворота дляуглов LEAD и TILT. Абсолютные оси применяютсядля расчёта вектора по всей ограничивающей кри-вой. Метод "Закон (поверхность-UV)", вместо ука-зания абсолютных осей, требует указания конт-рольной поверхности. Начальный вектор фрезы иоси поворота для углов LEAD и TILT вычисляютсяв каждой точке ограничивающей кривой, причём,пользователь сам в интерактивном режиме выби-рает направление начального вектора фрезы и осейповорота для углов LEAD и TILT. В выборе участвуютнормаль к контрольной поверхности в текущей точ-ке и две касательные к параметрической сетке кон-трольной поверхности. Метод "Закон (поверхность-кривая)" отличается от предыдущего метода тем,что вместо касательных к параметрической сеткев расчёт принимаются касательная к ограничива-ющей кривой и перпендикуляр к этой касательнойи к нормали. Контрольная поверхность, как прави-ло, – это поверхность самой лопатки или ступицы.Методы управления "Закон…" дают лучшие харак-теристики по плавности рассчитанной траектории,однако, требуют больших усилий по построению"законов". Целесообразно применение этих мето-дов для расчёта чистовых операций.

Кроме стандартных вышеописанных методовуправления вектором существуют операции соспециализированными методами. Например, опе-рация "Токарное фрезерование" (деталь вращает-ся как на токарном станке, но обрабатывается фре-зой) также определяет вектор с помощью угловLEAD и TILT, но эти углы назначаются перед рас-чётом операции в диалоговом окне задания исход-ных параметров. Два угла TILT1 и TILT2 позволяют,например, без подрезов обработать зоны у хвосто-вика лопатки и у бандажной полки, а угол LEADотклоняет фрезу в направлении движения, длявыбора оптимального угла резания.

Операция "По двум направляющим" позволяет"прокатиться" фрезой по двум кривым, касаясь приэтом указанной поверхности. Естественно, векторфрезы при этом жёстко определяется двумя ис-ходными кривыми. По аналогии с методом управ-ления "Сплайн" на поведение фрезы можно повли-ять с помощью пар направляющих точек.

Наряду с выборкой межлопаточного простран-

ства моноколёс актуальной является задача рас-чёта траектории для обработки профиля лопатки.Одно из требований для такой траектории – этопостоянный контакт фрезы и обрабатываемой по-верхности. Любой отход от металла и последую-щее врезание будет неизбежно оставлять следына металле, требующие дополнительной доработ-ки. Не лучшим выходом будет обработка поверх-ности лопатки на определённом уровне и переходна следующий, т.к. в месте перехода меняютсяусловия резания и это тоже может повлечь следына поверхности лопатки. Единственное решение –это плавная спираль от первой, ограничивающейзону обработки кривой, до второй. Для расчёта та-кой траектории в САПР ГеММа-3D предусмотренаотдельная операция "5D Спираль по лопатке моно-колеса". Для расчёта операции обе границы зоныобработки разбиваются на четыре части. Делаетсяэто с целью выделения входной и выходной кро-мок профиля, спинки и корыта. Вектор рассчиты-вается на основе специальных текстовых строк,заданных в диалоговом окне задания параметровоперации, определяющих углы LEAD и TILT. Этотметод управления сходен с методом "Закон (по-верхность)", с тем лишь отличием, что "законы"строятся автоматически на основе углов, заданныхв исходных параметрах операции. При необходи-мости сплайны "законов" можно визуально проана-лизировать. Ещё одна опция этой операции – этопостепенный подход к профилю для обеспеченияболее плавного перехода между отдельными про-граммами, если это необходимо, и для исключе-ния вибраций лопатки и фрезы на первом проходеиз-за слишком большого припуска (рис. 12).

Вибрацию можно также исключить, если под-нять первую ограничивающую кривую выше полопатке. Но, как правило, это требует фиктивногопродления поверхности лопатки, что вызывает оп-ределённые трудности. Зону обработки в даннойоперации можно ограничить в диапазоне от нулядо ста процентов, в том числе выделить отдель-ный проход, указав одинаковый процент для нача-ла и конца зоны. Такая возможность необходимадля проверки отсутствия коллизий инструмента иоправки с деталью и фиксирующим деталь при-способлением. Для контроля коллизий создаётся

Рис. 12. Схема срезания припуска на первом проходе приспиральной обработке


# 72 #

Розглянуто процес пiдготовки траектор iп рiзального iнструменту дляп’ятикоординатноi обробки лопаточноп частини моноколiс та окремих лопаток. Описаніособливостi застосування САПР для роботи з математичними моделями лопаток тагенерацiп траекторiп рiзального iнструменту.

The process cutting tool trajectory preparation for blisks blade part and single blades machiningare considered. The particularities of CAD/CAM using for work with blisks or single bladesmathematical models and for cutting tool trajectory generation are described.

реальная модель фрезы и оправки и проверяетсяповедение этой модели по рассчитанному прохо-ду. В большинстве случаев, достаточно проверитьна отсутствие коллизий последний проход из всейоперации. Если в процессе проверки обнаруженостолкновение, то необходимо изменить поведениевектора фрезы в зоне столкновения.

Прогрессивным решением является спиральнаяобработка не только поверхности лопатки, но и по-верхности сопряжения лопатки и ступицы фрезойменьшего радиуса, чем радиус сопряжения. Этопозволяет избежать резкого увеличения шириныстружки при подходе к сопряжению.

Проход, рассчитанный в операции, – это толькопромежуточное звено на пути к управляющей про-грамме. Для получения окончательного результатанеобходим постпроцессор, который превратит про-ходы в коды конкретной системы ЧПУ, учитывая приэтом компоновку станка. Управляющие программыоформляются в виде подпрограмм, которые вызы-вает главная программа для каждой лопатки моно-колеса.

Отдельная тема, которую хотелось бы затронутьи которая, на наш взгляд имеет хорошие перспек-тивы – это возможность 3D-коррекции при пятико-ординатной обработке. Модуль расширенной пя-тикоординатной обработки САПР ГеММа-3D поддер-живает вывод в проход информации о нормали кобрабатываемой поверхности в текущей точке, чтопозволяет на этапе постпроцессирования обрабо-тать эту информацию и сгенерировать управляю-щую программу с возможностью подойти к профи-лю на заданную оператором станка с ЧПУ величи-ну или отойти от него. Для реализации такой воз-можности нужно воспользоваться особенностямипрограммирования конкретной системы ЧПУ, накоторую рассчитывается управляющая программа.Очевидно, что средствами программирования си-стемы ЧПУ нужно решить вопрос задания допус-тимого диапазона коррекции, который не позволитоператору станка с ЧПУ ввести величину коррек-ции, которая приведёт к несоответствию детали.Здесь речь идёт не только о коррекции в тело де-тали, но и об отходе от профиля, поскольку излиш-няя величина коррекции может привести к колли-зиям с соседними лопатками.

Перспективы дальнейших исследованийПути дальнейшего развития системы автомати-

зации подготовки пятикоординатных управляющих

программ, на наш взгляд, очевидны. С одной сто-роны, это увеличение степени автоматизации.Пользователь, давая на вход системе необходимыйминимум исходных данных, должен получать навыходе приемлемый результат, затрачивая как мож-но меньше усилий и времени. С другой стороны,система должна позволять опытному пользователювлиять на конечный результат по своему усмотре-нию. Интересной для пользователей могла бы бытьвозможность создавать в интерактивном режиме (непользуясь традиционным программированием) своисобственные способы обработки.

ВыводыВ работе проанализированы вопросы создания

пятикоординатной траектории режущего инструмен-та для обработки несущих поверхностей одиноч-ных лопаток и моноколёс авиационных ГТД. Рас-смотрены также различные методы управлениявектором фрезы и способы обработки, позволяю-щие более качественно определять траекторию.

Список литературы1. Богуслаев А.В., Качан А.Я., Карась В.П. Вы-

сокоскоростное финишное фрезерование лопа-ток моноколес // Вестник двигателе-строения,2002. – № 1. – С. 110-111.

2. Жеманюк П.Д., Мозговой В.Ф. Качан А.Я., Ка-рась В.П. Формообразование сложно профиль-ных поверхностей моноколес высокоскорост-ным фрезерованием // Газотурбинные техноло-гии, 2003. – №5 (26). – С. 18-21.

3. Панасенко В. А., Петров С.А., Мозговой С.В.,Карась Г.В. Особенности обработки деталейавиационных ГТД на станках с ЧПУ // Вестникдвигателестроения, 2005. – № 1 – С. 138-144.



ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 73 #

УДК 621.438

А. В. Богуслаев, В. В. Мурашко

ГАЗОЦИРКУЛЯЦИОННОЕ ПОКРЫТИЕ ЛОПАТОКТУРБИНЫ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

Представлена установка и процесс нанесения газоциркуляционного покрытия на по-верхности рабочих лопаток турбины ГТД.

© А. В. Богуслаев, В. В. Мурашко 2006г.


Для обеспечения высоких летно-техническиххарактеристик новых типов самолетов лопатки тур-бины ГТД из жаропрочных сплавов должны обла-дать высокими характеристиками жаростойкости,способности противостоять газовой коррозии и тер-моусталостной повреждаемости.

Современный уровень рабочих температур имощности ГТД во многом определяется примене-нием охлаждаемых лопаток турбины со сложнойконфигурацией внутренней полости с охлаждаемы-ми каналами, сообщающимися с воздухоподво-дящими каналами, газовым трактом двигателя, ссистемой перфорационных отверстий.

При такой ажурной конструкции лопаток защи-та внутренней и наружной трактовых поверхностейот высокотемпературной газовой коррозии пробле-матична.

В настоящий момент единственным методомполучения покрытий на охлаждаемых лопаткахлюбой конфигурации является 2-х стадийное газо-циркуляционное покрытие (ГЦП) системы Ni-А1-Сг.

Обзор публикаций и анализ переменныхзадач

Химико-термическая обработка металлов в ак-тивизированных газовых средах, многокомпонент-ные диффузионные покрытия широко применяют-ся для повышения ресурса деталей, работающихпри знакопеременных нагрузках и высоких темпе-ратурах в процессе их эксплуатации [1, 2, 3].

Основными недостатками известных технологи-ческих процессов нанесения покрытий являетсянизкая их сцепляемость с основой, что снижаетресурс и надежность деталей в процессе их эксп-луатации.

Содержание и результаты исследований

Применяемое для процесса ГЦП оборудованиена ОАО "Мотор Сич" представляет собой циркуля-ционную установку шахтного типа.

Рис. 1. Схема установки ГПЦ:1 – поддон; 2 – реторта; 3 – электропечь; 4 – лопатки; 5– экран; 6 – крыльчатка; 7– отражатели; 8 – крышка; 9 –мановакууметр; 10 – электродвигатель; 11 – преобразо-ватель ПМТ-2; 12 – вентиль; 13 – вакуумметр ВТ-6; 14 –

потенциометр КСП-4; 15 – фильтр; 16 – насос АВЗ-20Д

Вакуумная реторта с водоохлаждаемой крыш-кой. На крышке установлен электродвигатель дляпривода крыльчатки вентилятора. Лопасти венти-лятора заходят в полость цилиндрического направ-ляющего экрана, внутри которого устанавливают-ся лопатки. На крышке реторты установлены отра-жатели для выравнивания температуры в реторте.Цилиндрический экран с лопатками установлен наподдон, в котором расположена смесь для насы-щения лопаток. Вакуумная реторта через запор-ный вентиль и фильтр соединена с насосом АВЗ-20Д для вакуумирования реторты с последующимпереносом в электропечь шахтного типа. Для кон-троля процесса вакуумирования (откачки) и избы-т о ч н о г о д а в л е н и я в п р о ц е с с е н а с ы щ е н и я н а к р ы ш -

к е р е т о р т ы у с т а н о в л е н м а н о в а к у у м е т р т и п а О Б М 1 -


# 74 #

100 ГОСТ 2405-80 кл. точности 2,5 со шкалой от -1до +3 (кгс/см2). В связи с тем, что процесс ГЦПидет при Т = 950...100 °С в присутствии галогенов,применяемые материалы, соприкасающиеся со сре-дой, должны быть устойчивы к агрессивной средепри высоких температурах. Таким материалом выб-ран сплав ЭИ 435.

В процессе запуска и доводки процесса ГЦПдо уровня серийного производства обнаружилисьпроблемы с качеством покрытия – отсутствие сцеп-ления активной зоны покрытия с диффузионной из-за наличия окислов. Окисление происходит как впроцессе нагрева (окисление поверхности лопаток),так и в процессе насыщения.

Такие дефекты покрытия стали возможны из-занедостаточной герметичности реторты или недоста-точного вакуумирования реторты, которое при су-ществующем оснащении оборудования обнару-жить сложно.

Для решения данного вопроса и улучшениякачества покрытия была предложена модерниза-ция существующего оборудования. На крышкереторты установлена лампа ПМТ-2, которая под-ключена к прибору ВТ-6 для вывода показаний ва-куума в реторте, а также установлено допустимоенатекание для обеспечения качественного покры-тия. Для регистрации показаний вакуума и натека-ния установлен прибор КСП-4.

В процессе нанесения ГЦП (алитирования) всмеси, состоящей из Fe-А1 и активатора NН4С1,происходит попутное насыщение железом и азо-том. Количество железа в покрытии достигает зо-нально до 6…...10 %, что снижает качество покры-тия. Для снижения содержания Fе и N2 в покрытиипредложено заменить лигатуру и активатор. Послеприменения лигатуры NiА1 с активатором хлорис-того алюминия А1С13 удалось снизить содержа-ние Fе в покрытии менее 1% и исключить азотиро-вание покрытия, получаемого газоциркуляционнымметодом.

В процессе ГЦП (алитирования), особенно взавершающей стадии, насыщающие газы образу-ют конденсат из-за температурного перепада меж-ду водоохлаждаемой крышкой и зоной, в которойнаходятся насыщаемые детали, что приводит кповреждению (разъеданию) покрытия и деталей.Для предотвращения данного дефекта доработа-на конструкция крышки реторты. Крышка ретортыфутерована термостойкой ватой из А12О3 и изоли-рована от рабочего пространства печи колпаком изсплава ЭИ 435.

Процесс нанесения ГЦП системы Ni-Аl-Сг осу-ществляется в 2 стадии.

Первая стадия – хромирование состоит из абра-зивной подготовки лопаток под покрытие, нанесе-ние покрытия газоциркуляционным методом в при-сутствии активатора путем переноса атомов хромаиз смеси на поверхность лопаток посредством га-

логенов при температуре 1000 °С.Вторая стадия – алитирование производится

аналогично первой стадии, кроме состава насыща-ющей смеси.

После завершения второй стадии нанесения ГЦПлопатки подвергаются диффузионному отжигу в ва-куумных печах при температуре 1050 °С и остаточ-ном давлении 1,3 (10-1...10-3) Па.

Рис. 2. Внешний вид установки

Величина и качество покрытия ГЦП определя-ются металлографически на лопатках-образцах понаружной и внутренней поверхностям.

Микроструктура покрытия состоит из двух зон:внешней однофазной и внутренней (диффузионной)– многофазной. Содержание А1 в наружной зонепокрытия составляет 18…...22 % и 4...4,5 % Сг.Диффузионная зона содержит 12...14 % А1 и 6...7,5% Сг, а также повышенное содержание по сравне-нию с основным материалом V, Nb, W, что создаетдополнительную "барьерность" элементов, препят-ствующую обеднению основного материала лопа-ток в процессе эксплуатации.

Микротвердость покрытия имеет значения560...630 НV0,010.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 75 #

Рис. 3. Микроструктура хромоалитированного слоя (×500) без травления:а – наружная поверхность; б – внутренняя поверхность

а б

Рис. 4. Внешний вид лопаток после газоциркуляционного хромоалитирования

Рис. 5. Внешний вид внутренней полости лопатки послеэксплуатации без применения газоциркуляционного

хромоалитирования

Лопатки с покрытием внутренней полости газо-циркуляционным хромоалитированием находятсяв длительной эксплуатации на серийных издели-ях.

В результате 2-х стадийного процесса нанесе-ния ГЦП в покрытие удается ввести дополнитель-ное количество Сг (до 6...7 % по массе), что осо-бенно важно для сплавов типа ЖС с малым содер-жанием хрома, с дальнейшим нанесением покры-тий СДП-2, ВСДП-16 на наружные поверхности ло-паток на установках МАП.

Покрытие Ni-А1-Сг оказывает положительноевлияние на длительную прочность жаропрочныхсплавов, повышает жаропрочность.

Перспективы дальнейших исследований

Дальнейшие экспериментальные исследованиядолжны быть направлены на определение влияния

технологической наследственности параметровГЦП на внутренней полости рабочих лопаток тур-бины на их эксплуатационные свойства.

Выводы

1. Внедрение технологии ГЦП позволило осу-ществлять нанесение защитного двухслойногопокрытия на внутренние каналы лопаток турбины ичетырехслойного покрытия на наружные поверхно-сти.

2. Нанесение комплексных покрытий позволяетповысить ресурс лопаток турбины в 1,5…...2 раза.

3. Применение при ГЦП исходных материалов,не содержащих Fe и N2 повышает адгезию ионно-плазменных покрытий.


1. Арзамасов Б.Н. Химико-термическая обработ-ка металлов в активизированных газовых сре-дах. Москва: "Машиностроение". – 1979 г.

2. Ляхович. Многокомпонентные диффузионныепокрытия. Минск: "Наука и техника". – 1974 г.

3. Арзамасов Б.Н. Построение и применение рав-новесных диаграмм состояния с галоидом.Приложение №2 к инженерному журналу 2/2002.


Представлено установку й процес нанесення газоциркуляційного покриття на поверхніробочих лопаток турбіни ГТД.

An installation and the process of applying gas circulating coating on to working blades surfacesof GTE are presented.


# 76 #

УДК 621.3.029.6:538.312

А. Л. Демура

ВИКОРИСТАННЯ ЕЛЕКТРОМАГНІТНОГО ПОЛЯНАДВИСОКОЇ ЧАСТОТИ В ТЕХНОЛОГІЧНОМУ ПРОЦЕСІ

ВИГОТОВЛЕННЯ ВИРОБІВ З ПОЛІМЕРНИХКОМПОЗИЦІЙНИХ МАТЕРІАЛІВ

Запропоновано і розроблено технологічний процес отвердіння епоксидного зв’язуючо-го в полімерних композиційних матеріалах проводити під впливом електромагнітногополя надвисокої частоти. Методом інфрачервоної спектроскопії вивчено механізм от-вердження зв’язуючого під впливом електромагнітного поля надвисокої частоти. Деріва-тографічні дослідження показали, що отвердження в електромагнітному полі приводитьдо підвищення термостійкості і процес деструкції відбувається при більш високих тем-пературах.

© А. Л. Демура 2006 г.

1 Вступ

Існує ряд технологій, що дозволяють отриматидеталі з полімерних матеріалів. Так, в промисло-вості використовують термокамерний метод з кон-вективним підведенням тепла [1]. Цей метод даєможливість отримати деталі з полімерних компози-ційних матеріалів (ПКМ) із властивостями, що за-довольняють замовників, але він характеризуєть-ся довготривалістю та енергоємністю.

Відомі також методи отвердіння ПКМ з викорис-танням магнітних полів, радіаційного опромінюван-ня, прискорених електронів [2]. В промисловостізнаходять застосування методи високочастотногонагріву для обробки вологих матеріалів, для зварю-вання термоплавких мате-ріалів, при склеюваннінеметалевих матеріалів [3].

Найбільш перспективним методом, який даєбезумовні переваги у часі, екологічності та енер-гозбереженні, є отвердіння деталей з ПКМ за до-помогою мікрохвильового нагріву [4].

На жаль, у літературі відомі одиночні роботи [5],в яких розглядається можливість використанняенергії електромагнітного поля надвисокої частотилише для зварювання полімерних матеріалів і по-казана можливість застосування цього методу.

Для використання електромагнітного поля над-високої частоти (ЕМП НВЧ) в складі технологічно-го процесу нагрівання напівфабрикатів з ПКМ таотвердіння їх необхідно вірно вибрати режим об-робки, який обумовлюється наступними парамет-рами: частотою коливань поля; потужністю елект-ромагнітного поля; відповідністю швидкого на-грівання і часу витримки хімічним процесам, щовідбуваються при отвердінні.

Особливу актуальність має дослідження нагріву,що передбачає пряме поглинання енергії матеріа-лом, який нагрівається, за рахунок переміщенняіонів і обертання діполей з частотою коливань елек-тромагнітного поля без зміни в структурі молекул

[4].Міжнародними правилами у радіозв’язку, що

прийняті у 1959 р. в Женеві, для використання впромисловості й науці встановлено лише чотиричастоти, МГц: 915 ± 25; 2450 ± 13; 5800 ± 75 та22125 ± 125 [6]. В промисловості найбільше вико-ристовують частоту 2450 МГц. Енергія, що подаєть-ся до надвисокочастотного резонатора, витрачаєть-ся на нагрівання матеріалу.

В останні роки вчені проявляють інтерес до ство-рення НВЧ-установок [4], але в літературі практич-но відсутні дані про вплив електромагнітного поляна процес отвердіння виробів з ПКМ. Оскільки про-цес отримання виробу з полімерних композиційнихматеріалів відбувається при отвердінні зв’язуючо-го, тому і поставили в роботі за мету дослідити, яквпливає ЕМП НВЧ на кінетику процесу, щоб в по-дальшому включити даний метод в технологічнийпроцес.

2 Матеріал і методи дослідження

Дослідження впливу ЕМП НВЧ на процес отвер-діння проводили на епоксидному зв’язуючому ЕДТ-10П, яке складається з смоли КДА-2 таотверджувача ТЕАТ-1 у співвідношенні 100 в.ч. + 10 в.ч. + спиртоацетоновий розчинювач.

Процес отвердіння зв’язуючого контролювали,визначаючи ступінь твердіння, яка згідно вимогОСТ 920956-74 повинна бути більше 95 %. Темпе-ратура отвердіння варіювалась напруженістю елек-тромагнітного поля надвисокої частоти і склала 100,110, 120, 130, 140, 150, 160 та 200° С. Час отверд-іння назначали від 10 до 60 хвилин.

Ефективність впливу ЕМП НВЧ на процес от-вердження оцінювали за допомогою інфрачерво-ної спектроскопії та деріватографії.

Дослідження методом інфрачервоної спектро-скопії проводили на спектрофотометрі SPECORD-75. Для отримання спектрів готували таблетки шля-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 77 #

хом пресування подрібненої і обробленої смоли зпорошком КВч за методикою [7]. Інфрачервоні спек-три знімали в області хвильових чисел 4000 см-1 - 400 см-1 за наступних умов: масштаб – 0,5 мм /100 см-1, щілина – 2, час реєстрації – 4,4 хв /лист.

Методом деріватографії вивчали фізико-хімічніпроцеси, які відбуваються в отверджених зв’язую-чих при нагріванні. Термічний аналіз зразків епок-сидної смоли ЕДТ-10П, отверджених під впливомЕМП НВЧ та за заводською технологією, проводи-ли на установці "Derivatograph-1500" системи Ф.Па-улік-Й.Паулік-Л.Ердей. Деріватограф дозволяє наодному і тому ж зразку одночасно заміряти темпе-ратуру зразка, зміну та швидкість зміни маси, різни-цю температур зразка та еталона. В якості еталон-ної речовини використовували оксид алюмініюAl2O3, який попередньо прокалювали при темпе-ратурі 1500 ° С на протязі трьох годин. Отвердженізв’язуючі та еталонну речовину засипали в керам-ічний тігель. Нагрівали тіглі з постійною швидкістю5 ° С /хв. в електричній печі в атмосфері повітря.Деріватограми отримували в однакових умовах.Чутливість гальванометра ДТА складала 1/5 відмаксимальної чутливості, а DTG – 1/3.

3 Експериментальні результати та їх обго-ворення

Проводили дослідження отвердження зв’язую-чого ЕДТ-10П під впливом електромагнітного полянадвисокої частоти і для порівняння паралельноотверджували те саме зв’язуюче за стандартноюзаводською технологією.

Процес отвердіння за стандартною технологієюпередбачає поступове нагрівання в термокамернійпечі з конвективним підведенням тепла до темпе-ратури 130 ° С, витримка при цій температурі таповільне охолодження. Процес нагрівання і витрим-

70

75

80

85

90

95

100

10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

t, хв

Ступінь

отвердінн

я, %

τ, хв.

ки триває 2280 хвилин. В результаті ступінь тверд-іння складала 94,8- 96,7 %, а вміст смоли – 27,8 - 30,2 % .

Змінюючи потужність електромагнітного поля,отримали температуру 130° С. При цій температуріотверджували зв’язуюче під впливом ЕМП НВЧ івідзначали оптимальний час обробки, який даєнеобхідне значення ступеню твердіння.

Результати зміни ступеню твердіння в залежностівід часу обробки під впливом ЕМП НВЧ при тем-пературі 130 ° С наведені на рис. 1.

Аналіз отриманих даних показує, що під впли-вом ЕМП НВЧ на протязі близько десяти хвилинвідбувається часткове отвердження зв’язуючого ів результаті маємо низьке значення ступеня твер-діння. При витримці більше 12 хвилин досягають-ся значення ступеню твердіння, які задовольняютьвимогам ОСТ.

В той же час, при витримці після 20 хвилин ібільше ступінь твердіння зменшується до значень,що не задовольняють вимогам ОСТу. Це пов’яза-но з початком і розвитком процесів деструкції вепоксидному зв’язуючому під впливом електромаг-нітного поля.

Таким чином показано, що отвердіння при тем-пературі 130 ° С під впливом електромагнітногополя надвисокої частоти можна проводити на про-тязі більше 12 хвилин і до 20 хвилин з отриман-ням необхідного ступеню твердіння. Зточки зору досягнення необхідного ступеню твер-діння та енергозбереження процес отвердіння про-водили на протязі 14 хвилин, при цьому для до-сягнення температури 130 ° С необхідно шість хви-лин (тобто швидкість нагрівання складає 19,9 ° С /хв.) та вісім хвилин витримки при цій температурі.

Для вивчення механізму процесів, що відбува-ються при отвердженні під впливом електромагніт-ного поля та впливу його на структуру продуктів

Рис. 1. Залежність ступеню твердіння від часу витримки


# 78 #

твердіння дослідження проводили методом інфра-червоної спектроскопії на зразках епоксидного зв’я-зуючого, що отверджені за запропонованою тех-нологією та для порівняння за заводською техно-логією. Даний метод дозволив вивчити і віднестиосновні смуги поглинання до типів коливань моле-кул, визначити пропускання, отримати відношенняоптичної щільності основних смуг поглинання досмуги бензольного кільця (1510 см-1), яке було виб-ране в якості внутрішнього стандарту. Досліджен-ня даних інфрачервоних спектрів зразків, які прой-шли отвердження за термокамерним методом тапід впливом ЕМП НВЧ, показало, що продукти твер-діння епоксидної смоли КДА-2 під дією отверджу-вача ТЕАТ-1 аналогічні, але не ідентичні.

Так, при термокамерному твердінні епоксидноїсмоли аліфатичних етерових зв’язків утворюєтьсянабагато більше, ніж в умовах НВЧ-твердіння. Про-цес гелеутворення відбувається при підвищеннітемператури до 120-130 ° С і продовжується біля13 годин, що пов’язано з поступовим зростаннямконцентрації центрів зшивання та утворення гель-фракції. Підвищення інтенсивності смуг поглинан-ня простих діалкілових етерів (при 1030, 1100 см-1) і фенілал-кілових етерів (при 1170, 1230, 1300 см-1) у спектрі зразка, отвердженого за стандарт-ною технологією, пов’язана як з утворенням попе-речних зшивок, так і з лінійною полімеризацієюепоксидної смоли ЕДТ-10П.

Процес твердіння епоксидної смоли КДА-2 підвпливом ЕМП НВЧ в присутності ТЕАТ-1 потребуєнабагато менше часу, ніж при термокамерній техно-логії, що суттєво зменшує імовірність лінійного зро-стання полімерного ланцюга. Наявність смуг погли-нання аліфатичних етерів (при 1030, 1110 см-1) успектрі зразка, отвердженого під впливом електро-магнітного поля, пов’язано, у першу чергу, з швид-ким утворенням сітчастої зшитої структури. Каталізцього процесу відбувається дуже швидко. Також маємісце високочастотний зсув на 10-20 см-1 длябільшості смуг поглинання інфрачервоного спектруепоксидної смоли, отвердженої електромагнітнимполем надвисокої частоти. Це певно пов’язано іззростанням енергії торсіонної напруги сегментівмакромолекул завдяки підвищенню ступеню зши-вання, яке призводить до збільшення значенняконстанти жорсткості зв’язку і підвищенню частотипоглинання.

Таким чином, виходячи з даних інфрачервонихспектрів, можна зробити висновок, що дія ЕМП НВЧв порівнянні з конвективним нагрівом за стандарт-ною заводською технологією призводить до більшвисокого ступеню зшивки полімерних ланцюгів і врезультаті цього суттєво підвищується міцністьматеріалу.

Оскільки вироби з полімерних композиційнихматеріалів часто працюють при підвищених темпе-ратурах, тому методом деріватографії вивчали тер-

мостійкість епоксидного зв’язуючого і процес дес-трукції, що відбувається в ньому.

Результати деріватографічних досліджень пока-зали, що при температурах до 100-150 ° С відбу-вається ендотермічний процес з вилученням воло-ги із матеріалу. Наступний екзотермічний процеспов’язаний з дегідратацією за рахунок вільних ОН-груп. Потім при температурах вище 350 ° С подвійнізв’язки, які утворюються при гідратації, починаютьокислюватись і розвивається процес деструкції. Ек-спериментальні дослідження показали, що отвер-дження під впливом ЕМП НВЧ призводять до підви-щення термостійкості і складає 400 ° С, а тер-мостійкість зразків, отверджених за заводськоютехнологією , складала 375° С. Термостійкістьвідображає хімічну стабільність полімерів при на-гріванні і пов’язана з термічною деструкцією. По-казано, що процес деструкції також закінчуєтьсяпри різних температурах: в зразку, отвердженомупід впливом ЕМП НВЧ, – при температурі 560 ° С,а отвердженому за заводською технологією, – при510 ° С. Замір площі піка DTG при деструкції зраз-ка, обробленого електромагнітним полем, є значнобільшою ніж площа піка зразка, отвердженого затермокамерною технологією. Це свідчить, що дляруйнування зв’язків в полімері, отвердженого підвпливом ЕМП НВЧ, необхідно витратити значнобільшу енергію і в результаті утворюються більшміцні зв’язки. Максимальна швидкість перетворен-ня і втрата маси в зразках ЕДП-10П, отвердженихпід впливом ЕМП НВЧ, менша, ніж в зразках, от-верджених за заводською технологією. Визначе-но, що втрата маси в епоксидному зв’язуючому,отвердженому під впливом ЕМП НВЧ, складає 36,7 %, а в зразках, отверджених за стандартною тех-нологією – 42,2 %. Максимальна швидкість пере-творення для зразків, отверджених за стандартноютехнологією, на 32,8 % вище, ніж отверджених підвпливом ЕМП НВЧ. Таким чином, проведені досл-ідження впливу ЕМП НВЧ на процес отвердіннязв’язуючого ЕДТ-10П дозволили більш глибоко роз-глянути процеси, які відбуваються в ньому, і зро-зуміти механізм цих процесів.

Запропонована технологія отвердження підвпливом ЕМП НВЧ була апробована на зразкахсклопластику в порівнянні із звичайним термока-мерним отвердінням в заводських умовах. Склоп-ластикові листові вироби виготовляли шляхом на-сичення тканини Т11 з переплетінням ниток Сатин 8/3 епоксидним зв’язуючим ЕДТ-10П. Формуван-ня виконували викладкою у 25 шарів. Розмір ли-стових виробів 300 х 100 х 10 мм. Готували по сімзразків листових виробів. Після отвердження лис-тових виробів за новою та традиційною технологі-ями проводили дослідження щільності та ступе-ню твердіння. Визначали міцність при розтягуванніта стисненні на машині SPZ-10 за стандартноюметодикою.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 79 #

Результати дослідження показали, що викори-стання ЕМП НВЧ в технологічному процесі отвер-дження виробів забезпечує суттєве прискоренняпроцесу і необхідну щільність і ступінь твердіння.При цьому має місце підвищення механічних вла-стивостей листових виробів, що отверджені підвпливом ЕМП НВЧ. Так, наприклад, при отверд-женні за заводською технологією при 130 ° Сміцність на розтягування складає σр = 460 МПа,а на стиснення σст = 260 МПа, а отвердженняза запропонованою технологією дало значення σр = 550 МПа, σст = 315 МПа відповідно.

Висновки

1. Показана раціональність використання елек-тромагнітного поля надвисокої частоти в технолог-ічному процесі отвердження виробів з полімернихкомпозиційних матеріалів на основі епоксидногозв’язуючого, яке в порівнянні з традиційним термо-камерним методом, призводить до значного ско-рочення процесу і зменшення його енергоємності.

2. Методом інфрачервоної спектроскопії з’ясо-вано механізм процесу отвердження зв’язуючогопід впливом електромагнітного поля надвисокоїчастоти, який полягає в утворенні високозшитогополімеру за рахунок швидкого утворення і у ве-ликій кількості зшиваючих етерових зв’язків прирозкритті епоксидних груп.

3. Деріватографічні дослідження показали, щоотвердження епоксидного зв’язуючого під впливомелектромагнітного поля надвисокої частоти суттє-во підвищує термостійкість і процес деструкціївідбувається при більш високих температурах.


1. Буланов И.М., Воробей В.В. Технология ра-кетных и аэрокосмических конструкций из ком-позиционных материалов. – М.: МГТУ им. Н.И. Баумана, 1998. – 480 с.

2. Полімерні композиційні матеріали в ракетно-космічній техніці: Підручник / Джур Є.О., Куч-

ма Л.Д., Манько Т.А.,Ситало В.І. – К.: "Вищаосвіта", 2003. – 399 с.

3. Глуханів Н.П., Федорова И.Г. Высокочастот-ный нагрев диэлектрических материалов в ма-шиностроении. – Л.: Машиностроение, 1983. –160 с.

4. Демьянчук Б.А. Принципы и применение мик-роволнового нагрева. – Одесса: Черноморье,2004. – 520 с.

5. Мацюк Л.Н., Богдашевский А.В., Березин В.В.и др. Применение СВЧ-энергии для сваркиполимерных материалов // Пластмассы. – 1976.– № 3. – С. 45-46.

6. Кингстон Г.М., Джесси Л.Б. Пробоподготовкав микроволновых печах. – М.: Мир, 1991. – 333с.

7. Уэндландт У. Термические методы анализа. – М.:Мир, 1978. – 526 с.


Предложен и разработан технологический процесс отверждения эпоксидного связую-щего в полимерных композиционных материалах под влиянием электромагнитного полясверхвысокой частоты. Методом инфракрасной спектроскопии изучен механизм отвер-ждения связующего под влиянием электромагнитного поля сверхвысокой частоты. Де-риватографические исследования показали, что отверждение в электромагнитном полеприводит к повышению термостойкости и процесс деструкции происходит при болеевысоких температурах.

Proposed and developed is the technological process for solidification of epoxy binder inpolymer composite materials under the effect of electromagnetic field of superhigh frequency.The mechanism of solidification has been studied with the method of infrared spectroscopy.Derivative graphic researches proved that solidification, in electromagnetic field leads to increasein thermal stability and process of destruction occurs at higher temperatures.


# 80 #

УДК 629.7.036.3

Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан

АНАЛИТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ КАТАЮЩЕГОРАДИУСА ПРИ ПРОКАТКЕ В КАЛИБРАХ С ЗАУСЕНЦЕМПредставлены аналитические зависимости для определения величины катающего

радиуса калибров различной формы для периодической прокатки.

© Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан 2006 г.


Для определения угла нейтрального сечения ипри проектировании инструмента (калибровке ру-чья валков), а также при продольной периодичес-кой прокатке заготовок рабочих лопаток газотурбин-ных двигателей необходимо определение рассто-яния от начальной окружности до катающего диа-метра:

, (1)

где HR – номинальный радиус валков, напримердля стана 330 (ОАО "Мотор Сич")

330== НH ДR мм;

KiR – катающий радиус сечения пера или хво-стовика заготовки лопатки.

При прокатке в калибрах истинные катающиерадиусы непостоянны по длине очага деформациии изменяются от сечения входа к сечению выходаполосы из валков из-за наличия зон отставания,прилипания и опережения. В зоне отставания ката-ющий радиус может быть меньше максимальнойглубины вреза ручья в валок, а в зоне опережения– больше радиуса бочки валка и лишь в зоне углаγ критического сечения принимает номинальноезначение, отвечающее определению условногокатающего радиуса, которому соответствует ско-рость выхода полосы из валков без учета опере-жения. Таким образом, условный катающий ради-ус соответствует скорости движения полосы в зонеугла γ.

Обзор публикаций и анализ нерешенныхпроблем

В работах [1, 2, 3, 4, 5] представлены основныезависимости для определения параметров процес-са продольной прокатки периодических профилей,однако остается вопрос аналитического определе-ния величины катающих радиусов для калибровразличной формы (круглого, овального, прямоу-гольного, ромбического, двутаврового и т.д.), кото-рые могли бы быть использованы для определе-ния формы калибра при прокатке различных сече-ний лопаток.

Цель исследований

Цель работы – получить аналитические зависи-мости величины катающего радиуса для калибровразличной формы.

Содержание и результаты исследований

Рассмотрим калибр произвольной формы (рис.1). Из условия транспортирования полосы следу-ет, что относительные перемещения полосы и ка-тающихся поверхностей калибра по активномупериметру равны нулю. Тогда положение катающе-го радиуса определим на основании равенстваработ по перемещению полосы, соприкасающей-ся с калибром, и "соответственной" полосы, шири-на которой равна длине активного периметра ка-либра по условному катающему радиусу с учетомуширения.

Элементарная работа по перемещению полосына произвольном участке калибра (рис. 1) равна:

, (2)

где – угловая скорость вращения валков;( )xpi – удельное давление;

( )xiβ – коэффициент, характеризующий усло-вия внешнего трения;

)(xRi – средний радиус;dl – единичная площадь на выделенном i-м

участке калибра.Тогда полная работа по перемещению полосы

составит:

. (3)

Из рис. 1 можно определить

,

тогда . (4)

Работа по перемещению полосы по катающе-му радиусу


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 81 #

, (5)

где L – ширина полосы, соответствующая длинеактивного периметра.

Приравняв выражения (4) и (5), после преобра-зования получим:

. (6)

Приняв, что удельные силы трения ( ) ( )xxp ii βпо контуру радиального сечения калибра равны,

т.е. считая ( ) срi рxp = и ( ) срi x β=β , получим:

. (7)

Зная закон кривой калибра, можно для любойего формы определить условный катающий ради-ус. При наличии данных об изменении ( )xpi и

( )xiβ можно более точно определить KR по зави-симости (6).

Если в выражение (7) подставить уравнениепрямой, что соответствует прокатке на гладких вал-ках, получим:

.

Анализ выражения (7) позволяет сделать выводо том, что в идеальном случае катающий радиусне зависит от высоты прокатываемой заготовки и,следовательно, от межцентрового расстояния вал-ков, а зависит только от активного периметра и го-дографа радиус-векторов, описывающих калибр. Рис. 1. Катающий радиус при прокатке в калибре произ-

вольной формы с заусенцем

Рис. 2. Калибры различных сечений при прокатке с уширением:а – ящичный; б – круглый; в – овальный; г – ромбический; д – двутавровый

На основании выражения (7), определяющегоусловный катающий радиус в произвольном калиб-ре с заусенцем, произведем расчет KR для ка-либров различных сечений (рис. 2).

Для круглого и овального калибров (рис. 2, б;в), используя уравнение окружности, выразим зна-чение текущего радиуса iR и y:

, (8)

. (9)


# 82 #

Подставив значение (8) и (9) в выражение (7) иприняв длину окружности

,

получим

.

(10)После соответствующих преобразований выра-

жения (10), а также с учетом уравнения прямой,соответствующей линии контакта калибра с заусен-цем, получим значение KR для круглого и оваль-ного калибров (рис. 2, б; в)

. (11)

Приняв 03 =b , получим значение условногокатающего радиуса для круглого и овального ка-либров без уширения при любом заполнении ка-либров:

. (12)

При полном заполнении калибра ( rb 2= ) безучета уширения, значение (12) для круглого калиб-ра примет вид:

. (13)

Используя уравнение прямой и выражение (7), по-лучим значение условного катающего радиуса дляпрямоугольного (ящичного) калибра (рис. 2, а)

. (14)

При полном отсутствии уширения (b3 = 0) выра-жение (14) упрощается:

. (15)

В случае ромбического калибра (рис. 2, г) вы-ражение (7) имеет вид:

. (16)

или при b3 = 0, выражение (16) можно представитьследующим образом:

. (17)

Аналогично для двутаврового калибра (рис. 2,д) выражение (7) примет вид:

.

(18)Полученные выражения, определяющие ката-

ющие радиусы для калибров различной формы(круглого, овального, прямоугольного, ромбичес-кого, двутаврового), могут быть использованы дляопределения формы калибра при прокатке различ-ных сечений лопаток.

Результаты опытной прокатки в круглом, оваль-ном и ящичном калибрах показали хорошую схо-димость с полученными выражениями.

Перспективы дальнейших исследований

Дальнейшие исследования должны быть на-правлены на разработку математических моделейпроцесса периодической прокатки заготовок лопа-ток компрессора с учетом полученных аналитичес-ких зависимостей.

Выводы

Полученные аналитические выражения позво-ляют повысить точность формообразования припериодической прокатке, а также снизить трудоем-кость профилирования калибров в процессе их из-готовления.


1. Смирнов В.С., Дурнев В.Д., Кашевский Н.П.Продольная периодическая прокатка. – М-Л:Машгиз, 1961. – 254 с. с илл.

2. Чекмарев А.П., Санько Н.М. Сб. Обработкаметаллов давлением. (ДМиТН, вып. 39). – Харь-ков, 1960 – 127 с.

3. Калашников А.И., Синицын В.Г. и др. Обработ-ка металлов давлением авиационных матери-аллов – Москва: Машиностроение (МАТИ,№69) – С. 37-64.

4. Кирицэ В. Обработка металлов давлением, Л.:Машиностроение (ЛПИ, №222). – С. 151-161.

5. Филипов С.Н. Продольная прокатка периоди-ческих профилей – Москва: Металлургиздат,1956. – 125 с. с илл.


Представлено аналітичні залежності для визначення величини радіуса, що катає, припрокатці для калібрів різної форми періодичної прокатки.

Analytical relationships to determine the value of rolling radius of different configuration passesfor periodic rolling are presented.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 83 #

УДК 629.7.036:621.373

Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис, Б. И. Шапар, Н. П. Кришталь

ПРИМЕНЕНИЕ ЛАЗЕРНОГО МАРКИРОВАНИЯ ВПРОИЗВОДСТВЕ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

В статье рассмотрены возможности лазерного маркирования при изготовлении де-талей газотурбинных двигателей, перспективы расширения номенклатуры маркируе-мых деталей, а также влияние лазерного луча на поверхностный слой и работоспособ-ность деталей.

© Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис, Б. И. Шапар, Н. П. Кришталь 2006 г.

Высокие технологии определяют уровень вы-пускаемой продукции, ее конкурентоспособностьи эффективность всей производственной деятель-ности. К высоким технологиям, прежде всего, от-носятся новейшие методы обработки материалов,разработанные на базе последних достижений на-уки и, в частности, лазерная технология.

ГП "Ивченко-Прогресс" широко внедряет в про-изводство лазерные технологии с использованиемоборудования отечественных производителей. Внастоящее время внедрены такие технологическиепроцессы, как вырезка сложноконтурных деталейиз листовых материалов, окон, перфорация тонко-стенных деталей, маркирование.

Маркирование деталей, узлов и изделий явля-ется важным процессом в современном производ-стве. Маркировка на всех этапах производстванеобходима для контроля качества, прослеживае-мости и идентификации продукции.

При производстве и ремонте газотурбинныхдвигателей на ГП "Ивченко-Прогресс" использует-ся большая номенклатура традиционных процес-сов маркирования с нарушением и ненарушениемповерхностного слоя детали (электрохимическоемаркирование, виброкарандаш, ударный способ,литье, штамповка, нанесение краски и др.). Методмаркирования выбирается в зависимости от назна-чения детали, но одним из основных требований кнадписи является четкость, контрастность, разли-чимость мелких шрифтов.

Современное производство требует высокотех-нологичных методов маркировки – гибких, скорос-тных, не оказывающих влияние на свойства мар-кируемых деталей. Из существующих на сегод-няшний день методов, лазерное маркирование –наиболее современный и технологичный метод,обладающий гибкостью, возможностью управлятьинструментом – лазерным лучом во времени и про-странстве, а также точно дозировать и регулиро-вать мощность и энергию излучения.

Метод лазерного маркирования – бесконтактный,обеспечивающий минимальное загрязнение зоныобработки, возможность выполнения как глубоко-го клеймения (глубина до 0,2 мм), так и без нару-шения поверхностного слоя (образование окисныхпленок глубиной до 0,005 мм) для определенных

материалов, кроме того, отсутствует механическоевоздействие инструмента на материал, нет вибра-ций, электрических и других паразитных воздей-ствий, нет необходимости в дорогостоящих штам-пах и трафаретах.

ГП "Ивченко-Прогресс" широко внедряет в про-изводство лазерные технологии с использованиемлазерного оборудования производства фирм ЛВТи "Сканер" (г. Черкассы), лазерный маркировоч-ный комплекс OptiScan 100/200Z.

Активный элемент данного лазера – алюмоит-триевый гранат (YAG), обеспечивает длину волнылазерного излучения – 1064 нм. Импульс светово-го излучения большой плотности и интенсивностифокусируется на поверхности обрабатываемойдетали, что вызывает локальный разогрев, плав-ление и частичное испарение материала при мини-мальном термомеханическом воздействии на мар-кируемое изделие. При этом лазерное излучениев зависимости от режимов маркирования воздей-ствует избирательно на элементы, входящие в со-став маркируемого материала, например, соли хро-ма образуют темно-серую окисную пленку, титан –пленку коричнево-фиолетового цвета. Высокая плот-ность мощности сфокусированного лазерного лучапри лазерном маркировании позволяет наноситьзнаки на различные материалы, в том числе и натруднообрабатываемые, при этом обеспечиваявысокую степень разрешения и качество знаков.Функция подавления первого импульса, котораяимеется в данном комплексе, позволяет получитьболее стабильный процесс.

Преимущества лазерного маркирования посравнению с традиционными методами:

- высокая производительность;- высокая точность;- широкий спектр маркируемых материалов;- возможность четкого нанесения мелких шриф-

тов (размер шрифта от 0,8 мм);- маркирование без применения красок и хими-

ческих реактивов;- высокие качество, контрастность и стойкость

изображений;- экономическая эффективность.Метод лазерного маркирования позволяет на-

носить надписи на детали из материалов:


# 84 #

- нержавеющие стали;- титановые сплавы;- жаростойкие и жаропрочные сплавы;- твердый сплав;- алюминиевые сплавы;- снятие красок с поверхностей;- снятие покрытий из меди, толщиной до 3...5

мкм;- снятие красок, нагара.Перемещение луча задается программно и

обеспечивается двумя подвижными зеркалами,расположенными в сканирующей головке лазер-ного модуля; маркировщик позволяет маркироватьгоризонтальные поверхности размерами до 200×200 мм; при этом наличие третьей координаты, кото-рая выполнена по принципу динамического фоку-са – программно управляемая, позволяет марки-ровать наклонные плоскости, сферические и цилин-дрические поверхности.

Основные настраиваемые технологические ре-жимы для лазера: ток накачки, частота модуляции,длительность импульса, рабочая скорость. Иссле-дования показали, что глубина маркирования об-ратно пропорциональна частоте модуляции и вменьшей мере прямо пропорциональна току накач-ки.

Данный комплекс дает возможность заменывсех видов маркирования лазерным.

Применение лазерного маркирования взаменэлектрохимического для трубопроводов (материал12Х18Н10Т) позволило сократить время маркиро-вания, отказаться от трафаретов, получить клеймотемно-серого цвета (за счет образования окисныхпленок) с четко очерченными границами, сохране-нием исходного рельефа труб и измененным сло-ем до 0,005 мм.

Данный процесс позволил маркировать твердо-

сплавный инструмент, на который наносить инфор-мацию существующими методами ранее былопрактически невозможно. Надпись стойкая, имеетчеткий контур, контрастная, серого цвета.

В настоящее время ведутся исследовательс-кие работы по применению лазерного маркирова-ния на деталях из титановых и жаропрочных спла-вов взамен электрохимического и механическогогравирования. Проведенные металлографическиеисследования образцов показали следующее:

1. На деталях из титановых сплавов ВТ3-1 (рис.1, а) и ВТ8-М1 (рис. 1, б) в месте маркировок изме-ненный слой не обнаружен, имеются микронеров-ности поверхности глубиной до 0,004 мм, форми-рование клейм происходит за счет образованияокисных пленок коричнево-фиолетового цвета.

2. Для лопаток турбины из жаропрочных литей-ных сплавов ЖС32-ВИ, ЖС 26 ВИ, ЖС6К в соот-ветствии с требованиями чертежа необходимоприменять маркирование глубиной до 0,1 мм и0,02...…0,05 мм.

На данном этапе проводились работы по глубо-кому клеймению. Исследования показали, что фор-мирование клейм происходит в результате изме-нения цвета из-за оплавления металла и измене-ния рельефа (рис. 2, 3, 4, таблица 1).

а б

Рис. 1. Микроструктура материала после нанесения лазерной маркировки:а – титановый сплав ВТ3-1; б – титановый сплав ВТ8-М1

Рис. 2. Микроструктура материала ЖС32-ВИа б


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 85 #

Рис. 3. Микроструктура материала ЖС-26ВИа б

Рис. 4. Микроструктура материала ЖС6К

Таблица 1 – Изменения в микроструктуре материала образцов жаропрочных литейныхсплавов

Сегодня при механическом гравировании хво-стовиков рабочих лопаток турбины глубина состав-ляет до 0,1 мм. При лазерном маркировании приглубине до 0,1 мм имеем отрицательный рельефповерхности.

Для роторных деталей из титановых и жаропроч-ных литейных сплавов, а также сильно нагружен-ных деталей, работающих при знакопеременныхнагрузках, высоки требования к маркировке, поэто-му на сегодняшний день применение данных ре-жимов преждевременно, так как требуется боль-ший объем исследований. Теоретические изыска-ния и первые практические работы показали, что с

У статті розглянуті можливості лазерного маркірування при виготовленні деталейгазотурбінних двигунів, перспективи розширення номенклатури деталей, що маркіруються,а також вплив лазерного променя на поверхневий шар і працездатність деталей.

This article considers potentialities of laser grading when manufacturing parts of gas turbineengines, perspectives for expansion of nomenclature of parts being grated and the influence oflaser beam to the surface layer and working capacity of parts.

увеличением мощности и рабочей скорости полу-чаем положительные результаты – глубокое мар-кирование, хороший рельеф поверхности.

Постоянное увеличение номенклатуры изготав-ливаемых деталей требует постоянного совершен-ствования процессов, максимальной замены тра-диционных методов маркирования лазерным мар-кированием благодаря более широким технологи-ческим возможностям, и, следовательно, продол-жения работ на ГП "Ивченко-Прогресс" по расши-рению номенклатуры маркируемых материалов.


1. Лазерные технологии и опыт их внедрения.Научно-практический сборник. – М.: Научно-технический информационно-учебный центрЛАС. – 2004. – 62 с.

2. Рыкалин Н.Н., Углов А.А., Зуев И.В., Кокора

А.Н. Лазерная и электронно-лучевая обработ-ка материалов. Справочник. – М.: Машиностро-ение. – 1985. – 496 с.



# 86 #

УДК 621.785.53

В. А. Богуслаев, О. Л. Лукьяненко, Г. В. Пухальская, П. Д. Жеманюк

ВЛИЯНИЕ КОМПЛЕКСНОЙ ОБРАБОТКИ НАСОПРОТИВЛЕНИЕ УСТАЛОСТИ ЛОПАТОК

КОМПРЕССОРА ИЗ СПЛАВА ВТ8МВ статье рассмотрено влияние комплексной обработки (ионно-плазменное покры-

тие TiN и ультразвуковое упрочнение шариками) на сопротивление усталости и форми-рование остаточных напряжений лопаток компрессора из сплава ВТ8М.

© В. А. Богуслаев, О. Л. Лукьяненко, Г. В. Пухальская, П. Д. Жеманюк 2006 г.

Двигатель ТВ3-117 работает в неблагоприятныхусловиях, при влете и посадке происходит соуда-рение инородных тел с лопатками компрессора.Также они подвергаются воздействию высокочас-тотных знакопеременных нагрузок и центробежныхсил.

Усталостные разрушения являются основнымвидом отказов лопаток в эксплуатации, которыеинициируются эрозионными повреждениями и, вотдельных случаях, разрушениями кромок пера присоударении с инородными телами, которые попа-дают в тракт двигателя.

Поэтому повышение несущей способности (па-раметров выносливости и сопротивления воздей-ствию эрозии) лопаток компрессора является ак-туальной задачей, решаемой комплексной обработ-кой на финишных операциях технологического про-цесса.

Решение такой задачи базируется на управле-нии формированием характеристик поверхностно-го слоя и параметров выносливости после нанесе-ния ионно-плазменного износостойкого покрытияTiN с последующим поверхностным деформаци-онным упрочнением.

Выход из строя детали с покрытием в процессеэксплуатации может происходить в результате от-слаивания покрытия от основы (нарушение адге-зионной прочности) или разрушения самого покры-тия (когезионное растрескивание), а также под дей-ствием остаточных напряжений еще до начала эк-сплуатации [1].

Одна из важнейших проблем для ГТД – это за-щита лопаток I ступени компрессора от эрозион-ных повреждений, резко снижающих сопротивле-ние усталости.

Для увеличения стойкости лопаток к эрозии внастоящее время на некоторых двигателях (ТВ3-117ВМА-СБМ1) применяется покрытие нитрид ти-тана (TiN), которое наносится вакуумным ионно-плазменным методом толщиной 2...…4 мкм.

Целью работы являлось исследование влияниякомплексной обработки (ультразвуковое упрочне-ние шариками + нитридтитановое покрытие, нане-сенное методом КИБ) пера лопаток компрессорана сопротивление усталости, величину и знак ос-таточных напряжений.

Испытания на усталость лопаток проводили спо-собом динамического возбуждения в них колеба-ний по первой изгибной форме на электродинами-ческом вибростенде ВЭДС-200.

Лопатки испытывали на усталость ускореннымметодом "лестницы", который позволяет получитьдостоверные результаты при определении средне-го значения предела выносливости и его рас-сеяния на базе N = 2⋅107 циклов.

В серийном производстве лопатки I ступ. комп-рессора из сплава ВТ8М окончательно обрабаты-ваются виброполированием с последующим нане-сением ионно-плазменного покрытия TiN на верх-нюю половину пера для повышения эрозионнойстойкости.

Испытаниям подвергали лопатки после непро-

Таблица 1 – Параметры выносливости лопаток


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 87 #

должительной наработки, восстановленных доуровня серийных лопаток виброполированием.Одна партия лопаток с наработкой 1839 ч былаподвергнута комплексной обработке (УЗУ (5 мин)+ КИБ) без восстановления характеристик по-верхностного слоя виброполированием для полу-чения сравнительных данных. Также была испыта-на партия лопаток после ультразвукового упрочне-ния (5 мин) с последующим нанесением покрытияна верхнюю половину пера, соответственно серий-ной технологии.

Анализ результатов испытаний на усталость табл.1) показал, что наиболее высокие параметры вынос-ливости обеспечивает УЗУ (5 мин) + КИБ: 1−σ = 654МПа. Для сравнения, напыление TiN лопаток послевиброполирования обеспечивает получение болеенизких параметров выносливости: 1−σ = 590 МПа,но несколько выше, чем после напыления верхнейполовины пера. В этом случае усталостные трещи-ны зарождались ниже напыленного слоя. Следуетотметить, что в этом случае наблюдается наиболь-шее рассеяние σ-1: ν = 0,10 (коэффициент вариа-ции).

Упрочнение лопаток при продолжительности 10мин дает более низкие результаты из-за перенак-лепа кромок и разупрочнения напыленного слоя.Применение УЗУ без восстановления параметровповерхностного слоя виброполированием также недало положительных результатов.

Для исследования закономерностей упруго-пла-стического деформирования в процессе кинетичес-кого макроиндентирования была использована спе-циальная экспериментальная установка, разрабо-танная на кафедре физики Запорожского нацио-нального технического университета [5]. Особен-ностью созданной установки является совокупностьследующих возможностей: непрерывное синхрон-ное измерение времени испытаний, нагрузки, кон-тактного электросопротивления (КЭС), термо-ЭДСконтактного соединения в процессе нагружения,высокая точность измерения КЭИ; возможностьварьирования параметрами режима нагружения впроцессе испытаний.

Условный предел текучести приповерхностногослоя определяли графическим способом по кри-вой в координатах "напряжение-деформация" сдопуском на остаточную пластическую деформа-цию 0,02 %.

Значения усредненных значений пределов те-кучести (табл. 2) были получены из зависимостиконтактного напряжения от глубины индентирова-ния. Для всех значений напряжений текучести былапринята глубина индентирования h = 100 мкм.

Таблица 2 – Усредненные значения предела те-кучести

Как видно из табл. 2, наибольшие значения ус-редненного предела текучести, измеренные мето-дом кинетического индентирования, получены прикомплексном упрочнении пера лопатки.

Остаточные напряжения определяли механичес-ким методом – измерение прогиба консольно зак-репленного образца, вырезанного из лопатки элект-роэрозионным методом, при последовательном сня-тии слоев металла электролитическим полировани-ем на приборе ПИОН-2. Для определения знака ихарактера распределения остаточных напряженийв поверхностном слое пера лопаток после различ-ных операций отделочно-упрочняющей обработки иионно-плазменного азотирования исследовали об-разцы, вырезанные со стороны входной кромки ина расстоянии 5 мм от выходной кромки (примернопосредине пера) размером 50×8 мм.

Для оценки влияния методов отделочно-упроч-няющей и комплексной обработки на характер фор-мирования остаточного напряженного состоянияповерхностного слоя лопаток I ступ. компрессорасплава из ВТ8М были получены эпюры остаточныхнапряжений механическим методом (рис. 1…...3).

Эпюры построены по средним значениям вели-чин остаточных напряжений, измеренных на трехлопатках, обработанных одним из финишных ме-тодов.

Из рис. 1 видно, что нанесение покрытия навиброполированную поверхность привело к увели-чению уровня сжимающих напряжений у поверх-ности с 370 до 580 МПа.

Вероятно, это вызвано тем, что покрытия TiNимеет значительно больший удельный объем чему сердцевины лопатки, и даже по сравнению с пла-стически деформированным поверхностным сло-ем.

Известно, что сжимающие остаточные напря-жения образуются при деформационном упрочне-нии за счет увеличения удельного объема поверх-ностного наклепанного слоя, который стремитсяувеличить размеры по отношению к упруго-дефор-мированной сердцевине, которая оказывает сило-вое воздействие на упрочненный материал.

Более интенсивное силовое взаимодействие ссердцевиной происходит в поверхностном слоепера лопатки при нанесении покрытия. Более вы-сокий уровень сжимающих напряжений в лопат-


# 88 #

ках с покрытием по сравнению с ультразвуковымупрочнением объясняется его малой толщиной (4-5 мкм) – после УЗУ (10 мин) глубина упрочненногослоя достигает 110 мкм.

После УЗУ в течение 5 мин уровень сжимаю-щих напряжений у поверхности увеличивается с370 МПа (ВП) до 520 МПа, а глубина залегания с25 до 40 мкм; после УЗУ (10 мин) – до 430 МПа и110 мкм соответственно.

Последующее напыление КИБ повышает уро-вень сжимающих напряжений у поверхности до720-660 МПа, что значительно выше, чем послеВП+КИБ. При этом глубина залегания напряженийпрактически не меняется.

Характерно, что ультразвуковое упрочнение по-крытия привело к снижению уровня сжимающихнапряжений до 660 МПа – УЗУ (5 мин) и 550 МПа –УЗУ (10 мин) и незначительному уменьшению глу-бины залегания.

Рис. 1. Эпюры распределения остаточных напряженийпосле: 1 – ВП; 2 – ВП + КИБ

Рис. 2. Эпюры распределения остаточных напряженийпосле: 1 – УЗУ (5 мин); 2 – УЗУ (5 мин)+ КИБ;

3 – КИБ + УЗУ (5 мин)

Рис. 3. Эпюры распределения остаточных напряженийпосле: 1 – УЗУ (10 мин); 2 – УЗУ (10 мин)+ КИБ;

3 – КИБ + УЗУ (10 мин)

Выводы

Испытания на усталость лопаток после комплек-сной обработки (УЗУ+КИБ) за счёт образованияблагоприятного сочетания характеристик поверхно-стного слоя приводит к значительному повышениюсопротивления усталости. Предел выносливости σ-1 после комплексной обработки увеличивается с616 МПа (серийные лопатки-ВП+КИБ верхней по-ловины пера) до 654 МПа.

Исследования характеристик приповерхностныхслоев кинетическим индентированием показалозначительное повышение условного предела теку-чести после всех видов упрочняющей обработки.Так после комплексных видов обработки условныйпредел текучести увеличился с 1050 до 1475-1550МПа.

Исследования остаточного напряженного состо-яния приповерхностного слоя показали, что послеУЗУ (5 мин) уровень сжимающих напряжений уве-личивается с 370 МПа (ВП) до 520 МПа. Последу-ющее нанесение покрытия TiN повышает уровеньсжимающих напряжений до 720 МПа.


1. Ляшенко Б.А. Несущая способность материа-лов и конструктивных элементов с защитнымипокрытиями в экстремальных условиях эксп-луатации: Автореф. дис-и докт. техн. наук. –Киев, 1976. – 55 с.

2. Методы испытания и контроля исследованиямашиностроительных материалов / Под общ.ред. А. Т. Туманова. – М.: Машиностроение,1974. – Т. 1. – 320 с.

3. Богуслаев В.А., Жеманюк П.Д., Яценко В.К. идр. Формирование характеристик поверхност-ного слоя лопаток компрессора комплекснойобработкой/Вестник двигателестроения, 2003.– №1. – С. 41-46.

4. Скубачевский Г.С. Авиационные газотурбинныедвигатели. – М.: Машиностроение, 1981. –


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 89 #

368с.5. Серпецкий Б.А., Лоскутов СВ., Левитин В.В. и

др. Повышение точности и производительнос-ти рентгенодифрактометрических измерениймакроскопических напряжений //Заводскаялаборатория. Диагностика материалов. Физи-

В статті розглянуто вплив комплексної обробки (іонно-плазмове покриття TiN таультразвукове зміцнення кульками) на опір втомі та формування остаточних напруженьлопаток компресора із сплава ВТ8М.

The article considers the influence of complex treatment (ion-plasma TiN coating with titaniumnitride and ultrasonic shot blast hardening) on resistance to fatigue and occurance of residualstresses in compressor blades made from ВТ8М alloy.

ческие методы исследования и контроля, 1998.– № 3 – С. 28-31.



# 90 #

УДК 621.357.7

А. В. Титов, С. В. Мозговой, А. Я. Качан

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА АЛМАЗНОГОВЫГЛАЖИВАНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СИСТЕМЫ

ANSYSВыполнено моделирование упругопластического процесса алмазного выглаживания с

использованием системы CAD/CAE ANSYS. На основе созданной модели проанализиро-вано напряженно-деформированное процесса и распределение остаточных напряжений.

© А. В. Титов, С. В. Мозговой, А. Я. Качан 2006 г.

Повышение надежности и ресурса изделий яв-ляется важнейшей задачей современного маши-ностроения. Эти эксплуатационные характеристи-ки определяют в целом эффективность таких изде-лий машиностроения, как авиационные летатель-ные аппараты и двигатели, автомобили, сельско-хозяйственная техника, комплектующие изделиймашиностроения (втулок, вкладышей, цилиндров)и других изделий. Работо-способность и надеж-ность машин, их эксплуатационные качества в зна-чительной степени зависят от качества поверхнос-тей деталей [1], которое достигается на финишныхоперациях изготовления.

Одной из наиболее широко применяемых фи-нишных операций обработки деталей ГТД, реали-зующей метод поверхностного пластического де-формирования, является алмазное выглаживание.В результате правильного использования этогопроцесса снижается шероховатость поверхности,повышается ее микротвердость и износостойкость,формируются сжимающие остаточные напряженияв приповерхностном слое, т.е. обеспечивается не-обходимое качество поверхности деталей.

Формирование поверхностного слоя при алмаз-ном выглаживании происходит вследствие плас-тической деформации обрабатываемой поверхно-сти. Под действием радиальной силы, действую-щей на поверхность контакта инструмента с дета-лью, возникают контактные давления (рис. 1). Подих действием возникает пластическая деформациятонких поверхностных слоев. Наряду с нормаль-ными деформациями, которые определяют изме-нение размеров детали, возникают дополнитель-ные сдвиговые деформации, величина которыхможет исчисляться сотнями процентов. Деформа-ции, которые возникают в зоне контакта деформи-рующего инструмента с обрабатываемым метал-лом, формируют поверхностный слой, который оп-ределяет качество обрабатываемой поверхности(шероховатость, упрочнение, остаточные напряже-ния, износостойкость, обрабатываемость и т.д.).При пластической деформации поверхностный слойприобретает специфическое волокнистое строение(текстуру), исходная кристаллическая решетка ис-кажается, зерна дробятся.

Рис. 1. Схема процесса алмазного выглаживания:Ру – усилие вдавливания инструмента, V – скорость

движения инструмента, Rz – величина исходной шерохо-ватости, Н – глубина вдавливания индентора, Δупр –

глубина упрочненного слоя

При значительных деформациях могут возник-нуть нарушения сплошности, надрывы, разруше-ния и другие явления, нежелательные с точки зре-ния прочности и износостойкости деталей. В связис этим важно иметь сведения о влиянии различ-ных режимов деформирующего воздействия выг-лаживания на качество поверхностного слоя обра-ботанных деталей.

Анализ напряженно-деформированного состо-яния (НДС) деформируемого металла в процессевыглаживания выполнен с использованием CAD/CAE системы ANSYS, который является универ-сальным, так называемым "тяжелым", конечноэле-ментным пакетом. Аналитические возможностипрограммного комплекса позволяют решать этизадачи, используя при этом как трехмерную по-становку задачи, так и плоскую, до которых можноупростить задачу в силу симметричности или дру-гих допущений.

Для моделирования процесса алмазного выг-лаживания в системе ANSYS было сделано ряддопущений:

1. В ходе конечно-элементного анализа детальрассматривалась как бесконечная пластина, т.е.её размеры были другого порядка малости по срав-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 91 #

нению с размерами инструмента;2. В качестве инструмента использован сфери-

ческий индентор, который считался абсолютно твер-дым;

3. В силу симметрии рассматривалась плоскаяосесимметричная задача;

4. Процесс алмазного выглаживания являетсядинамическим, а поэтому при моделировании дляупрощения постановки решалась квазидинамичес-кая задача, т.е. в статической постановке инстру-менту задавалась не скорость, а перемещение.

В расчете пластине задавались свойства сталиХ12НМБФШ (модуль упругости Е = 2·105 МПа, ко-эффициент Пуассона μ = 0,3, σ0,2 = 512,2 МПа, σb= 826,83 МПа), которая используется для изготов-ления валов ГТД.

Расчетная схема моделируемого процесса при-ведена на рис. 2.

Было принято, что процесс алмазного выглажи-

вания состоит из двух этапов:- внедрение сферического индентора на глуби-

ну h (рис. 2, б);- движение (перемещение) его вдоль поверх-

ности детали (рис. 2, в).При моделировании движение реализуется по-

средством задания сферическому индентору пе-ремещения Ux. Трение в зоне контакта задаётсякоэффициентом трения μυ.

Для увеличения точности расчета напряженийв приповерхностном слое и уменьшения време-ни расчета разбивка пластины на КЭ проводи-лась таким образом, что их наименьшая величи-на была на поверхностном слое в зоне контакта(рис. 3). Для конечно-элементного анализа былвыбран следующий конечный элемент для плас-тины – плоский восьмиузловой VISCO108-2-D 8-Node Large Strain Solid (рис. 4), имеющий тристепени свободы и обладающий хорошей плас-тичностью, сверхупругостью и выдерживающийбольшие степени деформаций, а контактная по-верхность между пластиной и инструментом со-стоит из контактных элементов второго порядкаTARGE169 (Target Surface Element) и CONTA172,представленных в системе ANSYS [2]. Коэффи-циент трения между поверхностями принят рав-н ы м μυ = 0,05.

Рис. 2. Расчетная схема моделируемого процесса:а – до внедрения алмазного индентора в поверхностьдетали; б – внедрение на глубину h; в – движение

алмазного наконечника вдоль поверхности заготовки

в

б

а

Рис. 3. Конечно-элементная модель пластины и инструмен-та

Рис. 4. Плоский восьмиузловой конечныйэлементVISCO108 - 2-D 8-Node Large Strain Solid


# 92 #

Следующим этапом являлось задание гранич-ных условий. Ограничения по степеням свободызадаем в соответствии с принятой расчетной схе-мой (см. рис. 2). Для всех узлов нижней поверх-ности пластины задаем ограничение по всем сте-пеням свободы, что соответствует консольномузакреплению. Поскольку моделируемый процесссостоит из двух этапов: внедрение сферическогоиндентора в поверхность пластины и последую-щее движение его вдоль поверхности, то первымшагом нагружения назначается перемещение ин-дентора на глубину H = 0,008 мм. После внедре-ния индентора производят деформирование повер-хностного слоя пластины за счет суммированно-го перемещения Ux. В соответствии с допущени-ем об абсолютной жесткости сферы, задаем оди-наковые перемещения всем узлам, которые при-надлежат ей. После прохождения индентора всечении материла заготовки рассчитывалась раз-грузка для определения остаточных напряжений.

Анализ распределения напряжений и деформа-ций производился как при активном действии силы,так и при снятии нагрузки.

На рис. 5 представлено распределение изоли-ний интенсивности деформаций и напряжений дляпервого этапа решения задачи – расчета процес-са вдавливания сферического индентора в полу-плоскость (заготовку) в приповерхностном слоетолщиной 1 мм.

На рис. 6 и 7 представлены графики распреде-ления соответственно действующих и остаточныхнапряжений в приповерхностном слое толщиной 1мм.

Это решение позволило сопоставить получен-ные ранее результаты с результатами, опублико-ванными другими авторами [3, 4].

Сравнение результатов качественно подтверж-дает характер распределения компонент интенсив-ности напряжений и деформаций под нагрузкой ипосле разгрузки, а также количественно по вели-чине напряжений и относительной глубине распро-странения деформаций в зависимости от глубинывнедрения жесткого сферического индентора.

Рис. 5. Распределение изолиний интенсивности напряжений и деформаций на первом этапе решения задачи - вдавли-вание сферического индентора в полуплоскость: а, б – напряжений; в, г – деформаций; а, в – под нагрузкой; б, г –

остаточные после разгрузки

в г

а б


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 93 #

Рис. 6. Распределение действующих напряжений (σx, σy, σz, σэкв)

Рис. 7. Распределение остаточных напряжений (σx, σy, σz, σэкв)

Количественную оценку аналитического расче-та внедрения алмазного сферического наконечни-ка в полуплоскость провели для материалаХ12НМБФШ для экспериментальных и расчетныхданных работы [4].

Взаимную погрешность вычислений можнообъяснить погрешностями аппроксимации диаграм-мы упрочнения материала и возможностями конеч-ноэлементной разбивки деформируемой области.В системе ANSYS использована реальная диаграм-ма упрочнения, заданная таблично. Поэтому мож-но предположить, что она уточняет расчет по кри-вой 2, поскольку в нем принята аппроксимирован-ная диаграмма упрочнения, имеющая свою погреш-ность аппроксимации [5].

При этом взаимная погрешность вычислений вобласти малых и больших глубин внедрения инст-румента не превышает 15-18 %, а в области рабо-чих глубин внедрения наконечника при алмазномвыглаживании по существующей технологии – непревышает 10-12 %.

Анализ поля распределения деформаций (см.рис. 5) также показал, что глубина распростране-ния деформаций для рассматриваемых методовпрактически совпадает. При этом расчет ANSYS

дает значения так же как и МКЭ [4] близкие к верх-нему пределу области значений, полученных ана-литически.

Это позволяет сделать заключение о достовер-ности расчетных данных и корректности поставлен-ной задачи в системе ANSYS, а также предполо-жить, что последующие результаты расчета второ-го этапа тоже достоверны.

На рис. 8-9 представлены результаты расчетапроцесса в квазидинамической постановке и пока-заны изолинии распределения компонент тензораактивных напряжений (σx, σy, σz, σxy) и эквивалент-ного напряжения σэкв в процессе нагружения.

Анализ распределения эквивалентных напряже-ний под нагрузкой показывает, что при движении ин-дентора вдоль поверхности заготовки ось симмет-рии эпюры распределения напряжений поворачива-ется на некоторый угол β по отношению к оси длястатического вдавливания сферического индентора(рис. 8). Поворот оси осуществляется в направле-нии движения заготовки. Это, по-видимому, объяс-няется изменением формы площадки контакта ин-дентора с заготовкой.


# 94 #

Рис. 8. Распределение напряжений σэкв в образце под нагрузкой

в г

а б

Рис. 9. Изолинии компонент напряжений в процессе нагружения при выглаживании:а – σх, б – σy, в – σz, г – τxy

Обращают внимание высокая величина сдви-говых напряжений τxy в направлении движенияинструмента, которые создают сдвиг в приповерх-ностном слое до 0,3-0,4 мм. Напряжения сдвигаτxy в зоне контакта меняют знак под инденторомна противоположный перед индентором. Их вели-

чина зависит от коэффициента трения между заго-товкой и инструментом.

На рис. 10 и рис. 11 соответственно показаныизолинии распределения компонент тензора оста-точных напряжений (σx, σy, σz, σxy) и эквивалентно-го напряжения σэкв.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 95 #

а б

в г

Рис. 10. Изолинии компонент остаточных напряжений после разгрузки при выглаживании:а – σх, б – σy, в – σz, г – τxy

Рис. 11. Распределение напряжений σэкв в образце после разгрузки

Остаточные напряжения распределены вдольобработанной поверхности заготовки. Установле-но, что остаточные напряжения σx, σz в приповер-хностном слое толщиной до 0,4 мм являются сжи-

мающими. Максимальная величина сжимающихнапряжений составляет 500-600 МПа и располо-жена на глубине 0,075...…0,15 мм от поверхностизаготовки (рис. 14).


# 96 #

Рис. 12. Распределение действующих напряжений (σx, σy, σz, σэкв)

Рис. 13. Распределение остаточных напряжений (σx, σz, σэкв)

ВыводыРазработана и обоснована уточненная модель

расчета с использованием системы CAD/CAEANSYS, позволяет определяющая все компонентытензора действующих и остаточных напряжений.

Использование разработанной модели расчетапозволяет прогнозировать свойства поверхностно-го слоя обработанных материалов и технологичес-кие параметры различных процессов выглажива-ния деталей.


1. Богуслаев В.А., Яценко В.К., Притченко В.Ф.Технологическое обеспечение и прогнозированиенесущей способности деталей ГТД. – К.: Манус-крипт, 1993. – 333 с.

2. ANSYS Analysis Guide. Structural AnalysisGuide. Chapter 8. Nonlinear structural analysis.001087. 4th Edition. SAS IP©.

3. Дрозд М.С., Матлин М.М., Сидякин Ю.И. Ин-женерные расчеты упругопластической контак-тной деформации. – М.: Машиностроение, 1986.

– 224 с.4. Мозговой В.Ф., Качан А.Я., Титов В.А. и др.

Оценка оптимизированных технологическихпараметров процесса алмазного выглажива-ния при изготовлении валов ГТД // Техноло-гические системы, 2001. – № 5(11). – C.78-85.

5. Титов В.А., Огурек О.Н. К вопросу об оценкевлияния погрешностей аппроксимации кривыхупрочнений при определении полной работыдеформирования в ОМД // Сб. материалов XНТК молодых ученых и специалистов. Общаятехнология, М., НИАТ, 1981. – С. 79-82

6. Гребеников А.Г., Светличный С.П., Король В.Н.,Анпилов В.Н. Анализ напряженно-деформирован-ного состояния авиационных конструкций с по-мощью системы ANSYS. – Учеб. пособие. Ч. 1 –Харьков: НАУ "ХАИ", CADFEM GmbH, АНТО"КНК", 2002. – 310 с.

Поступилав в редакцию 04.07.2006 г.

Виконано моделювання упругопластичного процесу алмазного вигладжування з вико-ристанням системи CAD/CAE ANSYS. На основі отриманої моделі проаналізовано напру-жено-деформований стан процесу та розподіл залишкових напружень.

The modeling of elastoplastic process of diamond burnishing by CAD/CAE ANSYS is carryiedout. On the base of received model the strain-deformed conditions and residual stress was analyzed.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 97 #

УДК 621.791.764

В. А. Поклад, Н. И. Шаронова, В. А. Гейкин

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ОТВЕТСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙГТД МЕТОДОМ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОЙ НАПЛАВКИРазработан новый технологический процесс восстановления гребешков лабиринт-

ных уплотнений роторов компрессоров газотурбинных двигателей ДР-59Л, ДЖ-59 ме-тодом электронно-лучевой наплавки и последующей механической обработки.

© В. А. Поклад, Н. И. Шаронова, В. А. Гейкин 2006 г.

Тяжелые условия работы индустриальных энер-гетических установок приводят к тому, что в про-цессе эксплуатации в ряде мест возникают повер-хностные дефекты различного типа. К таким дефек-там относится износ рабочих поверхностей лаби-ринтных уплотнений на барабанах роторов комп-рессоров газотурбинных двигателей (ГТД). КПДкомпрессора и турбины в значительной степенизависят от эффективности работы лабиринтных уп-лотнений. В настоящее время с усложнением кон-струкций ГТД стоимость изготовления многих уз-лов и деталей резко увеличивается и выполнениеремонта методом замены изношенных деталей но-выми становится экономически невыгодным. Дляулучшения экономических показателей ремонтадвигателей более целесообразно восстанавливатьдефектные детали для дальнейшего их использо-вания.

Основным эксплуатационным дефектом индус-триальных газотурбинных установок типа ДР-59Ли ДЖ-59, широко применяемых для перекачки газа,является износ гребешков лабиринтных уплотне-ний, величина которого может достигать 0,5-2,5 мм.В процессе эксплуатации возможны экстремаль-ные случаи, которые приводят к полному износугребешков. Практика показывает, что при незначи-тельном износе гребешков (менее 0,5 мм) целесо-образно полученный зазор между трущимися де-талями устранять за счет увеличения конструктив-ного размера (высоты) уплотнительных элементов,расположенных на статоре компрессора. В случаеувеличения износа гребешков лабиринтных уплот-нений более 0,5 мм необходимо производить ра-боты по восстановлению их конструктивных раз-меров методами сварки и наплавки.

В связи с тем, что барабаны роторов с гребеш-ками лабиринтных уплотнений изделий ДР-59Л, ДЖ-59 могут изготавливаться как из ферритно-мартен-ситной стали ЭИ 961, так и из дисперсионно-твер-деющего никелевого сплава ЭИ 437 Б, особые тре-бования предъявляются к способам сварки и на-плавки, которые должны обеспечить минимальнуюзону термического влияния, низкий уровень оста-точных напряжений и деформаций барабана комп-рессора при сохранении высоких эксплуатацион-ных характеристик.

По условиям технического задания восстанов-ление геометрических размеров гребешков ла-биринтных уплотнений должно осущест-влятьсябез разборки ротора, при этом вес барабана ро-тора КВД составляет 425 кг, КНД – 750 кг. Крометого, на барабан ротора толщиной 4 мм необхо-димо наплавить полосы металла шириной 18 мм,толщиной 6 мм, с минимальным уровнем оста-точных напряжений и деформаций без предва-рительной разборки собранного на штифтах ро-тора с окончательно обработанными поверхнос-тями и подшипниками.

Анализ публикаций за последние 20 лет пока-зал, что применяются различные методы для вос-становления деталей и узлов, изношенных в про-цессе эксплуатации в зависимости от типа дефек-тов. Однако в данном случае все они оказалисьнеприемлемыми, т.к. приводили к значительнымдеформациям ротора. Учитывая выше изложенное,при разработке технологии восстановления гребеш-ков лабиринтных уплотнений роторов компрессо-ров изделий ДР59Л и ДЖ-59 был принят за основуспособ электронно-лучевой наплавки.

Задача разрабатываемого способа заключаласьв упрощении технологии наплавки, снижении уров-ня остаточных сварочных напряжений в изделиипри обеспечении требуемых служебных характе-ристик. Способ ремонта гребешков лабиринтныхуплотнений состоял из следующих этапов: подго-товка поверхности детали, восстановление задан-ных геометрических параметров детали с исполь-зованием наплавки присадочного материала, а так-же окончательная механическая обработка.

Экспериментальные работы по наплавке прово-дились на установке ЭЛУ-20, укомплектованнойэнергетическим блоком БЭП-60/15К. Наплавку слояприсадочного материала осуществляли с помо-щью системы управления электронным лучом, ко-торая обеспечивает статическое отклонение лучаи динамическое сканирование по выбранной тра-ектории с заданной частотой и амплитудой. Раз-вертка луча осуществлялась специально сконст-руированной для этой работы системой.

На отдельных натурных дисках роторов, взятыхпосле эксплуатации, отрабатывалась технологиянаплавки. Критериями оценки качества наплавлен-


# 98 #

ного слоя металла служили: металлографическийанализ с целью выявления дефектов и одновре-менный замер микротвердости по зонам; замеростаточных напряжений в дисках роторов посленаплавки для определения оптимальной глубиныпроплавления основного металла и, соответствен-но, достижения баланса между прочностью наплав-ки и деформацией изделия; изучение прочност-ных свойств.

Металлографический анализ наплавленных сло-ев показал, что структура основного металла и на-плавки плотная, без видимых дефектов и соответ-ствует требованиям технического задания. Вели-чина микротвердости находилась на уровне твер-дости основного металла, что необходимо для пос-ледующей нарезки гребешков.

Для проведения прочностных исследованийбыла произведена наплавка, изготовлены образцы,разработана и изготовлена специальная оснастка,которая позволила провести испытания образцовна кратковременную прочность. Во всех случаяхразрушение происходило по основному металлу.

Таким образом, был разработан эффективныйспособ восстановления гребешков лабиринтныхуплотнений роторов компрессоров, обеспечиваю-щий необходимый уровень механических свойств,что позволило перейти к восстановлению натурныхроторов с последующим проведением стендовыхиспытаний.

Под наплавку гребешков лабиринтных уплотне-ний был поставлен ротор КВД изделия ДР-59Л.Визуальным осмотром узла было установлено, чтонаибольшие повреждения имелись на поверхнос-ти барабана между дисками 1-й и 2-й ступеней, 2-йи 3-й ступеней и передней цапфы, где были полно-стью срезаны гребешки лабиринтных уплотнений,а также наблюдалось глубокое врезание в основ-ной материал ротора (до 1,6 мм); сравнительнонебольшое занижение диаметра от номинальногоотмечено между дисками 7-й и 8-й ступеней, гдебыли частично срезаны гребешки и имелись вре-зания в основной материал до 0,8 мм; по осталь-

ным поверхностям износ гребешков составил от 50% до 80 %.

Для фиксации геометрических размеров изде-лия в процессе ремонта была спроектирована иизготовлена специальная оснастка, позволяющаяобеспечить величину предельных отклонений меж-ду дисками барабана ротора в соответствии спредъявляемыми требованиями и не превышаю-щую 1,2...…1,5 мм. После восстановления повреж-денного слоя металла были нарезаны гребешкилабиринтных уплотнений.

Контроль качества отремонтированных поверх-ностей включал: визуальный осмотр; проверку гео-метрических размеров гребешков; радиографичес-кий контроль; цветную дефектоскопию, – и подтвер-дил требуемый уровень качества наплавленногометалла. Восстановленные барабаны роторов КНДи КВД успешно выдержали длительные испытанияв составе технологического двигателя. По предло-женной технологии было восстановлено 10 бара-банов роторов КВД и 2 – КНД, эксплуатация кото-рых показала их надежную работу в составе дви-гателей ДР-59Л и ДЖ-59. На разработанный спо-соб восстановления поверхностей получен патентна изобретение.

Внедрение технологического процесса восста-новления гребешков лабиринтных уплотнений ме-тодом электронно-лучевой наплавки позволилопродлить ресурс работы роторов КВД и КНД инду-стриальных двигателей типа ДР-59Л и ДЖ-59 в1,4...…1,5 раза, а также снизить трудоемкость ихремонта.


Розроблено новий технологiчний процес вiдновлення гребiнцiв лабiринтних ущiльненьроторiв компресорiв газотурбiнних двигунiв ДР-59Л, ДЖ-59 методом электронно-проме-невоп наплавки i подальшої механiчної обробки.

A new technological process is proposed for the rehabilitation of the labyrinth seal scallopsfor compressor rotors of ДР-59Л, ДЖ-59 gas-turbine engines using electron-beam depositionwith subsequent machining.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 99 #

УДК 629.7.036

В. А. Леонтьев, С. Д. Зиличихис, Э. В. Кондратюк, В. Е. Замковой

ВОССТАНОВЛЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ГТД СПРИМЕНЕНИЕМ НОВЫХ ТЕХНОЛОГИЙ И МАТЕРИАЛОВ

В статье рассмотрены вопросы ремонта деталей газотурбинных двигателей, по-зволяющие восстанавливать не только геометрию детали, но и обеспечивающие необ-ходимые эксплуатационные качества с применением современных материалов и техно-логических процессов.

© В. А. Леонтьев, С. Д. Зиличихис, Э. В. Кондратюк, В. Е. Замковой 2006 г.

В процессе эксплуатации двигатели подверга-ются воздействию двух противоположных по ха-рактеру влияния процессов – изнашиванию и вос-становлению, которые, в конечном счете, опреде-ляют техническое состояние и работо-способностьдвигателя. Вследствие изнашивания сопряженныхдеталей, старения материалов, нарушения процес-са регулировок и различных эксплуатационныхповреждений происходит постепенное или скачко-образное ухудшение технического состояния дви-гателя в целом и его отдельных конструктивныхэлементов. С другой стороны, проведение в про-цессе эксплуатации различных видов техническо-го обслуживания и ремонта поддерживает работос-пособность изделия, предотвращает возникнове-ние отказов. Характер и режимы этих двух процес-сов определяют длительность неработоспособно-го состояния двигателя, затраты труда и средствна проведение технического обслуживания и ре-монтов.

При многолетнем опыте эксплуатации и ремон-та ГТД проведенными статистическими исследова-ниями было установлено, что большинство дефек-тов связано с прочностью деталей, причем 42 %из них вызваны переменными нагрузками. Возник-новение остальных дефектов в элементах конст-рукции в основном обусловлены естественнымипроцессами механического износа, коррозии, эро-зии, коксообразования и т.д., происходящими впроцессе работы двигателя, а также попаданием вдвигатель посторонних предметов и нарушениемтехнических условий эксплуатации.

Наряду с эксплуатационными дефектами узлови деталей двигателей при их ремонте выявляютсяеще и дефекты металлургического и технологичес-кого характера.

Поэтому существующие технологические про-цессы ремонта предусматривают надежное выяв-ление повреждений существующими методами ивосстановление деталей или их замену с минималь-ными затратами времени и материальных средств.Типовый технологический процесс ремонта двига-теля в обязательном порядке предусматриваетследующие основные операции:

- очистка деталей и сборочных единиц от эксп-

луатационных отложений после разборки для де-фектации и проверки;

- дефектация – комплекс работ, состоящий ввыявлении и характеристике дефектов, имеющих-ся в деталях;

- восстановление деталей – на основании кон-структорской документации разрабатывается раци-ональный способ восстановления, обусловленныйтехнологическими и экономическими факторами,восстановление жаростойких покрытий, а такжеопределение необходимого запаса прочности;

- контроль отремонтированных деталей;- комплектовка двигателей и сборочных единиц

по наработке, циклам и техническому состоянию,не допуская переработки назначенного ресурса, какв часах, так и в циклах.

Из всех приведенных этапов ремонта этап вос-становления наиболее трудоемкий и техническисложный.

Существуют два основных метода восстанов-ления изношенных деталей:

- Метод ремонтных размеров, предусматрива-ющий восстановление геометрической формы ишероховатости поверхности деталей без сохране-ния их первоначальных размеров.

- Метод номинальных размеров, предусматри-вающий восстановление изношенных деталей свосстановлением их первоначальных размеров.

Применение этих методов обусловливается на-личием хорошей конструкторской или технологи-ческой базы. Зачастую технологические базы от-сутствуют, а конструкторские базы под воздействи-ем внешних сил претерпевают изменения. На вос-становление конструкторских баз направлена частьпервых операций ремонтного технологическогопроцесса.

Применяемые способы и методы восстановле-ния различны – от восстановления поверхности сприменением пластических деформаций до слесар-ных доводочных работ.

Дальнейшая последовательность выполненияопераций должна учитывать точность обработки,влияние способа ремонта на остаточную деформа-цию детали и совмещать воедино ряд операцийпо восстановлению, например, нескольких повер-


# 100 #

хностей одним и тем же способом.Для успешной реализации ремонтных техноло-

гических процессов на ГП "Ивченко-Прогресс" ак-тивно внедряются новые технологии и оборудова-ние, постоянно ведется работа по расширениюремонтопригодности деталей и узлов двигателей.

Одним из наиболее повреждаемых элементоврабочих лопаток турбины являются контактирую-щие поверхности верхних бандажных полок, т.к.при эксплуатации происходит износ контактныхторцов, сопровождающийся высокотемпературнымокислением.

Для обеспечения износостойкости контактныхторцов рабочих лопаток ТВД, в первую очередьдвигателя Д18-Т, совместно с Институтом метал-лофизики Национальной академии наук Украины(НАНУ) разработан высокотемпературный износо-стойкий сплав на кобальтовой основе - ХТН61.

Сплав ХТН-61 хорошо наплавляется на никеле-вые сплавы и образует паяные соединения, поэто-му защита контактных торцов может производить-ся как напайкой пластин, так и непосредственнойнаплавкой сплава ХТН-61 с последующей механи-ческой обработкой.

Технология наплавки сплава ХТН-61 освоена наМосковском машиностроительном производствен-ном предприятии "Салют" для защиты контактныхторцов рабочих лопаток ТВД двигателя Д-436 Т1.

В настоящее время для получения покрытий вовнутренних полостях и в перфорационных отвер-стиях рабочих лопаток турбины является самымперспективным газоциркуляционный метод. Он от-личается простотой исполнения, а также возмож-ностью получения многокомпонентных покрытий нанаружной и внутренней поверхностях лопаток од-новременно.

В условиях ГП "Ивченко-Прогресс" в содру-жестве со специалистами ООО "Турбомет" г. Ека-теринбург запущена в эксплуатацию установка длянанесения газоциркуляционного покрытия на ос-нове СгАl – ГЦП (СrАl).

ГЦП (СгАl) обеспечивает защиту поверхностиохлаждающих каналов и перфорационных отвер-стий лопаток.

На наружную поверхность дополнительно на-носится конденсационно-диффузионное покрытиеСДП2 + ВСДП16.

Применение комплексного жаростойкого покры-тия ГЦП (СrАl) + СДП-2 + ВСДП16 и высокотемпе-ратурного износостойкого сплава ХТН-61 для кон-тактных торцов лопаток позволило увеличить ре-сурс рабочих лопаток ТВД двигателя Д18 Т до 12000часов.

Совместно с Международным объединениемИнститута электросварки им. О.Е. Патона НАНУнами проводятся работы по исследованию и вне-дрению градиентных теплозащитных покрытий(ГТЗП) на основе диоксида циркония (ZrО2).

Рабочие лопатки ТВД и ТНД (двигатель Д-27)с ГТЗП, нанесенным электроннолучевым мето-дом, успешно прошли испытания.

На предприятии большое внимание уделяетсятехнологиям очистки и подготовки поверхностейдеталей под нанесение тех или иных покрытий.

В этой связи совместно с Киевским междуна-родным университетом гражданской авиации (КМУ-ГА) разработан эффективный метод очистки повер-хности деталей авиационной техники - аэрозоль-но-гидродинамическая очистка (АГД очистка). Ус-тановка, на которой производится этот вид очист-ки, показана на рис. 1. Внешний вид рабочей ло-патки турбины до и после АГД очистки показан нарис. 2.

АГД очистка является альтернативой существу-ющим способам очистки, отличается высокой сте-пенью универсальности, простотой применяемогооборудования, точностью регулирования и поддер-жания процесса.

АГД очистка применяется для очистки деталейавиадвигателей от высокотемпературных нагаров,коррозии, оксидных пленок, различных загрязне-ний с сохранением геометрических параметров;подготовки поверхности деталей под контроль ме-тодом цветной дефектоскопии ЛЮМ 1-ОВ; подго-товки поверхностей под нанесение защитных по-крытий.

Использование суспензий на основе природныхматериалов (глина) делает этот способ экологичес-ки чистым, в большинстве случаев исключает об-дувку электрокорундом, что является важным длямонокристаллических лопаток, т.к. резко снижает-ся вероятность появления рекристаллизованногослоя.

В последние годы, исходя из общей ситуациина рынке авиационной техники, на нашем предпри-ятии разработан ряд ремонтных и ремонтно-восста-новительных технологий, представляющих, с на-шей точки зрения, интерес для других предприя-тий отрасли.

В качестве примера можно привести техноло-гию ремонта рабочих лопаток ТВД из сплава ЖС32-ВИ, включающую:

1) удаление "выработанного" жаростойкого по-крытия и очистку охлаждающих каналов;

2) восстановление изношенных торцев бандаж-ных полок наплавкой порошком сплава ЖС32-ВИ,выполняемой плазменно-порошковым методом,разработанным совместно с Институтом электро-сварки им. Патона;

3) восстановление контактных торцев напайкойпластин износостойкого кобальтового сплава ХТН-61;

4) нанесение жаростойкого конденсационно-диф-фузионного покрытия СДП-2+ВСДП-16.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 101 #

Рис. 1. Установка для АГД очистки деталей ГТД

б

а

а б

Рис. 2. Рабочая лопатка ТВД Д-18Т: а – до обработки АГД;б – после обработки АГД

На рис. 3 показаны бандажные полки рабочихлопаток ТВД дв. Д-18Т до и после выполненногоремонта наплавкой.

Результаты исследования механических свойствнаплавленного сплава ЖС32-ВИ приведены в таб-лице 3. Длительная прочность при 975 °С и стан-дартной нагрузке 300 МПа составила 50-60 % отуровня долговечности образцов, полученных ме-тодом направленной кристаллизации.

По результатам капиллярного контроля ЛЮМ 1-ОВ, ремонт опытных партий рабочих лопаток ТВДдв.Д-18Т обеспечил выход 90 % годных лопаток.

Технология ремонта разработана для обеспече-ния межремонтного ресурса 6000 часов.

аразгары по пластине ХТН-61

бразгар с трещиной по основному материалу лопатки

ЖС32-ВИ

впосле наплавки

гпосле наплавки и механической обработки

Рис. 3. Рабочие лопатки ТВД дв. Д-18Т из сплаваЖС32-ВИ после эксплуатации (а, б) и ремонта (в, г)


# 102 #

Таблица 3 – Кратковременные механические свойства сварных соединений сплава ЖС32-ВИ, выпол-ненных с присадкой порошка ЖС32-ВИ плазменно-порошковой сваркой (минимальные значения)

В дополнение можно перечислить некоторыепосле эксплуатационные ремонтные технологичес-кие процессы с применением сварки, наплавки ипайки:

- ремонт трещин сварных швов стоек корпусапромежуточного дв. Д-18Т из титанового сплаваОТ4-1 без разборки. Технологический процесс ре-монта включает разделку трещин, зачистку, обез-жиривание, герметизацию и подвод проточногоаргона во внутреннюю полость стойки, заварку тре-щины на воздухе аргонодуговой сваркой с обес-печением защиты аргоном сварного шва с наруж-ной и внутренней сторон;

- ремонт завихрителей двигателей Д-18Т и Д-436. Технологический процесс ремонта предусмат-ривает удаление поврежденной части носика за-вихрателей и приварку электроннолучевой сваркойнового. Вид отремонтированного завихрителя по-казан на рис. 4;

- ремонт многовенцовых зубчатых колес из низ-колегированных сталей. Технологический процессремонта включает удаление изношенной части зуб-чатых венцов и электроннолучевую сварку вновьизготовленных с последующей термообработкой;

- ремонт титановых барабанов компрессоров.Ремонт состоит из удаления диска одной или дис-ков нескольких ступеней и приварку электроннымлучом вновь изготовленных дисков, с последую-щим локальным электроннолучевым отжигом. Вне-шний вид отремонтированного барабана 1...4 сту-пеней КВД показан на рис. 5;

- восстановление торца пера рабочих лопатоккомпрессора. Ремонт состоит из АГД очистки по-верхности пера в месте наплавки и наплавку при-садочным материалом ЭП367 для лопаток из жа-ропрочного железоникелевого сплава ЭП718-ИД.Для лопаток из титановых сплавов ВТ8 и ВТЗ-1 при-садочным материалом служит сплав ВТ 1-00;

- ремонт поверхностных разгаров и растрески-ваний на профиле пера лопаток соплового аппара-та. Ремонт включает очистку от нагара, механичес-кую зачистку дефектных мест, нанесение механи-ческой смеси припоя ВПр24 с наполнителем ЖС6У-ВИ с последующей пайкой и механической обра-боткой;

- ремонт сектора лопаток СА ТВД методом за-мены поврежденных лопаток лопатками "донора-ми";

- ремонт проставок, колец сотового уплотнения.Ремонт состоит из полного или частичного механи-ческого удаления сот и замены новыми. Пайкавыполняется припоями ВПр4, ВПр11-40Н илиВПр42.

Место приварки носика

Рис. 4. Завихритель, отремонтированный заменой носика

Рис. 5. Барабан 1…...4 ступеней КВД двигателя Д-18Тпосле ремонта (заменена 2-я ступень)


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 103 #

Вопросы восстановительного ремонта деталейи узлов ГТД, являясь жизненно важными в сфереэкономики двигателестроения, занимают важноеместо в работе коллектива предприятия.

Разработанный и внедренный совместно с Ин-ститутом структурной макрокинетики и проблемматериаловедения Российской академии наук г. Черноголовка и Запорожской государственнойинженерной академией порошок карбида титанахрома, плакированный (марки ПКХТН 30), позво-лил заменить ранее применявшееся покрытие изкарбида вольфрама на антивибрационных полкахрабочих лопаток вентилятора. Покрытие наноситсяплазменным напылением вместо детонационногонапыления или электроискрового легирования.Наработка таких лопаток для двигателя Д-18Т бо-лее 10 тыс. часов, для Д-36 – 22 тыс. 67 часов безремонта. Высокое качество исходного порошка по-зволяет на установке УПУ-8М с плазмотроном ПП-25 получать адгезию к напыляемому материалу,превышающую 5 кГ/мм2, что сравнимо с резуль-татами при детонационном напылении.

Этот же порошковый материал позволил успеш-но решать вопросы ремонта посадочных мест рядакорпусных деталей, особенно из титановых спла-вов.

В значительной степени успехи в ремонте де-талей связаны с применением самофлюсующих-ся порошков типа ПГ-Ю5Н производства АО "По-лена" г. Тула. Покрытия, полученные из этих по-рошков плазменным напылением, даже без пос-ледующего оплавления позволяют получать удов-летворительное качество слоя с требуемой твер-

достью в интервале НRС 20...60.В заключение нужно сказать, что вопросы ре-

монта и восстановления деталей и особенно ре-шение перспективных глобальных задач требуютприложения научного потенциала и соответствую-щего финансирования.

Мы надеемся на тесное сотрудничество с ВИ-АМом, ЦИАМом, ВИЛСом, НАН им. Патона, НАНУкраины, учебными ВУЗами, в частности ЗНТУ, идругими предприятиями отрасли в решении теку-щих и перспективных задач разработки и ремонтаавиационной техники.


1. Балабанов А.Н., Канарчук В.Е. Справочник тех-нолога мелкосерийных и ремонтных произ-водств. – К.: "Вища школа", 1983. – 256 с.

2. Руководство по технологии конструкций авиаци-онных и специальных двигателей / Под редак-цией П.Н. Белянина, НИАТ, 1980. – 432 с.

3. Богуслаев В.А., Муравченко Ф.М., Жеманюк П.Д.,Яценко В.К., Качан А.Я. Технологическое обес-печение эксплуатационных характеристик дета-лей ГТД. – Запорожье, 2003. – 396 с.

4. Крымов В.В. Елисеев Ю.С. Зудин К.И. Произ-водство лопаток газотурбинных двигателей /Под редакцией Крымова, М.: Машиностроение.– Полет, 2002. – 300 с.


У статті розглянуті питання ремонту деталей газотурбінних двигунів, що дозволя-ють відновлювати не тільки геометрію деталі, але й забезпечувати необхідні експлуа-таційні якості з застосуванням сучасних матеріалів і технологічних процесів.

Problems of the gas-turbine engine components repair that allow to restore not only componentgeometry but to provide performance requirements using modern materials and processing, havebeen considered.


# 104 #

УДК 669.295

И. А. Петрик, А. В. Овчинников, Ю. Ф. Басов, В. Г. Шевченко,С. Л. Рягин, А. Г. Селиверстов

ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ЛОПАТОК ИЗТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ВЕНТИЛЯТОРА

АВИАДВИГАТЕЛЯРассмотрены вопросы, связанные с улучшением технологии ремонта методами свар-

ки лопаток вентилятора Д-36 из сплава ВТ3-1. Создана твердотельная модель лопат-ки. Расчетным путем получены распределения полей напряжений, возникающих от дей-ствия экстремальных эксплуатационных нагрузок. В результате проведенных исследо-ваний установлены зоны возможного ремонта лопатки.

© И. А. Петрик, А. В. Овчинников, Ю. Ф. Басов, В. Г. Шевченко, С. Л. Рягин, А. Г. Селиверстов 2006 г.

Вопросы влияния сварки на свойства титановыхсплавов достаточно широко изучены [1]. В то жевремя свариваемость сплавов и их структурныеизменения в зоне термического влияния описаныдля стандартных изделий. Изделия сложной фор-мы, такие как лопатки компрессора авиадвигате-ля, при сварке имеют ряд особенностей. К лопат-кам предъявляются повышенные требования поструктуре и свойствам. Эти требования учитыва-ются нормативно-конструкторскими документами,которые указывают, какими методами и как произ-водить ремонт изделий. Однако, в виду сложнойконфигурации лопатки в различных ее зонах дей-ствуют разные по интенсивности напряжения, ко-торые могут определять механизмы разрушения.Следует учитывать, что в процессе эксплуатациив лопатках возникает ряд напряжений, зависящихот материала, конфигурации изделия и комбинациинагрузок. Поэтому при ремонте лопаток методамисварки необходимо принимать во внимание влия-ние эксплуатационных нагрузок. Учет перечислен-ных факторов позволит обосновать зоны возмож-ного ремонта сваркой лопаток компрессора авиа-двигателя. В настоящей работе рассмотрены воп-росы, касающиеся определения зон возможногоремонта лопаток методом сварки.

Методика

Исследование напряженно-деформированногосостояния (НДС) лопатки вентилятора проводилосьна основании расчетных данных и данных лабора-торных и стендовых испытаний. Анализу подлежа-ли расчетные статические и динамические нагруз-ки в соответствии с действующей нормативнойдокументацией. Влияние эксплуатационных нагру-зок на НДС учитывалось совместно с допустимымуровнем поврежденности лопатки.

Исследования проводили для сплава ВТ3-1 соследующим средним химическим составом:

остальное Ti.

Структура сплавов с таким химическим соста-вом при комнатной температуре представляет со-бой 84 % α- фазы и 16 % β- фазы.

Для ремонта лопаток применяли аргонодуговуюсварку (АДС) с присадкой ВТ20 и последующейТО (820°, 2 часа). Как показано в ранее проведен-ных исследованиях [2], такая технология ремонтаобеспечивает оптимальное сочетание пластичес-ких и прочностных свойств металла восстановлен-ной лопатки.

В качестве исходных данных для расчетов на-пряженного состояния принимались:

- твердотельная модель геометрической конфи-гурации лопатки вентилятора авиадвигателя Д-36из сплава ВТ3-1;

- инерционные нагрузки при максимальных обо-ротах;

- газодинамические нагрузки.С учетом специфики расчета предполагалось,

что хвостовик лопатки защемлен без зазора.При использовании упругой модели фактичес-

кие напряжения зависят от геометрической конфи-гурации объекта и нагрузок на него. Характеристи-ки материала принимали согласно ГОСТ, ТУ и учи-тывали при определении допускаемых напряжений.

Целью прочностного расчета являлось опреде-ление наибольших постоянных напряжений и амп-литуд переменных напряжений в местах вероятно-го расположения сварных швов с учетом ослабле-ния ими пера лопатки, которые не приведут к ееразрушению.

Результаты исследований и их обсуждениеДля оптимизации технологии ремонта проводи-

ли исследования распределения полей напряже-ний для лопатки вентилятора авиадвигателя Д-36из сплава ВТ3-1.

При расчете отдельно рассматривались случаи,когда силы инерции недостаточно или чрезмернокомпенсируют действие газодинамических сил, чтоприводит к изгибу пера лопатки, а также случайприведенных напряжений при колебаниях лопатки


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 105 #

по первой форме.Расчет выполнялся отдельно для следующих

трех комбинаций нагрузок (вариантов нагружения):1) режим работы с максимальным расходом

воздуха через двигатель при максимальной час-тоте вращения, температура окружающего возду-ха – минимально возможная, на лопатку действу-ют газодинамические силы и центробежные силы;

2) режим работы с минимальным расходом воз-духа через двигатель при максимальной частотевращения, температура окружающего воздуха –максимально возможная, на лопатку действуютгазодинамические силы и центробежные силы;

3) режим работы по первому варианту нагруже-ния; на лопатку действуют газодинамические силы,центробежные силы не учитываются.

Допускаемые напряжения определялись от-дельно для каждой комбинации нагрузок по фор-муле:

,где – максимальные напряжения, действую-щие в пере лопатки при данной комбинации нагру-зок;

– поправочный коэффициент, учитывающийослабление металла сварного шва и околошовнойзоны.

При ремонте лопаток вентилятора из сплава ВТ3-1, на основании статистического анализа данныхмеханических испытаний [2], способом – АДС с при-садкой с последующей термической обработкойпри t = 820 °C, принят = 0,5.

Для определения фактических напряжений ис-пользовали метод конечных элементов (МКЭ),позволяющий с достаточной точностью найти на-пряженное состояние объекта сложной геометри-ческой формы, подверженного воздействию ме-ханических и температурных нагрузок [3]. Дляреализации расчетного алгоритма использовали

программу профессионального класса – "ANSIS".При создании твердотельной модели лопатки еегеометрические размеры задавались с учетомдопусков на размеры и генерировалась сетка,состоящая более чем из 50000 элементов. Возлеповерхностей и в районе концентраторов напря-жений сетка сгущалась.

Поскольку лопатки работают при невысоких гра-диентах температуры, при расчете распределениетемпературы по объему лопатки принималось рав-номерным.

Для определения возможных зон ремонта свар-кой лопаток вентилятора сопоставляли расчетныенапряжения с допускаемыми. Перо лопатки услов-но разбивалось по одной из поверхностей на дос-таточно большое количество объемных (на всютолщину пера) элементов. Если наибольшие на-пряжения в элементе для всех вариантов нагру-жения не превышали соответствующих допускае-мых , такой элемент считался относящимся кзоне возможного ремонта сваркой, в противномслучае – наоборот. Объединение соседних элемен-тов определило зоны возможного ремонта сваркой.

Расчет эквивалентных напряжений осуществ-лялся по четвертой теории прочности. Локальныенапряжения, типа контактных, не учитывались.Напряжения на рисунках приведены в МПа. Полянапряжений показаны по диапазонам.

Результаты расчетов для первой комбинациинагрузок приведены на рис. 1.

Анализ полученных результатов показал, чтомаксимальные напряжения действуют в переход-ной области от пера лопатки до антивибрационнойполки в месте ее максимального утолщения и длярежима работы с максимальным расходом возду-ха через двигатель при максимальной частоте вра-щения составляют 520...…600 МПа.

Анализ результатов расчетов для второй ком-

Рис. 1. Схемы напряженно-деформированного состояния для первого варианта нагрузок в различных зонах лопаткивентилятора авиадвигателя Д-36 из сплава ВТ3-1


# 106 #

бинации нагрузок аналогичны предыдущим, одна-ко с меньшим размером областей с предельнойконцентрацией напряжений в опасных областях (рис.2).

Анализ результатов расчетов для третьей комби-нации нагрузок показал аналогичное с первым ва-риантом распределение нагрузок, но с опаснымиобластями не только в месте перехода перо-антивиб-рационная полка, но и в сочленении пера с основани-ем замка лопатки (рис. 3 а, б).

Как видно из представленных данных, незави-симо от варианта нагружений распределение по-лей напряжений имеет сходный характер. Это го-ворит о том, что основное влияние на характер рас-пределения напряжений оказывает геометрия ло-патки, а тип нагрузки влияет в меньшей степени.Это позволяет с достаточной степенью точностиопределить допустимые зоны ремонта лопатки.

Наложение напряжений от трех вариантов на-гружения позволило установить возможные опас-

ные зоны при работе лопатки вентилятора (см. рис.3, в). К областям с максимальными напряжениямиотносятся переход перо-антивибрационная полкаи область сочленения пера с основанием замкалопатки.

Согласно анализа полученных результатов зо-нами возможного ремонта сваркой лопаток венти-лятора авиадвигателя Д-36 из сплава ВТ3-1 следуетсчитать следующие:

- кромки пера (с прилегающей поверхностью 15% ширины лопатки), отстоящие не менее чем на30 % длины лопатки от полочки хвостовика;

- поверхность лопатки от ее конца до линии, от-стоящей на 5 % длины лопатки от плоскости анти-вибрационных полок;

- кромки и торцевые поверхности антивибраци-онных полок (с прилегающей поверхностью 15 %длины торца полки), отстоящие не менее, чем на25 % длины торца полки, от поверхности пера ло-патки.

Рис. 2. Схемы напряженно-деформированного состояния для второго варианта нагрузок в различных зонах лопаткивентилятора Д-36 из сплава ВТ3-1

Рис. 3. Схемы напряженно-деформированного состояния для третьего варианта нагрузок (а, б) и одновременногодействия трех вариантов нагрузок в различных зонах лопатки вентилятора авиадвигателя Д-36 из сплава ВТ3-1 (в)


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 107 #

Полученные результаты согласуются с техни-ческими требованиями и данными работ [4, 5], ипоказывают возможность расширения зон ремон-та лопаток вентилятора Д-36 из сплава ВТ3-1.

Выводы

В результате проведенных исследований опре-делены зоны возможного ремонта сваркой, кото-рые больше установленных ТУ. Это позволяет го-ворить о расширении числа допустимых к ремонтудефектных лопаток. Дальнейшие исследования,направленные на приближение механических ха-рактеристик швов к механическим характеристи-кам основного металла, могут обосновать повыше-ние значения коэффициента , что с учетом рас-ширения полей допустимых напряжений позволи-ло бы расширить зоны возможного ремонта свар-кой.


1. Гуревич С.М. Металлургия и технология свар-ки титана и его сплавов / С.М. Гуревич, В.Н.Замков и др….К.: Наукова думка, 1986. – 240с.

2. Петрик И.Г., Овчинников А.В., Шевченко В.Г.Перспективные технологии сварки сложныхизделий из двухфазных титановых сплавов /Строительство, материаловедение, машино-строение // Сб. научн. трудов, Вып. 36, Ч.3. –

Дн-ск, ПГАСА, 2006. – С. 24-32.3. Зенкевич О. Метод конечных элементов в тех-

нике. – М.: Мир, 1975. – 541 с.4. Механика разрушения и прочность материалов:

Справ. Пособие / Под общей ред. В.В. Пана-сюка. – В 4-х т.-К.: Наукова думка, 1988-1990.

5. Петрик И.А. Ремонт узлов и деталей из тита-нового сплава ВТЗ-1 с применением сварки // Нові матеріали і технології в металургії тамашинобудуванні. – Зб. наук. праць ЗНТУ. –Запоріжжя: ЗНТУ, 2001. – №2. – С. 75-78.


Розглянуто питання, пов’язані з поліпшенням технології ремонту методами зварю-вання лопаток вентилятора Д-36 зі сплаву ВТ3-1. Створено твердотільну модель ло-патки. Розрахунковим шляхом отримано розподіли полів напружень, що виникають піддією екстремальних експлуатаційних навантажень. В результаті проведених дослідженьвстановлено зони можливого ремонту лопатки.

The problems, bound with improving technique of repair of a ventilator blade of Д-36 from analloy BT3-1 by welding have been surveyed. The solid model of a blade have been designed.Distributions of stress fields, originating from an action of extreme operation loads, have beenestablished by calculations. As a result of the researches the zones of possible repair of a bladehave been established.


# 108 #

УДК 621.73.016

C. П. Гожій

ЗНАХОДЖЕННЯ РОБОТИ КОНТАКТНИХ СИЛ ТЕРТЯПРИ ШТАМПУВАННІ ОБКОЧУВАННЯМ

Стаття присвячена розробці загального аналітичного підходу для визначення вит-рат на подолання сил тертя при об’ємному деформуванні технологічними процесами злока-лізованим осередком деформації на прикладі штампування обкочуванням. Врахованіякісні ефекти, які притаманні процесу. Проведено зрівняння цього параметру з витрата-ми традиційних процесів. Обґрунтовано висновок про ефективність та ресурсозберіга-ючі можливості штампування обкочуванням.

© C. П. Гожій 2006 г.

Вступ

Штампування обкочуванням має суттєві пере-ваги перед традиційними способами об’ємного де-формування металів, але за своєю суттю техноло-гічний процес штампування обкочуванням значноскладніший за традиційні, це стосується і кінема-тики процесу, і визначенню енергосилових показ-ників та ін. В балансі енергосилових параметрівособливу роль відіграють витрати на подоланняконтактних сил тертя. Складності визначення ос-таннього пов’язані з тим, що контактна поверхняохоплює лише частину деформованої поверхні і єрухомою.

Ще однією необхідністю знаходження роботисил тертя є те, що, як раз завдяки цьому показни-ку, процес штампування обкочуванням є ресурсоз-берігаючим.

В роботах [1, 2] запропоновано визначити робо-ту сил тертя, як частку витрат класичної осадки,яка відповідає пропорційному зменшенню площіконтактної поверхні. Такий підхід дає завищенийрезультат, так як не враховує якісних моментів, яківиникають при деформуванні з локалізованим ру-хомим осередком деформації.

Основним завданням, яке вирішується надалі,є створення загальної методики знаходження ро-боти сил тертя і отримання достовірних результатіврозрахунків, що є базовими для визначення пито-мих зусиль штампування обкочуванням та іншихенергосилових параметрів, які необхідні при розв-’язанні технологічних і конструкторських задач.

Якісні особливості процесу

Схему процесу штампування обкочуваннямнадано на рис.1 на прикладі осадки циліндричноїзаготовки. Деформування заготовки 1 виконуєтьсяміж активним інструментом 2, який має конічнуробочу поверхню, та інструментом 3 з плоскоюробочою поверхнею. Активний інструмент 2 вико-нує рух обкочування відносно вершини О по колу.При цьому кут нахилу осі OZ1 активного інструмен-та 2 відносно вертикальної осі OZ незмінний і скла-дає кут γ. Деформування заготовки проходить при

осьовому зближенні інструментів 2 і 3 та русі обко-чування активного інструмента 2. Тоді контакт міжактивним інструментом 2 та заготовкою 1 відбу-вається тільки по частині торцевої поверхні заго-товки площею F, яка є плямою контакту (затемне-на область на рис. 1). Для наочності описуспіввідношення площ плями контакту до всьоготорця FT використовують коефіцієнт λ. Зона плас-тичної деформації при переміщенні плями контактупо колу охопить увесь об’єм заготовки 1. Відповід-но, що для проведення пластичного деформуван-ня, необхідно прикласти до інструментів 1 і 2 осьо-ве зусилля Р для їх зближення, та момент обкочу-вання М до інструменту 2 (рис. 1). Для знаходжен-ня цих та інших енергосилових параметрів проце-су необхідно знати, в тому числі, і роботу контакт-них сил тертя.

Визначення роботи сил тертя

Робота контактних сил тертя при штампуванніобкочуванням на поверхні контактної зони дорів-нюється

, (1)

де X, Y, Z – проекція сили тертя, що діє по

Рис. 1. Схема процесу штампування обкочуванням


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 109 #

поверхні dF , на осі координат;UX , UY , UZ – проекції переміщень.Складові роботи АТ знайдемо з наступних мірку-

вань.Реальну контактну поверхню замінюємо на гео-

метрично рівновеликий за площею F сектор з ку-том при вершині 2α , при цьому вважаємо, що ви-сота заготовки hU достатньо замала і пластичнідеформації під інструментом рівномірно розподіленіпо її висоті, критерієм рівномірності деформації вва-жаємо експериментальні залежності ˇMN> hU [3]та hU /2R<0,2 [4]. Умови тертя на верхньому і ниж-ньому торцях заготовки вважаємо однаковими та,що сили тертя виникають лише на контактних по-верхнях. Випадок, коли зона пластичної деформаціїрівномірно охоплює всю заготовку по висоті, єнайбільш енерговитратним для традиційних спо-собів обробки за рахунок змикання зон деформацій[5] і найбільш виграшним для штампування обко-чуванням. Тому саме при обробці деталей з такоюгеометрією штампування обкочуванням є найбільшефективним.

На рис. 2 зображено сектор контактної припус-тимої поверхні. Виходячи с того, при осадці обко-чування форма поперечного перетину заготовки незмінюється, то також не змінною буде і форма сек-тора. В такому випадку течія металу в виділеномусекторі буде проходити по найкоротшим нормалямдо периметру перетину. Тому у відповідності допринципу найменшого опору, розіб’ємо сектор ОMNплощинами розділу течії металу на трикутникиОО1N і ОО1M та сектор О1MN. При цьому умовитертя та граничні умови трикутників ОО1N і ОО1Mсиметричні. Дотичні напруження на контактній по-верхні вважаємо постійними і рівними

,

де – коефіцієнт тертя;р – питоме зусилля на контактній поверхні.Розглянемо деформацію елемента ОО1M в сис-

темі координат X2Y2Z (координата Z направленавертикально з точки О1).

Геометричне переміщення металу тут проходитьв напрямку осі X2 і елементарні сили тертя такожнаправлені в цьому напрямі, а сили тертя вздовжY2 дорівнюються нулю. У відповідності до реко-мендацій [5], як для прошивання та протягування,даний випадок можна розглянути як упроваджен-ня інструменту в пластичний півпростір. При цьомудопускаємо, що в зоні контакту поверхня інстру-менту – плоска (помилка при заміні хорди на пря-му, як і при теоретичному аналізі процесів холод-ної прокатки, не перевищує 4 % [6],) і паралельнанижньому торцю (при даній геометрії інструментупомилка до 1 % [7]). Оскільки з боку позаконтакт-ної зони деформації по лінії ОM будуть діяти вздовжосі X2 стискаючі напруження σХ2 = –2К (знак – означає стискання), тоді максимальні

Рис. 2. Геометрична модель переміщень на контактнійповерхні

питомі зусилля на поверхні ΔОО1M дорівнюютьсяр ≈ 2,6×σS, а τK = μ×2,6×σS. Оскільки прийнятомаксимальні значення питомого зусилля, то й ро-бота сил тертя буде мати максимальні значення.

Знайдемо переміщення в напрямку дій макси-мальних дотичних напружень, тобто вздовж осі X2.

В рівнянні сталості об’єму

, (2)

де εХ2, εY2, εZ2 – компоненти деформацій за напря-мами,

,

де S – осьове переміщення активного інструментуза оберт;

– висота заготовки (див. рис. 1),так як εZ не залежить від координати Z та постійнапо всьому об’єму заготовки, а εХ2= εY2, то

.

Тоді після перетворень (2) буде мати вигляд

, (3)

а після інтегрування

. (4)


# 110 #

Так як на осі Z при х2 = 0 переміщення UХ2 =0 , то f(Z) = 0.

Тоді робота сил тертя в області трикутника ОО1Mдорівнюється

, (5)

Після інтегрування, підстановки α = π*λ та заміни,з помилкою не більше 1 % на tgα = α+α3/3 i cos2α =1-2α [7], маємо

. (6)

Далі визначаємо роботу сил тертя в секторіО1NМ (див. рис. 2). Тут має місце переміщенняметалу в напрямку осі Y1 в системі координатX1Y1Z, в цьому напрямі діють елементарні силитертя. В напрямку осі X1 дотичні напруження дор-івнюються нулю.

Дуга сектора ˇMN співпадає з вільною поверх-нею заготовки, тому на радіусній поверхні секторадіють питомі зусилля р = σS . Переміщення в цьо-му напрямі дорівнюються

.

Робота сил тертя на поверхні сектора

(7)

Інтегруючи та підставляючи з помилкою небільше 1 % [7] α = π×λ, tgα = α + α3/3 i sinα = α+ α3/6 , маємо

. (8)

Тоді повна миттєва робота контактних сил тертяна верхній і нижній контактних поверхнях заготов-ки (можливо визначення повної роботи контактнихсил тертя і за цикл обкочування) дорівнюється

. (9)

В [2] робота сил тертя при осадці циліндричногозразка обкочуванням визначається виразом

. (10)

Порівняння виразів (9) та (10) показує, що пер-ший на 0,25...0,4 менший від другого в залежностівід коефіцієнтів співвідношення площ λ та коефіц-ієнту тертя μ.

Підтвердження достовірності отриманихрезультатів

На рис. 3 надано графічне відображення отри-маних результатів в порівнянні з результатамиінших джерел. Для наочності, з рівняння балансуробіт, яке складене з врахуванням виразу (9) длязнаходження роботи контактних сил тертя, визна-чене теоретичне питоме зусилля на контактній по-верхні рСР при різних значеннях коефіцієнту кон-тактного тертя μ. А також визначена частка рСРТР врСР, яка відповідає витратам на подолання контак-тних сил тертя, також в залежності від умов тертя.Аналогічні залежності для рСРТР та рСР побудованіна рис. 3 з врахуванням (10) [2]. Всі залежностідля рСР побудовані у відносних одиницях віднос-но межі пластичності σS . Для підтвердження отри-маних даних на рис. 3 нанесені експериментальнізначення рСРТР/σSта рСР /σS, які отримані авто-ром, при відповідних умовах тертя.

Для порівняння, при осадці циліндричної заго-товки за звичайним осьовим навантаження, привідповідних співвідношеннях (hU/2R=10), рСР /σS≈ 3,5 [5].

Рис. 3. Графічне відображення отриманих результатів


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 111 #

Висновки

Завдяки детальній та обґрунтованій геомет-ричній розбивці течії металу під плямою контактута аналізу умов в кожній зоні на прикладі осадкизнайдено вирази для визначення роботи на подо-лання сил тертя.

Слід зауважити, що знайдені вирази отриманопри умові максимального значення стискаючогонапруження з боку позаконтактної зони деформації.Тому наступним кроком є уточнення роботи силтертя з врахуванням якісного розподілу бічних стис-каючих напружень.

Порівняння отриманих результатів з експеримен-тальними дає змогу зробити висновок про їх дос-товірність. А порівняння з результатами теоретич-них досліджень інших авторів [1, 2] – про пра-вильність обраного методу.

Таким же шляхом виділення зон течії металу тааналізу умов в кожній зоні можливе визначенняроботи сил тертя при обробці фланцевих та кільце-вих деталей.

Отримані результати показують, що саме зав-дяки зменшенню витрат на контактне тертя при ло-калізації осередку пластичної деформації зменшу-ються загальні енерговитрати, а сам процес є ре-сурсозберігаючим. Ефект від процесу штампуван-

В статье представлен общий аналитический подход к определению затрат на пре-одоление сил трения при штамповке обкатыванием. Учтены качественные эффекты,которые свойственны процессу. Проведено сравнение этого параметра с затратамитрадиционных процессов. Обоснован вывод об эффективности и ресурсосберегающихвозможностях штамповки обкатыванием.

General analytical approach to estimation of expenses for overcoming friction forces whenstamping through rolling is presented. Qualitative effects typical of this process have beenconsidered. Comparison of this parameter with expenses for conventional methods has beencarried out efficiency and resource saving in stamping through rolling was substantiated.

ня обкочуванням тим більший, чим меншеспіввідношення hU /2R.


1. Богоявленский К.Н., Лапин В.В. Развитие про-цессов раскатки и сферодвижной штамповки.// Кузнечно-штамповочное производство. –1981. – №8. – С. 24-27.

2. Пшенишнюк А.С., Кривда Л.Т. // Кузнечно-штамповочное производство. – 1985. – №3. –С. 7-9.

3. Агеев Н.П. Штамповка на сферодвижном прес-сователе. – Л.: ЛДНТП, 1972. – 67 с.

4. Ковалев В.А., Колос В.И. // Кузнечно-штам-повочное производство. – 1981. – №2. –С. 11-12.

5. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработкиметаллов давлением. – М.: Машиностроение,1977. – 424 с.

6. Груднев А.П. К теории сил трения при осадкеи прокатке. – В кн.: Теория прокатки. – М.: Ме-таллургия, 1974. – С.28-32.

7. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочникпо математике для инженеров и учащихся ВТУ-Зов. – М.: Наука, 1980. – 976 с.


# 112 #

ëÚ‡Ì‰‡ðÚËÁ‡ˆËfl Ë ÏÂÚðÓÎÓ„Ëfl

УДК 535.854

I. V. Demkovych, H. A. Petrovska, Y. V. Bobitski

MEASUREMENT PHOTOTHERMAL METHOD OFCOVERING THICKNESS

The results of development of photothermal method of control are shown with the use of shortlaser impulses to measure thickness of lacquer coat on metal.

© I. V. Demkovych, H. A. Petrovska, Y. V. Bobitski 2006 г.

Introduction

For many industries the control of a coveringthickness (for example, the anticorrosive covering,varnish and paint coating in motor-car industry) duringof their coatication on a metal it is necessary to fulfil.Control methods of such type covering must be non-destructive and fast-acting, as the objects are movingwith certain speed at the coatication.

Today for the noncontact measurement of coveringthickness in industry the methods based onregistration of the induced heat-waves by the powerfullaser impulse radiation are widely used [1, 2]. But thosemethods require at least a few seconds formeasurement. That fact complicates their applicationfor the covering control on moved objects.

Methods of research

In the given work the high-speed photothermalmethod for the measurement of covering thickness isproposed. In this method a photothermal response isregistered after the sample irradiation by one shortimpulse.

The heat diffusion theory in sandwich-type systemsis developed for the method realization. The softwarefor computation of heat fields in space and time, whicharise into multi-layer sample after its irradiation by laserimpulse with given energy and spatio-temporalparameters [3, 4].

For calculation of the temperature field in aninvestigated sample we will consider a boundary valueproblem:

, (1)

where c is a heat capacity of a sample material (J/g К);ρ is a density (g/cm3);t is a time (s);

( )tzyxq ,,, is a volumetric thermal source;

,;;zTW

yTW

xTW zyx ∂

∂λ=

∂∂

λ=∂∂

λ= are heat

flows, where λ is heat conductivity coefficient (W/cm К).The equation satisfies to the initial condition:

T(x, y z, 0) = T0 in area

(2)

and boundary conditions:

(3)

where T0 is an initial temperature (K);Тe is a temperature of an environment (K);αТ is a heat transfer coefficient (W/cm2 К).The volumetric source of energy can be write as:

, (4)

where ( )( )2

2

11

+

−=

nnR is sample surface reflection

coefficient;n is a refraction coefficient of the film material at

wavelength of the high-power laser;I(t) is a time dependence of the density of powerful

laser radiation;r is a radius of the laser beam (cm);αс is an absorption factor of covering material (sm-

1);αs is an absorption factor of substrate material (sm-

1);lc is a thickness of covering;ξ is an integration variable.The boundary value problem (1÷3) is solved by

difference methods.

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 113 #


In the described area G the grid is entered:

(5)

where h1, h2, h3 are steps on coordinates x, y, z,respectively;

τ is a step on time t.Let’s write down the equation of heat balance for

elementary volume:

. (6)

As a result of integration of the equation (1) ondxdydzdt we will obtain:

(7)

where σ is a wheight of surface layer t = tl+1.We conduct the calculation by implicit scheme.Taking into account, that

(8)

We obtain a difference equation:

(9)

For solution of difference equations in area _G we

use the local one-dimensional method. We find theapproaching solution of the equation (9), solving stepby step the one-dimensional equations of the heatconductivity on x, y, z.

Each of the one-dimentional equetions iscompleted by two boundary conditions from (8) in theform of their approximation and initial condition, so weobtain the three boundary tasks for the time interval tl≤ t ≤ tl+1

For each of one-dimentional boundary tasks thesweep method with iteration accuracy is used:

, (10)

where kji ,,1+α , kji ,,1+β are the "pathing" coefficients;s is a number of iterations

;11 1 −≤≤ Ni ;11 2 −≤≤ Nj ;11 1 −≤≤ Ni

The condition of ending of iterations:

ε<−+

kjiS

kjiS

TT ,,,,1

,

where 32 1010 −− ÷≈ε is a precision of temperaturedetermination in given points.

As a result of solution of equation system we obtainthe spatial temperature distribution into a sample atfixed time moment.

Using developed software the theoreticalresearches of application possibilty of photothermalmethod for measurement of varnish and paint coatingson metal at the short laser impulses are conducted.Fig.1 shows the calculated results of temporalchanges of temperature on the surface of sample"steel-film" after its irradiation by short laser impulse.As substrate the steel is used (density ρ = 7,8 g/cm3, heat capacity c = 0,56 J/g K, heat conductivityλ = 0,32 W/K cm, absorption factor α = 5000 cm-1).On steel substrate the coating of certain thicknessis coatication (density ρ = 2,1 g/cm3, heat capacityc = 1,09 J/g K, heat conductivity λ = 0,15 W/K cm,absorption factor α = 100 cm-1). The impulse durationis of 1ms, energy density of laser irradiation is of 1 J/sm2.

# 114 #


Fig.1. Change of temperature on the surface of steel sample covering by one varnish layer after irradiation by 1ms laser impulsewith energy density of 1 Dg/sm2 for different covering thickness: curve 1 – steel without covering; 2 – varnish thickness of 5μm;

3 – 10μm; 4 – 25μm

As the results of theoretical researches show, thatthe temperature change on surface of structure “metal-film” in time after action of the short laser impulsedepend on both heat-physical characteristics ofsubstrate and covering materials and thickness ofcovering. Thus, at known heat-physical characteristicsof material the covering thickness can be defined usingexperimental registered temporal change oftemperature on sample surface.

The technique for determination of unknown valueof coating thickness is following. In the program theknown value of heat-physical characteristics ofsubstrate and coating are entered, and also anapproximation value of the film thickness. The programcarried out the approximation of theoretical curve

( )tfTt = to experimental curve ( )tfTe = byoptimization of coating thickness. Minimum of thefollowing functional corresponds to the most probablevalues of unknown thickness.

, (11)

where d is the coating thickness, that is measured,( )tTe is the experimental registered change of

temperature in time, ( )dtTt , is the calculatedtemperature change in time for certain value of d.

The results of researches

The results of theoretical researches show, thatthose measurements are possible in case, when filmabsorption is noticeably lower, that the absorption intosubstrate material. It is neccessary to note, that the

temperature curves of system cooling "substrate-film"at different coating thicknesses differ greater in caseof high values of film heat conductivity and atapplication of short impulses for heating. Obviously,the precision of measurement of film thickness alsodepends on that fact, with what precision the valuesof the heat-physical characteristics of substrate andcovering are known.

Use of speed detectors for registration of thermalresponce from the surface of the research sample anduse the developed software allows to define itsthickness at the known optical and physicalparameters of covering.

Reference1. Gusev V., Carabutov A. Lazer optoacoustic. –

Moscow: Science. – 1991.2. Lapshin S., Petrovskiy A., Zuyev V., Kiryuhin A.,

Labuzov D. Investigating of sample with thin-filmby phototermal reflection method with harmonicexcitation using heterodyning excited and testingirradiation. Letter in JTPh. – 2000. – Vol. 26. No 2,P. 35-40.

3. Petrovska G. A., Demkovych I.V., Bobitski Ya.V.Method of absorption factor measurement of mirrorcoverings // Proc. Int. Conf. "OPTO-2002". – Erfurt(Germany). – 2002. – P. 203-208.

4. Petrovska G.A., Demkovych I.V., Bobitski Ya.V.,Togan M.M., Pashkevych R.I. Measurement ofoptical materials absorption coefficients // Proc.SPIE. – 2000. – Vol.4316. – P. 95-103.


Приведены результаты разработки фототеплового метода контроля с использова-нием коротких лазерных импульсов для измерения толщины лакокрасочных покрытий наметалле.

Приведено результати розробки фототеплового методу контролю з використаннямкоротких лазерних імпульсів для вимірювання товщини лакофарбових покрить на металі.

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 115 #


УДК: 539.91/37

В. В. Погосов, Е. В. Васютин, А. В. Коротун, А. В. Бабич

ДЕФОРМАЦИОННАЯ ЗАВИСИМОСТЬ РАБОТЫВЫХОДА ЭЛЕКТРОНОВ И КОНТАКТНОЙ РАЗНОСТИ

ПОТЕНЦИАЛОВ В МЕТАЛЛАХПоверхностный стресс и контактная разность потенциалов упруго деформирован-

ных граней Al, Cu, Au, Ni и Ti кристаллов вычислены с помощью самосогласованногометода Хартри-Фока-Кона-Шема. Расчеты демонстрируют уменьшение/увеличениеработы выхода при растяжении/сжатии металлического кристалла. Результаты вы-числений указывают, что измерения методом Кельвина контактной разности потен-циалов деформированной поверхности соответствуют не изменению работы выходаэлектронов, а изменению поверхностного значения эффективного потенциала. Полу-ченные величины стресса, работы выхода и контактной разности потенциалов нахо-дятся в хорошем согласии с результатами вычислений из первых принципов.

© В. В. Погосов, Е. В. Васютин, А. В. Коротун, А. В. Бабич 2006 г.

1 Введение

К настоящему времени накопился определен-ный объем экспериментальных исследований за-в и с и м о с т и р а б о т ы в ы х о д а W от деформации. Поэтой зависимости можно судить о параметрах на-пряженного состояния металла: величине остаточ-ных механических напряжений, дислокационнойструктуре и пр. Химическая активность, определя-емая величиной поверхностной энергии или стрес-са, также чувствительна к деформации поверхнос-ти металла [1].

Прямые измерения, использующие метод Кель-вина (метод динамического конденсатора) [2-4],указывают на уменьшение/увеличение контактнойразности потенциалов (КРП) упруго растянутого/сжатого плоского металлического образца. Эти, напервый взгляд, неожиданные результаты означа-ют, что работа выхода увеличивается/уменьшает-ся при одноосном растяжении/сжатии металличес-кого образца. Этот факт противоречит другому фак-ту: работа выхода простых металлов уменьшаетсяс уменьшением концентрации электронов металла(т.е. при переходе Al → Na → Cs в таблице Менде-леева).

Общепризнанный метод измерения работы вы-хода в зависимости от деформации вдоль x-оси (см.рис.1) основан на выражении:

КРП, (1)

т.е. работа выхода как бы увеличивается для рас-тянутого образца. Изменение работы выхода

)0()( WuWW xx −=Δ было измерено в [2-4] на гра-ни металлического образца, перпендикулярной y -

или z -направлениям, xxu – относительная дефор-мация образца вдоль x -оси.

y z

x

uxx

Sz

Sy Sx

Рис. 1. Качественная схема растянутого образца вдольx-направления, 0>xxu – относительная деформация,

S – площадь грани, xyz SSS ,>> .

В данной работе вычислены деформационныезависимости поверхностной энергии, работы выхо-да и КРП для различных плоскостей таких метал-лов, как Al, Ti, Ni, Cu и Au. Обсуждается проблемакорректного определения работы выхода. Точностьсоотношения (1) тестирована полностью самосог-ласованными вычислениями. Показано, что исполь-зование выражения (1) может привести к невернымрезультатам в диагностике упруго-напряженной ме-таллической поверхности.

2 Методика вычисления

В рамках метода функционала плотности пол-ная энергия металла является функционалом нео-днородной электронной концентрации )(rn , кото-

рая стремится 0)( nrn → к своему объемному (по-стоянному) значению в объеме металла и быстроубывает за поверхностью в вакуум. Задавая де-формацию xxu по оси х, деформация по другимнаправлениям определяется коэффициентом Пуас-сона. Равновесный профиль электронов рассчиты-вается из условия минимума полной энергии крис-талла. Для этого используется метод Хартри-Фока-Кона-Шема, учитывающий обменно-корреляцион-ные эффекты в неоднородном электронном газе на

# 116 #


фоне ионного желе [1,5]. Когда равновесный про-филь известен, рассчитывается поверхностнаяэнергия и работа выхода. Диагональная −xx ком-понента поверхностного стресса для верхней гра-ни образца, на которой в [2-4] измерялась КРП,равна

, (2)

где γ – удельная поверхностная энергия этой гра-ни. Работа выхода определяется как

, (3)

где 0<effV – положение дна зоны проводимости вметалле (объемное значение эффективного потен-циала для электронов проводимости), 0>εF –энергия Ферми (кинетическая энергия фермиевс-ких электронов).

3 Результаты и их обсуждение

Вначале вычисления значений работы выхода)( xxface uW и поверхностной энергии )( xxface uγ

выполнены для ненапряженной металлической по-верхности, а затем для напряженной в области уп-ругой деформации: 01,001,0 +≤≤− xxu для Ni и

03,003,0 +≤≤− xxu для Al, Au, Cu, и Ti, соответ-ственно. Положительная/отрицательная деформа-ция xxu эквивалентна растяжению/сжатию образ-ца в −x направлении. Верхняя грань образца пред-полагается упакованной как (100) или (110), (111),(0001).

Расчетные значения работы выхода и поверх-ностной энергии ненапряженных поверхностей Al,Au, Cu, Ni и Ti находятся в согласии с хорошо из-вестными экспериментальными данными и расче-тами других авторов (см. [1]). Деформационныезависимости указанных величин линейны по отно-шению к отрицательным и положительным дефор-мациям, т.е. деформационные градиенты положи-

тельны. Величина компоненты стресса xxτ меня-ется в интервале (1,15 -1,75 ч) faceγ (рис. 2).

Соответствующее изменение в работе выходаравно примерно 1% при максимальных растяже-ниях. С ростом сжатия ( 0<xxu ) хвосты электрон-ного профиля и, соответственно, эффективного по-тенциала становятся более крутыми при убываниив вакуум, зануляясь вдали за поверхностью. Прирастяжении наблюдается противоположная тенден-ция этих величин. Полное уменьшение/увеличениеработы выхода W определяется положительным/отрицательным сдвигом значения эффективногопотенциала в объеме металла относительно дефор-мации (пренебрегая деформационной зависимостью

)( xxF uε можно считать effVW Δ−≈Δ ). Наши вычис-ления имитируют глобальную зависимость работывыхода от электронной концентрации в металлах,т.е. "переход" Al → Na → Cs. С другой стороны,выражение (1) дает неверную зависимость в упругой области, что, на первый взгляд, противо-речит экспериментам [2-4].

Экспериментальные наблюдения могут бытьобъяснены не деформационным изменением дназоны проводимости, а изменением эффективногопотенциала за поверхностью металла на мнимойповерхности изображения, отстоящей на расстоя-нии 0z (примерно одного радиуса Бора), т.е.

КРП ),( 0zuV xxeffΔ= . В работе проведены незави-симые вычисления WΔ и КРП без использованиявыражения (1). Рис 3 демонстрирует, с одной сто-роны, хорошее качественное согласие вычислен-ных величин КПР )( xxu с экспериментальными дан-ными [2-4], а с другой стороны – зависимость

)( xxuW , обратную той, что следует из (1). Экспе-риментальные значения КРП взяты из [2,3] длясжатых ( ) поликристаллов Al, Cu и Auобразцов, и из [1, 3] – для растянутых Al

Рис. 2. Расчетные значения производной xxdud /γ для оценки поверхностного стресса (2). Левая и правая частирисунка соответствуют сжатию ( 0<xxu ) и растяжению ( 0>xxu ) образца, соответственно

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 117 #


- (110) -гцк(100) - (111) -гбц(0001) - експ

Рис. 3. Расчетные значения работы выхода и контактной разности потенциалов

( 03,0+=xxu ) и Ni ( 01,0+=xxu ) образцов.

Выводы

1. По оригинальной вычислительной схеме вы-полнен расчет деформационных зависимостей по-верхностной энергии, стресса и работы выхода Al,Ni, Cu, Au и Ti. Результаты вычислений показыва-ют, что при одноосной деформации (независимо отее знака и от индексов кристаллографического на-правления) наблюдается линейный рост поверхно-стной энергии. Величина работы выхода убываетлинейно с ростом деформации в упругой области.

2. Решена важная, с практической точки зрения,задача адекватной интерпретации результатов изме-рений деформационного изменения КРП по методуКельвина. Доказано, что результаты таких измеренийдемонстрируют изменение потенциала поверхности,а не работы выхода.


1. Шпак А.П., Погосов В.В., Куницкий Ю.А. Введе-ние в физику ультрадисперсных сред – К.: Ака-

демпериодика, 2006. – 424 с.2. Craig P.P. Direct observation of stress-induced

shifts in contact potentials // Physical ReviewLetters. – 1969. – V. 22, №14. – P. 700-703.

3. Левитин В.В., Лоскутов С.В., Погосов В.В.Влияние дефоpмации и механическогонапpяжения в металлах на pаботу выходаэлектpонов // Физика металлов и металлове-дение. – 1990. – №9. – C. 73-79.

4. Li W., Li D.Y. Effects of elastic and plasticdeformations on the electron work function ofmetals during bending tests // PhilosophicalMagazine. – 2004. – V.84, №35. – P. 3717-3727.

5. Pogosov V.V., Kurbatsky V.P. Density-functionaltheory of elastically deformed finite metallicsample: work function and surface stress //Журнал экспериментальной и теоретическойфизики. – 2001. – Т.119, №2. – C. 350-358.


Поверхневий стрес і контактна різниця потенціалів пружно деформованих гранейAl, Cu, Au, Ni і Ti кристалів обчислені за допомогою самоузгодженого методу Хартрі-Фока-Кона-Шема. Розрахунки демонструють зменшення/збільшення роботи виходу прирозтяганні/стисканні металевого кристала. Результати обчислень указують, що вим-ірювання методом Кельвіна контактної різниці потенціалів деформованої поверхні відпо-відають не зміні роботи виходу електронів, а зміні поверхневого значення ефективногопотенціалу. Отримані величини стресу, роботи виходу і контактної різниці потенціалівдобре узгоджуються з результатами обчислень з перших принципів.

The surface stress and the contact potential differences of elastically deformed faces of Al,Cu, Au, Ni, and Ti crystals are calculated using the self-consistent Hartry-Fox-Kohn-Sham method.The obtained values of the surface stress are in agreement with the results of the available first-principal calculations. We find that the work function decreases/increases linearly with elongation/compression of crystals. Our results confirm that the available experimental data for the contactpotential difference obtained for the deformed surface by the Kelvin method correspond not tothe change of the work function but to the change of the surface potential.

# 118 #


УДК 621.452.3:004.93

В. И. Дубровин, Д. В. Павленко, Н. А. Миронова, И. И. Макарчук

ЭКСПЕРТНАЯ ОЦЕНКА СОСТОЯНИЯ ЛОПАТОКТУРБИНЫ ГТД МЕТОДАМИ АНАЛИЗА ИЕРАРХИЙ И

НЕЧЕТКИХ МНОЖЕСТВРассмотрено решение задачи оценки состояния лопаток газотурбинных двигателей

методами анализа иерархий и теории нечетких множеств. Предложена методика авто-матизированной экспертной оценки технического состояния деталей авиационных дви-гателей.

© В. И. Дубровин, Д. В. Павленко, Н. А. Миронова, И. И. Макарчук 2006г.

В последнее время отечественная промышлен-ность понимает необходимость внедрения системуправления качеством, соответствующих стандар-там ISO 9000. Однако эти стандарты являются за-вершающим этапом развития и, чтобы построитьсовременные системы управления качеством, не-обходимо пройти определенные этапы, а именно,избавиться от большого количества дефектов наэтапе производства и ремонта изделия [1]. Эффек-тивным методом решения этой задачи являетсяиспользование методов анализа иерархий (МАИ)и теории нечетких множеств (ТНМ).

К качеству и надежности изделий авиационнойпромышленности предъявляются высокие требо-вания. Отказ авиационного двигателя в полетныхусловиях может привести к катастрофическим по-следствиям. Поэтому важно своевременно выявитьи устранить дефекты и причины их возникновенияв процессе эксплуатации [1-2].

Наиболее распространенными методами диаг-ностики и принятия решения для задачи оценкисостояния деталей газотурбинных двигателей (ГТД)являются статистические методы [2]. Также можновыделить и нейросетевые подходы решения зада-чи диагностики и принятия решения состояния де-талей ГТД [3].

Одним из возможных методов диагностирова-ния является метод измерения параметров свобод-ных затухающих колебаний лопаток в процессе ихширокополосного импульсного возбуждения [1].

Целью настоящей работы является разработкаэкспертной оценки состояния лопаток турбины ГТДметодами МАИ и ТНМ. Объектом исследованияявлялась лопатка второй ступени турбины низкогодавления турбореактивного двухконтурного двига-теля Д-36 (рис. 1).

В процессе ремонта двигателя, после полнойили частичной разборки, промывки и очистки научасток контроля для дефектации поступают узлыи детали ГТД. Лопатки турбины подвергаются раз-личным методам контроля: внешнему (визуально-му) осмотру, рентгеновскому, люминесцентному,метрологическому и ряду других.

По результатам дефектации оформляют свод- Рис. 1. Рабочая лопатка турбины ГТД

ную ведомость дефектов, в которую вносят обна-руженные несоответствия, не отраженные в дей-ствующей ремонтной документации, описание этихнесоответствий и решение комиссии ведущих спе-циалистов предприятия (управление главного кон-структора, управление главного технолога, управ-ление главного металлурга):

- лопатки, подлежащие ремонту и восстановле-нию;

- лопатки, не подлежащие ремонту;- лопатки, не требующие ремонта.Для снижения себестоимости ремонта ГТД в

целом на этапе дефектации необходимо в зависи-мости от выявленного технического состояния ло-паток обоснованно принять одно из решений, опи-санных выше.

Для решения этой задачи использовались сле-дующие методы принятия решений: методы ТНМ(метод максиминной свертки, отношения предпоч-тений, аддитивной свертки) и МАИ. Для сбора ста-тистических данных был проведен анализ ведомо-стей дефектов 20 комплектов лопаток второй сту-пени турбины низкого давления двигателя Д-36.

При принятии управленческих решений и про-гнозировании возможных результатов лицо, прини-мающие решение обычно сталкивается со слож-ной системой взаимозависимых компонент (ресур-сы, желаемые исходы или цели), которую нужнопроанализировать. МАИ (Analytic Hierarchy Process),предложенный Т. Л. Саати [4-7], сводит исследова-ние сложных систем к последовательности попар-ных сравнений их отдельных составляющих. Ме-

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 119 #


тод отличается простотой и дает хорошее соответ-ствие интуитивным представлениям решения про-блемы. МАИ предусматривает следующие этапы:построение иерархии, формирование матрицы по-парных сравнений (МПС), получение вектора при-оритетов, оценка степени согласованности МПС.

Этап построения иерархии предусматриваетвыделение цели задачи, возможных альтернатив икритериев их оценки. В ремонтном производствезадачей дефектации деталей (лопаток турбины)является принятие решения о ремонтопригоднос-ти рассматриваемого компонента. Выделим воз-можные альтернативы: установить лопатки на дви-гатель без ремонта; установить с оформлениемкарты разрешения; забраковать; подвергнуть ре-монту по маршруту 1; выполнить ремонт по марш-руту 2; выполнить ремонт по маршруту 3.

В качестве критериев оценки состояния лопа-ток выбраны характерные дефекты, выявляемые наэтапе дефектации, которые разбиты на группы (пометодам выявления):

- группа 1 – метрологический контроль – де-фекты, выявляемые при метрологическом конт-роле (отклонения: размера l1, размера l2, разме-ра l3, размера l4, размера h (рис. 2));

- группа 2 – визуальный контроль – дефекты,выявленные при визуальном осмотре (раковины,деформации, выработка, вырывы металла, забои-

ны, налипание металла);- группа 3 – люминесцентный контроль – тре-

щины и другие дефекты, выявляемые при контро-ле люминесцентным методом (свечение, выпоте-вание).

Для сравнения критериев (дефектов или факти-ческого состояния лопатки) относительно допусти-мых значений поставим следующий вопрос: "На-сколько критерий 1 отклонился от допустимого зна-чения по сравнению с критерием 2?". Здесь допус-тимое значение – значение, входящее в поле до-пуска ремонтного чертежа или таблиц допустимыхотклонений. Также отклонение критерия может вы-ходить за поле допуска ремонтного чертежа, в од-них случаях до такого предела, при котором эконо-мически обоснованным является ее ремонт, либоремонт является нецелесообразным. Назовем этотпредел ремонтируемым полем допуска. Схема рас-положения полей допусков на возможные отклоне-ния критерия представлена на рис. 3.

Рис. 2. Параметры, контролируемые при метрологическом контроле лопаток турбины

Рис. 3. Схема расположения полей допусков

# 120 #


Отклонение размеров оценивали по схеме, по-казанной на рис. 4.

Рис. 4. Шкала для оценки критериев

Преимущество одного критерия над другимоценивается отношением 2/1 ii .

В связи с делением отклонений на величинуполя допуска возникают различные ситуации при-оритетов альтернатив относительно критерия. Рас-смотрим все случаи:

- чем больше отклонение критерия 1, тем боль-ше приоритет (по убывающей) у одного вариантоврешения: забраковать, ремонтировать по техноло-гии 1, установить на двигатель с оформлением кар-ты разрешения, установить на двигатель, ремон-тировать по технологиям 2, 3;

- если отклонение критерия 1 входит в поле ре-монтного допуска, то возможны следующие при-оритеты: ремонтировать по технологии 1, устано-вить на двигатель с оформлением карты разреше-ния, забраковать, установить на двигатель, ремон-ты по технологиям 2, 3;

- если отклонение критерия 1 входит в поле до-пуска ремонтного чертежа, то возможны следующиеприоритеты: установить на двигатель, установить надвигатель с оформлением карты разрешения, ре-монтировать по технологии 1, забраковать, ремон-тировать по технологиям 2, 3.

Для сравнения альтернатив поставим вопрос:"Насколько больше приоритет альтернативы 1 посравнению с альтернативой 2, если отклонение кри-терия 1 входит в поле допуска ремонтного черте-жа".

Построим иерархию, которая представлена нарис. 5.

Построение МПС критериев одного уровняиерархии между собой и альтернатив относитель-но критериев осуществляется экспертами. Длявсех МПС определена приближенная оценка ло-кального вектора приоритетов W , максимальноесобственное значение maxλ , индекс согласован-ности CI , отношение согласованности CR [4].

Элементы ТНМ успешно применяются для при-

нятия решений. Экспертные оценки альтернативныхвариантов по критериям могут быть представленыкак нечеткие множества или числа, выраженные спомощью функций принадлежности. Для упорядо-чения нечетких чисел существует множество ме-тодов: максиминной свертки, отношения предпоч-тений, аддитивной свертки [8]. Данные методы от-личаются друг от друга способом свертки и пост-роения нечетких отношений.

В методе максиминной свертки критерии опре-деляют некоторые понятия, а оценки альтернативпредставляют собой степени соответствия этимпонятиям.

Метод отношения предпочтения заключается впостроении множества недоминируемых альтерна-тив на основе нечеткого отношения предпочтения.

В методе аддитивной свертки экспертные пред-почтения представлены с помощью нечетких чи-сел, имеющих функции принадлежности треуголь-ного вида.

Решим задачу оценки состояния лопаток тур-бины ГТД методами ТНМ: максиминной свертки,отношения предпочтений, аддитивной свертки.Результаты решения задачи оценки состояния ло-паток ГТД методами анализа иерархий и ТНМ пред-ставлены в табл. 1.

Таблица 1– Результаты решения задачи оценкисостояния лопаток ГТД методами анализа иерар-хий и теории нечетких множеств

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 121 #


Рис. 5. Иерархия оценки состояния лопаток турбины ГТД

# 122 #


Анализ ведомостей дефектации лопаток турби-ны двигателя Д-36 и принятые в каждом конкретномслучае специалистами решения свидетельствуют онесовпадении результатов (табл. 1). Данное явле-ние объясняется различием в способах представ-ления экспертной информации и различием подхо-дов к принятию решений. Так, в основу МАИ и ме-тода отношения предпочтений заложен рациональ-но-взвешенный подход, основанный на попарныхсравнениях объектов и нормированных весовых ко-эффициентах. Метод максиминной свертки явля-ется реализацией пессимистического подхода, иг-норирующего хорошие стороны альтернатив, ког-да лучшей считается альтернатива, имеющая ми-нимальные недостатки по всем критериям. Методаддитивной свертки предлагает оптимистическийподход в том случае, когда низкие оценки по кри-териям имеют одинаковый статус по сравнению свысокими [8].

Таким образом, предложенная методика экспер-тной оценки технического состояния деталей авиа-ционных двигателей может быть использована наотечественных предприятиях авиационной промыш-ленности для автоматизации труда экспертов-ана-литиков и поддержки принятия решений по устра-нению возможных дефектов (ремонту) деталей.Методика является универсальной и может приме-няться для оценки составных частей не толькоавиационных двигателей, но и для других компо-нентов любых технических объектов.


1. Адаменко В.А., Дубровин В.И., Субботин С.А.Диагностика лопаток авиадвигателей по спект-рам затухающих колебаний после ударноговозбуждения на основе нейронных сетей пря-мого распространения // Новi матерiали iтехнологiї в металургiї та машинобудуваннi.–2000. – № 1.– С. 91-96.

2. Дубровин В.И. Идентификация и оптимизациясложных технических процессов и объектов. –

Запорожье:ЗГТУ. – 1997. – 92 с.3. Дубровин В.И., Субботин С.А. Нейросетевая

диагностика газотурбинных лопаток // Оптичес-кие, радиоволновые и тепловые методы и сред-ства контроля качества материалов, промыш-ленных изделий и окружающей среды / Тезисыдокладов VIII международной научно-техничес-кой конференции. – Ульяновск: УлГТУ. – 2000. –С. 121-124.

4. Дубровин В.И., Миронова Н.А., Конопля В. И.Многокритериальная оптимизация технологи-ческого процесса с использованием методаанализа иерархий // Радиоэлектроника. Инфор-матика. Управление. – 2005. – №2. – С. 47-53.

5. Миронова Н.А. Модифицированный метод ана-лиза иерархий в системах поддержки принятиягрупповых решений // 9-й Международный мо-лодежный форум "Радиоэлектроника и моло-дежь в 21 веке": Сб. материалов форума.–Харьков: ХНУРЭ, 2005. – 291 c.

6. Дубровин В.И., Миронова Н.А. Модифициро-ванный метод анализа иерархий в системахподдержки принятия решений // Тиждень на-уки. Тези доповідей науково-технічної конфе-ренції, Запоріжжя, 25-28 квітня 2005 р. – За-поріжжя: ЗНТУ, 2005. – 203 c.

7. Миронова Н.А. Анализ методов решения за-дачи оценки состояния лопаток авиационногодвигателя // 10-й Международный молодежныйфорум "Радиоэлектроника и молодежь в 21веке": Сб. материалов форума. – Харьков: ХНУ-РЭ, 2006. – 433 c.

8. Андрейчиков А. В., Андрейчикова О.Н. Анализ,синтез, планирование решений в экономике. –М.: Финансы и статистика, 2002. – 368 с.


Розглянуто вирішення задачі оцінки стану лопаток газотурбінних двигунів методамианалізу ієрархій й теорії нечітких множин. Запропоновано методику автоматизованої ек-спертної оцінки технічного стану деталей авіаційних двигунів.

The problem of gas turbine blade state value is analyzed by means of analytic hierarchyprocess and theory of fuzzy sets methods. The automated expert assessment strategy of aircraftengine components technical condition is suggested.

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 123 #


УДК 621.74.045:620.179

В. В. Наумик, Г. А. Бялик

УПРОЩЕННЫЙ МЕТОД КОНТРОЛЯ ЗАГРЯЗНЕННОСТИЖИДКОМЕТАЛЛИЧЕСКОГО КРИСТАЛЛИЗАТОРА

Разработан упрощенный метод и соответствующее оборудование для контроля заг-рязненности материала жидкометаллического кристаллизатора при вакуумном литьежаропрочных сплавов. Метод основан на изменении отражательной способности образ-цов алюминия, отобранных из ванны кристаллизатора после определенного количествапроведенных плавок.

© В. В. Наумик, Г. А. Бялик 2006 г.

В настоящее время для получения отливок изжаропрочных сплавов с направленной кристалли-зацией, в том числе и монокристаллических, ши-рокое распространение получил метод, основан-ный на охлаждении керамической формы в рас-плавленном теплоносителе – жидкометаллическомкристаллизаторе.

В качестве жидкометаллического кристаллиза-тора применяются расплавы металлов, которыедолжны соответствовать ряду требований.

Прежде всего, они должны иметь низкую тем-пературу плавления, высокий коэффициент тепло-передачи и теплоемкости. При использовании ввакууме расплав должен иметь низкое давлениепаров при температуре контакта с формой и высо-кую температуру кипения. Кроме того, жидкоме-таллический кристаллизатор должен быть инертнымпо отношению к керамической форме, к материалуванны, в которой он находится, к жаропрочномусплаву в случае случайного попадания в после-дний, обладать малой токсичностью [1].

Указанным требованиям в наибольшей степенисоответствуют олово, алюминий, галлий и индий(таблица 1).

Таблица 1 – Некоторые теплофизические свой-ства металлов, рекомендуемых для исследованияв качестве жидкометаллических кристаллизаторов

Галлий и индий – дорогостоящие металлы.Реально в качестве жидкометаллических крис-

таллизаторов применяются олово и алюминий.Достоинством олова является низкая темпера-

тура плавления, высокий коэффициент теплоотда-чи, несмачиваемость оловом керамической фор-мы и невысокая агрессивность по отношению ксплавам на основе железа, в частности стали. Ос-новной недостаток олова состоит в том, что прислучайном попадании его в жаропрочный сплав вколичествах, превышающих 0,1 %, происходитсущественное снижение длительной прочности.

По сравнению с оловом алюминий имеет сле-дующие преимущества: он дешевле и не оказы-вает негативного влияния на жаропрочный сплав,так как является для последнего легирующим эле-ментом. Однако высокая химическая активностьрасплавленного алюминия затрудняет выбор ма-териала ванны. В настоящее время наиболее под-ходящим материалом ванны для расплавленногоалюминия является чугун [1].

Основной теплофизической характеристикойалюминия, как жидкометаллического кристаллиза-тора, является теплопроводность. Ранее проведен-ными исследованиями было установлено, что теп-лопроводность алюминия существенно уменьша-ется в процессе увеличения длительности его ис-пользования в качестве жидкометаллического кри-сталлизатора [2].

Причиной снижения теплопроводности являет-ся загрязнение алюминия вследствие длительно-го контакта в расплавленном состоянии с чугуннойванной, а также попадания в расплав частиц кера-мической формы и радиационных графитовых на-гревателей.

Для получения стабильных качественных пока-зателей отливок, получаемых методом высокоско-ростной направленной кристаллизации, необходи-мо периодически контролировать теплопровод-ность жидкометаллического кристаллизатора.

Известно, что контроль качественных показате-лей металла проводится на технологической и эко-номической основе [3].

Непосредственное измерение теплопроводнос-ти является наиболее объективным методом конт-

# 124 #


роля жидкометаллического кристаллизатора. Од-нако этот метод требует применения сложных при-боров, которые в настоящее время промышленно-стью не выпускаются. Кроме того, для определе-ния теплопроводности необходимо изготовить спе-циальные образцы. Следовательно, измерение теп-лопроводности в условиях литейных цехов эконо-мически нецелесообразно.

Известно, что существует довольно тесная кор-реляционная связь между теплопроводностью ме-таллов и их электропроводностью [4]. В свою оче-редь, на электропроводность металлов, в том чис-ле и алюминия, существенное влияние оказываетзагрязненность последнего такими элементами, какжелезо, кремний и марганец [3]. Именно эти эле-менты входят в состав чугунной ванны, контакти-рующей с расплавленным алюминием. Резко сни-жает электропроводность алюминия хром, которыйявляется легирующим компонентом жаропрочныхсплавов. Попадание небольших количеств жаро-прочных сплавов в жидкометаллический кристал-лизатор возможно при заливке этих сплавов в ке-рамические формы.

Алюминий покрыт тонким оксидным слоем оки-си алюминия, прозрачным для излучения в диапа-зоне электромагнитных волн видимого спектра.Блестящая полированная поверхность алюминияобладает высокой способностью к отражению всехвидов электромагнитного излучения в широкомдиапазоне длин волн.

Из всей энергии падающих на поверхностьэлектромагнитных волн основная часть отражает-ся, остаток (А) абсорбируется (R + А = 1). Отража-тельная способность алюминия зависит от длиныволны. Максимальная отражательная способностьалюминия проявляется при ультрафиолетовом из-лучении, минимальная – при красном и инфракрас-ном.

Примеси, присутствующие в оксидном слоеалюминия в виде окислов кремния, железа, титанаобразуют дополнительные рассеивающие центры,снижающие величину направленного отражения.Содержание этих окислов определяется степеньючистоты алюминия по указанным элементам. Нарис. 1 представлено влияние степени чистоты наотражающую способность алюминия.

Таким образом, по отражательной способностиможно оперативно оценить степень чистоты алю-миния при его многократном использовании в ка-честве жидкометаллического кристаллизатора.

Для указанной цели было разработано устрой-ство для определения отражательной способностиобразцов алюминия, отобранных из ванны с жид-кометалллическим кристаллизатором (рис. 2).

Устройство состоит из штатива 1, на которомустанолена головка 2. В головку вмонтированымонохроматический лазерный источник фотодиод4. Плоскость измерительной головки, на которую

Рис. 1. Влияние степени чистоты на отражательнуюспособность

Рис. 2. Устройство для определения отражательнойспособности алюминия

устанавливается образец алюминия 5 в виде по-лированного шлифа расположена под углом 45° кисточнику излучения и -45° – к детектору. Электро-питание источника монохроматического излученияосуществляется от стабилизированного блока пи-тания 6. Детектор отраженного излучения соеди-нен с вторичным прибором – цифровым милливоль-тметром 7.

Устройство работает следующим образом. Па-раллельный пучок монохроматического излученияпадает на поверхность шлифа под углом 45°. От-ражаясь от поверхности шлифа также под углом45°, пучок излучения фокусируется на фотодиоде.Возникающая при этом ЭДС, пропорциональнаяинтенсивности отраженного излучения, фиксирует-ся цифровым милливольтметром.

В качестве эталона для настройки и градуиров-ки устройства были использованы свежеприготов-ленные металлографические шлифы из следующихчистых металлов: серебра, меди и никеля, отража-тельная способность которых известна по справоч-ным данным. Шлифы были механически отполиро-ваны в одинаковых условиях.

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 125 #


Опробование разработанного устройства пока-зало его высокую чувствительность и стабильностьпоказаний в течение длительного времени, что по-зволяет в дальнейшем использовать его для опе-ративного контроля качественных показателей жид-кометаллического кристаллизатора.


1. Монокристаллы никелевых жаропрочныхсплавов / Р.Е.Шалин, И.Л.Светлов, Е.Б.Ка-чанов и др. – М.: Машиностроение, 1997. – 336с.

2. Изменение теплофизических свойств жидкоме-таллического кристаллизатора в процессе егоэксплуатации при вакуумном литье жаропроч-ных сплавов / Наумик В.В. // Проблеми трибо-логії (Problems of Tribology). – 2006. – № 1. – С.31-35.

3. Алюминиевые сплавы (свойства, обработка,

Розроблено спрощений метод та відповідне обладнання для контролю забрудненостіматеріалу рідкометалевого кристалізатора при вакуумному литті жароміцних сплавів.Метод основано на зміненні здібності до відзеркалювання зразків алюмінію, відібраних відвани кристалізатора після певної кількості проведених плавок.

Simplified method and respective equipment to control the contamination of liquiedmetalcrystallizer during vacuum casting of heat resistant alloys. The method is based on changing thereflective ability aluminium specimens taken from a crystallizer bath after a definite number ofheats produced.

применение). Справочник / Под ред. Х.Ниль-сена, В.Хуфнагеля, Г.Гакулиса. – Пер. с нем.М.: Металлургия, 1979. – 679 с.

4. Металловедение и термическая обработка ста-ли: Справ. изд. – 3 изд., перераб. и доп. Т.1.Методы испытаний и исследования / Под ред.Бернштейна М.Л.. Рахштадта А.Г. М.: Метал-лургия, 1983. – 352 с.


äÓÌÒÚðÛÍˆËÓÌÌ˚Â Ï‡ÚÂðË‡Î˚

# 126 #

УДК 621.891

И. В. Волков, Ю. Ю. Дегтярева, Л. М. Лубенская, А. П. Николаенко

ВЛИЯНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИКМАТЕРИАЛА ИЗДЕЛИЯ НА ЕГО ИЗНОСОСТОЙКОСТЬВ статье обоснована необходимость повышения долговечности изделий, в том чис-

ле твердости и износостойкости поверхностного слоя материала, приведены резуль-таты исследований по данным характеристикам при применении традиционных мето-дов обработки и вибрационной обработки (ВиО) с U-образной формой контейнера.

© И. В. Волков, Ю. Ю. Дегтярева, Л. М. Лубенская, А. П. Николаенко 2006 г.

Выход из строя деталей и рабочих органов ма-шин при нормальных условиях эксплуатации яв-ляется следствием физического износа разныхвидов: усталостных разрушений, ползучести ма-териалов, механического износа, коррозии, эрозии,кавитации, старения материала и др.

Большинство машин (85-90 %) выходит из строяименно по причине износа их деталей. Затраты наремонт и техническое обслуживание машины внесколько раз превышают ее стоимость: например,для автомобилей в 6 раз, для самолетов до 5 раз,для станков до 8 раз [1].

К основным технологическим мероприятиям,повышающим долговечность машин, можно отне-сти следующие: разработка высокоизносостойкихматериалов для различных условий эксплуатациимашин и получение из них заготовок высокого ка-чества, близких по форме и размерам к готовымдеталям; создание технологических приемов, обес-печивающих изготовление деталей заданной точ-ности и стабильности, как по размерам, так и пофизико-механическим свойствам; применение ме-тодов контроля качества материалов, заготовок иготовых изделий по соответствующим показателямнадежности; использование процессов упрочняю-щей обработки для получения требуемого качестварабочих поверхностей деталей машин с высокимсопротивлением изнашиванию и поломкам в раз-личных условиях экс-плуатации.

Наиболее распространены следующие техноло-гические методы повышения износостойкости де-талей машин: термическая обработка, химическаяобработка, химико-термическая обработка, поверх-ностное пластическое деформирование, алмазноевыглаживание, упрочнение чеканкой, гидрополиро-вание, обработка поверхности взрывным нагруже-нием, электроискровое упрочнение, гальваническиепокрытия, химические покрытия, способы приданияповерхности антифрикционных свойств, наплавка идр.

Среди методов пластического деформированиябольшой интерес представляет виброабразивнаяупрочняющая обработка. Обработка производитсяна ВиО-станках, чаще всего, с U-образной формойконтейнера. Контейнеры изготавливают с различ-

ным размерным рядом, объемом от 3 до 1000 л иболее. Станки обеспечивают возможность работына различных режимах (амплитудах от 0,5 до 7-10мм и частотах 33-80 Гц). При этом в контейнер одно-временно за-гружают значительное количество де-талей. Именно универсальность оборудования дляВиО обеспечивает возможности осуществления сего помощью целого ряда операций, таких как за-чистные, отделочные, и в том числе упрочняющие.

До настоящего времени физическая природаупрочнения полностью не выяснена [2]. Однако всепроцессы обработки металлов давлением основа-ны на использовании пластичности металла, подкоторой понимают способность металла деформи-роваться без разрушения под воздействием вне-шних сил и сохранять полученную форму послепрекращения действия этих сил.

Пластичность при обработке давлением зави-сит от природы металла или сплава, его химичес-кого состава, структуры, механических свойств,температуры нагрева, скорости и степени дефор-мации, а также от схемы напряженного состояния.Наличие в металле пор, газовых пузырей, твердыхи хрупких неметаллических включений, микро- имакротрещин снижает его пластичность.

На процесс виброабразивной обработки влия-ют более 50-ти факторов [3]. Аналитически описатьданный процесс достаточно сложно, и поэтомубольшое значение придается экспериментальнымисследованиям.

Микротвердость Нм является очень важной со-ставляющей характеристики физико-механическихсвойств поверхностного слоя, и ее следует рас-сматривать как следствие упругопластических де-формаций, вызванных действием ударно-волновыхпроцессов, сопровождающих вибрационное воз-действие [4].

Ниже приведены результаты исследований про-цесса вибронаклепа и параметры, влияющие наизменение микротвердости поверхностного слояпри обработке. При этом использовались широкораспространенные методы и приборы в соответ-ствии с ГОСТ 9450-60 (измерение с помощью при-боров ПМТ-3 и ПМТ-5 на косом и прямом срезах, ав отдельных случаях с послойным стравливани-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 127 #

ем).Результаты виброабразивной обработки образ-

цов из стали 45 (отожженной и закаленной) пред-ставлены на рис. 3. Анализ полученных результа-тов показывает, что с увеличением амплитуды ко-лебаний отмечается увеличение микротвердостиповерхностного слоя, что можно объяснить увели-чением сил микроударов гранул рабочей среды (вданном случае стальных закаленных шариков),воздействующих на обрабатываемую поверхностьобразцов. При наибольшей для принятых условийобработки амплитуде колебаний (1,5 мм) микротвер-дость закаленной стали 45 возросла на 15-22 % исоставила 388 Н/мм2. Подобные исследованияпроводились в работе [4]. При сравнении получен-ных результатов совпал характер кривых, но на-чальные параметры были различны, что отраженона графиках (кривая 3) рис. 1.

Если для закаленных образцов при А = 1,5 ммрост Нм прекращается, то для отожженных образцовесть основания ожидать дальнейшего увеличения Нмпри увеличении амплитуды колебаний (см. рис. 1).Наибольшая микротвердость, измеренная на глубине20 мкм, составила 185 Н/мм2.

Исследования также показали, что как для ото-жженных, так и для закаленных образцов увеличе-ние частоты колебаний приводит к увеличению Нм,что объясняется увеличением числа микроударов.

Результаты исследований показывают, что послевибрационной обработки в течение 60 мин структурав сердцевине металла не изменяется, в поверхност-ных же слоях наблюдается некоторое измельчениезерен, увеличение участков с сорбитной структуройи местами разрыв цементитной сетки. Микротвердостьповерхностных слоев по сравнению с исходной по-вышена на 15-22 %.

После обработки в течение 240 и 480 мин струк-тура сердцевины также существенно не изменяет-ся. У поверхности же наблюдаются плотные слоисорбитной и даже трооститосорбитной структуры,цементитная сетка почти полностью разорвана.Микротвердость поверхностных слоев по сравне-нию с исходной повышена на 21-28 %.

Исследовано влияние рабочей среды на изме-нение микротвердости поверхностного слоя образ-цов в среде стальных закаленных шаров d = (3-4)мм (1), фарфоровых шаров d = (20-25) мм (2) иабразивных гранул (АН-2) (3).

Режим и продолжительность обработки: А –1,5 мм, f – 63 Гц, t = 120 мин. Обрабатываемыеобразцы имели прямоугольную форму 10×20×5мм и были изготовлены из закаленной и ото-жженной стали 45. Микротвердость измерялина глубине 10 мкм для закаленных образцов ина глубине 20 мкм для отожженных.

Результаты экспериментов представлены нарис. 2.

Для определения влияния ВиО на износо-стой-кость изделия был проведен ряд исследований.

Были изготовлены два комплекта образцов(рис. 3) из трех видов материала: стали 3, стали45 и быстрорежущей стали Р9. Первая группаобразцов после токарной чистовой обработки (Ra= 6,3 мкм) повергалась шлифованию на станке мо-дели ПШСМ-2 (Ra = 3,2 мкм), вторая – после токар-ной чистовой обработки (Ra = 6,3 мкм) обрабаты-валась на станке ВМИ-1003 в течение 180 мин встальных закаленных шариках d = 5 мм (Ra = 3,2мкм).

Данные образцы были выполнены в виде ро-ликов и играли роль диска в трущейся паре "ко-лодка-диск". В качестве колодок были изготов-лены образцы из резины ТМКЩ (тепломорозо-кислощелочестойкая, повышенной твердости (поШору – А = 65-80 у.е.)) ГОСТ 7338-77.

Рис. 1. Влияние амплитуды и частоты колебаний на микротвердость поверхностного слоя стали 45. Закаленная – 1;отожженная – 2


# 128 #

Рис. 2. Влияние вида рабочей среды на изменение микротвердости: а – отожженные; б – закаленные, где 1 – стальныезакаленные шарики d = (3-4) мм, 2 – фарфоровые шарики d = (20-25) мм, 3 – абразивные гранулы (АН-2)

Рис. 3. Образцы для измерения износостойкости деталей

Эксперимент проводился в несколько этапов:I. Приготовленные образцы взвешивались на

аналитических весах (ВЛА – 200 гр. – М, 1969 №926).

II. Образцы обрабатывались на машине трения(см. рис. 4) всухую, без охлаждения, в течение 78секунд (до момента начала плавления резины) по20 подходов для каждого образца.

III. После окончания обработки производилосьповторное взвешивание.

Рис. 4. Закрепление деталей на машине трения

В процессе эксперимента также была опреде-лена твердость образцов по Бринеллю до и послеобработки. Результаты исследований сведены втабл. 1.

Полученные результаты (и их анализ) позволя-ют сделать следующие выводы:

1. С ростом массы и твердости гранул рабочейсреды, при неизменных режимах обработки, наблю-дается пластическое деформирование и повыше-ние микротвердости поверхностного слоя деталей.

2. Структура стали – один из основных пара-метров, влияющих на качество поверхностногослоя, в том числе и его износостойкость:

Сталь 3. Структура данной стали: феррит + пер-лит, с преобладанием именно феррита, рыхлая,мягкая, не подвергается ТО и упрочнению, что ипоказали результаты (износ материала относитель-но постоянен). Наблюдается устойчивое снижениешероховатости поверхности, поэтому ВиО рекомен-дуется для обработки деталей из данной стали какна зачистных операциях, так и на финишных.

Сталь 45. Структура данной стали: феррит + пер-лит, легко подвергается упрочнению с помощью ВиО(рис.5), что подтверждается и экспериментально.Твердость материала повышается после ВиО на 15-22 %, а износ материала уменьшается в 2,46 раза.Следовательно, в качестве финишных операций дляполучения низкой шероховатости и упрочненного по-верхностного слоя можно рекомендовать ВиО ме-тоды, и следует продолжить исследования по вы-бору оптимальных режимов обработки, в первуюочередь, амплитуды, частоты и времени обработки.

Сталь Р9. Данная сталь обладает высокой теп-лостойкостью, т.е. способностью сохранять мартен-ситную структуру и соответственно высокую твер-дость, прочность и износостойкость при повышен-ных температурах. Она сохраняет мартенситную струк-туру при нагреве до 600-620 °С. Поэтому в зоне контак-та (зоне сухого трения) при большой скорости враще-ния деталей температура повышается и удерживает-ся именно в поверхностном слое (не распространя-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 129 #

Таблица 1 – Сравнительный анализ результатов

ясь вглубь). После ВиО шероховатость поверхностиобразца уменьшается, наступает микронаклеп, пло-щадь контакта ролика с резиной увеличивается на26-34 %, и происходит взаимное схватывание повер-хностей, т.е. налипание резины на стальной ролик.Именно поэтому наблюдалось увеличение массы об-

разца. Износ детали при этом обнаружен не был. Учи-тывая твердость стали и прослеживающееся сниже-ние шероховатости при ВиО, следует провести ис-следования по выбору оптимальной формы и разме-ров гранул рабочей среды.

3. Износостойкость поверхности образцов для

Рис. 5. Приграничный (упрочненный) слой после ВиО


# 130 #

конструкционных сталей повышается до 15-20 %;на износостойкость поверхностного слоя влияюткак величина шероховатости поверхности, так иглубина наклепанного слоя.

4. Предварительные испытания на износо-стой-кость показали положительные результаты приме-нения вибрационного метода обработки деталей,как финишной операции, комплексно улучшающейповерхность.

Вывод

Учитывая универсальность вибрационного обо-рудования, этот метод рекомендуется использо-вать для повышения эксплуатационных свойствизделия, в том числе и износостойкости.


1. Триботехника: Учебник для студентов втузов.–2-е изд., перераб. и доп. – М.: Машинострое-ние, 1989. – 328 с.

2. Теория обработки металлов давлением. Сторо-

жев М.В., Попов В.А. Учебник для вузов. Изд.3-е, переработ. и доп. – М.: Машиностроение,1971. – 424 с.

3. Венцкевич Г. С. Влияние некоторых парамет-ров абразивного наполнителя на эффективностьпроцесса шлифования в вибрирующих резер-вуарах. Дисс. канд. техн. наук. – Ворошиловг-рад, 1985. – 175 с.

4. Бабичев А.П., Бабичев И.А. Основы вибраци-онной технологии. Ростов-на-Дону: Издатель-ский центр ДГТУ. – 1998. – 624 с.


В статті обгрунтовано необхідність підвищення довговічності виробів, в тому числітвердості та зносостійкості поверхневого шару матеріалу, а також приведені підсумкидосліджень за даними характеристиками при використанні традиційних методів обробкиі вібраційної обробки із U-подібною формою контейнера.

The article substantiates the necessity to improve durability of parts in the sense of hardnessand wear resistance of a material surface layer. Results of researches on these characteristicsare given when using traditional methods of treatment and vibrational processing (ViP) with an U-shape of container.


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 131 #

УДК 620.178.2

Г. А. Бялик, В. И. Гонтаренко, Э. А. Бажмина

ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ПРОЧНОСТНЫХ СВОЙСТВМЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ПОВЫШЕННЫХ

ТЕМПЕРАТУРАХНа основании анализа литературных данных и результатов экспериментальных ис-

следований предложена методика оценки прочностных свойств сталей и сплавов приповышенных температурах по показателям их твердости по Виккерсу.

© Г. А. Бялик, В. И. Гонтаренко, Э. А. Бажмина 2006 г.

Некоторые ответственные детали современныхмашин и механизмов работают в условиях повы-шенных температур. Ориентировочно предельнуюжаропрочность металлических материалов можнооценить по следующей формуле [1]:

tpаб = 0,6 tпл,

где tpаб – предельная рабочая температура; tпл – температура плавления.Более точные данные могут быть получены на

основании результатов механических испытанийпри высоких температурах. Однако такие испыта-ния требуют применения дорогостоящих испыта-тельных установок.

Известно, что существует зависимость междупределом прочности металлических материалов ипоказателями их твердости по Бринеллю и Виккер-су [2].

Указанные зависимости были использованы дляпрогнозирования прочностных свойств литой угле-родистой стали в работе [3]. В работе [4] с помо-щью показателей твердости по Виккерсу оценивал-ся предел прочности жаропрочного сплава на ни-келевой основе. Таким образом, по показателямтвердости возможна оценка предела прочностиметаллических материалов не только при нормаль-ной (20 °С), но и при повышенных температурах.

Статистической обработкой справочных данных,приведенных в работе [5], были установлены зави-симости предела прочности некоторых металлов,применяемых в качестве основы современных кон-струкционных материалов, от показателей твердо-сти по Виккерсу при различных температурах.

Таблица 1 – Интерполирующие сплайны 4-й степени, отражающие зависимость предела прочности оттвердости по Виккерсу для некоторых металлов

Эти зависимости достаточно корректно могутбыть аппроксимированы для рассмотренных метал-лов следующими сплайнами четвертой степени(табл. 1).

На основании анализа полученных зависимос-тей логично предположить, что оценку прочностиметаллических материалов при повышенных тем-пературах можно производить, используя показа-тели твердости по Виккерсу их основы.

Для практической проверки указанного предпо-ложения определили твердость по Виккерсу и пре-дел прочности стали 09Г2 в диапазоне температурот 600 до 1100 °С. Исследования выполняли наустановке ИМАШ-9-69. По показателям твердостипо Виккерсу определяли расчетные значения пре-дела прочности с помощью интерполирующегосплайна. Результаты проведенных исследованийприведены в табл. 2.

Сопоставление расчетных и экспериментальныхрезультатов определения предела прочности ста-ли 09Г2 при повышенных температурах показалонезначительное расхождение между ними.

Таким образом, метод расчетного определенияпредела прочности металлических материалов попоказателям их твердости вполне применим дляоценки прочностных свойств сталей и сплавов,работающих в условиях повышенных температур.


# 132 #

Таблица 2 – Расчетные и экспериментальные значения предела прочности стали 09Г2 при различныхтемпературах


1. Гуляев Б.Б. Синтез сплавов. – М.: Металлур-гия, 1984. – 159 с.

2. Дрозд М.С. Определение механическихсвойств металлов без разрушения. – М.: Ме-таллургия, 1965. – 171 с.

3. Бялик Г.А., Гонтаренко В.И., Бажмина Э.А.Оценка прочности металлических мате-

На основі аналізу літературних даних і результатів експериментальних дослідженьзапропоновано методику оцінки міцнісних властивостей сталей і сплавів при збільшенихтемпературах за показниками їх твердості за Вікерсом.

On the basis of analysis of the literary data and results of experimental researches the techniqueof estimation of steels and alloys mechanical properties is offered at the high temperaturesaccording to their hardness tо Vickers.

риалов. Вісник двигунобудування: Запоро-жье.: ОАО "Мотор Сич", № 4/2004. – C. 77-79.

4. Лозинский М.Г. Тепловая микроскопия метал-лов. – М.: Металлургия, 1976 – 303 с.

5. Свойства элементов. В двух частях. 4.1 Фи-зические свойства. Справочник. 2-ое изд. –М.: Металлургия, 1976. – 600 с.



ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 133 #

УДК 669.112.247.6

И. В. Акимов, В. А. Савченко, А. Ю. Яковлев

ЭРОЗИОННАЯ СТОЙКОСТЬ ГРАФИТИЗИРОВАННОЙСТАЛИ В АГРЕССИВНОЙ СРЕДЕ ПРИ ПОВЫШЕННЫХ

ТЕМПЕРАТУРАХВ работе проведено исследование влияния химического состава графитизированных

сталей на скорость термоэрозионного разрушения. Віполнен анализ микромеханизма эро-зионного разрушения графитизированных сталей и серого чугуна, указаны основные фак-торы, влияющие на процесс разрушения.

© И. В. Акимов, В. А. Савченко, А. Ю. Яковлев 2006 г.

Графитизированные чугуны (серые и высоко-прочные) находят применение для деталей, рабо-тающих в условиях агрессивных сред при повы-шенных температурах: изложницы для разливкичерных и цветных металлов, кокили, детали печ-ной арматуры и др. Благодаря наличию значитель-ного количества (7...…12 % объемн.) графитнойфазы в структуре, чугуны обладают рядом ценныхсвойств, которые обусловливают их применение вэтой области. По сравнению с металлической мат-рицей графит имеет более высокую теплопровод-ность (феррит – 71…...80, перлит – 50, цементит –37, графит – 268 Вт/м⋅К) и меньшую смачивае-мость жидкими расплавами, что способствует по-вышению теплопроводности сплава, уменьшениютермических напряжений и снижению скорости хи-мического взаимодействия на поверхности раз-дела чугун-расплав.

Работа стеклоформующего инструмента явля-ется одним из примеров работы деталей в услови-ях агрессивных сред при повышенных температу-рах. Здесь в качестве агрессивной среды высту-пает расплав стекла. При этом температура в зонеконтакта с рабочей поверхностью инструмента до-стигает 700 °С. Основной объем деталей стекло-форм изготовляется из чугуна. В то же время, при-чиной выхода из строя до 80 % чугунных деталейстеклоформующего инструмента является износвследствие термохимической эрозии, что связанос наличием большого количества графитной фазыв структуре [1]. В связи с этим обращают на себявнимание графитизированные стали, в которых со-держание графита в 2-3 раза меньше, чем в чугу-нах.

Ограниченное применение графитизированныхсталей, как конструкционного материала, в том чис-ле и в условиях агрессивных сред в какой-то мересвязано с недостаточностью данных об их способ-ности сопротивляться эрозионному разрушению.Данная работа была направлена на восполнениеэтого пробела: исследовали влияние химическогосостава на структуру и эрозионную стойкость гра-фитизированной стали в расплаве жидкого стекла притемпературе 1000…...1100 °С. Объектом исследова-

ния служили стали с базовым составом: 1,55…...1,65%С; 0,18...…0,22 %Mn; 0,03...…0,07 %Cr;0,025…...0,030 %S и 0,032…...0,04 %P, в которыхсодержание легирующих элементов изменялосьсогласно табл. 1.

Стали выплавляли в 60-ти килограммовой ин-дукционной печи с основной футеровкой и разли-вали в сухие песчано-глинистые формы, обеспе-чившие получение цилиндрических слитков димет-ром 50-60 мм.

Таблица 1 – Изменение содержания легирую-щих элементов

Металлографический анализ полученных спла-вов в литом состоянии показал разнородность мик-роструктур в зависимости от химического составаи, главным образом, от содержания кремния. Так,в сталях с низким содержанием кремния в литомсостоянии наблюдалась структура, типичная длязаэвтектоидных сталей, представленная фазамиперлита и вторичного цементита. В сталях с повы-шенным уровнем кремния (2,49...…2,57 %) струк-тура была представлена перлитом с пластинчатымграфитом в ферритной оторочке.

Полученные образцы подвергали графитизиру-ющему отжигу по режиму, применяющемуся дляотжига белых чугунов на ковкие. Как показал ме-таллографический анализ, при содержании крем-ния 0,96 % графит отжига имел форму близкую к


# 134 #

шаровидной (рис. 1а), металлическая матрица приэтом была представлена ферритной и перлитнойфазами. При 1,74 % кремния образовался менеекомпактный хлопьевидный графит отжига (рис. 1,б), металлическая матрица при этом также былапредставлена фазами перлита и феррита. При со-держании кремния 2,57 % графит имел пластинча-тую форму (рис. 1, в).

а

б

в

Рис. 1. Типичные структуры графитизированных сталей сразличным содержанием кремния (×100)

Для проведения эксперимента использоваласьустановка, описанная в работе [2], позволяющаяосуществлять с частотой 3 с-1 попеременный кон-такт образца размерами 10×10×20 с расплавомстекла и с воздухом в течение 2-х часов. О спо-собности материала сопротивляться воздействиюрасплавленного стекла судили по скорости потеримассы металла, которую определяли согласно [2].

В результате проведения испытаний оказалосьчто скорость эрозионного износа стали варьирова-ла от 15,3 г/м2⋅час до 31,8 г/м2⋅час. Причем мини-

мальный износ имели стали с компактным и хло-пьевидным графитом в структуре, максимальнойскоростью эрозионного износа обладали стали сповышенным содержанием кремния и пластинча-тым графитом в структуре.

Исследование поверхности контакта материал– стекломасса образцов с компактным (рис. 2, а),хлопьевидным (рис. 2, б) и пластинчатым графи-том (рис. 2, в) показало, что во всех случаях эро-зия происходит преимущественно по включени-ям графита. Это можно объяснить тем, что графи-товые включения более легко, по сравнению сметаллической матрицей, механически разруша-ются и окисляются, то есть они играют роль свое-образных каналов, по которым разрушительныепроцессы проникают вглубь металла. Сдержива-ющим фактором проникновения окислительныхагентов внутрь сплава является форма включе-ний.

а

б

в

Рис. 2. Микромеханизм эрозионного разрушения графити-зированных сталей (×400)

Интенсивный эрозионный износ сталей с повы-шенным содержанием кремния объясняется, преж-де всего, наличием графитовых включений плас-тинчатой формы (см. рис. 2, в). Имея большую про-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 135 #

тяженность, они давали возможность беспрепят-ственного проникновения окислительных агентов вглубь металла. Это же, в свою очередь, приводи-ло к эрозии металлической матрицы по границамвключений, при этом высокая скорость эрозионно-го износа была связана, главным образом, с отде-лением и "вымыванием" в стекломассу частей ме-таллической матрицы, окруженных графитовымивключениями и окисным слоем.

В данной работе также было проведено иссле-дование эрозионного разрушения серого чугуна,который в данное время используется в качествеконструкционного материала для изготовления стек-лоформ [1]. Испытывали серый чугун состава: 3,5% углерода; 1,76…...2,18 % кремния; 0,17...…0,35% марганца; 0,02…...0,03 % серы; 0,02 % фосфо-ра. Испытания проводились в таких же условиях ина том же оборудовании, что и графитизированныестали. Скорость эрозионного разрушения данногоматериала составила 31,8 г/м2⋅час. Снимок повер-хности чугуна подверженной эрозионному разру-шению приведен на рис. 3. Из приведенного сним-ка видно, что проникновение процесса разруше-ния в глубь металла происходит по графитовымвключениям.

Рис. 3. Разрушение поверхности серого чугуна (угловаячасть образца), ×200

Сравнивая механизмы разрушения графитизи-рованных сталей и чугуна можно сделать вывод,что на эрозионные процессы оказывает влияниепрежде всего форма графитовых включений. Пла-стинчатая форма включений в наибольшей степе-ни способствует проникновению процессов разру-шения в поверхностные слои металла.

Так как именно графитная фаза (количество иформа включений) влияет на скорость эрозионно-го разрушения материала, то справедливо гово-рить, что графитизированная сталь, имеющая всвоей структуре компактные включения графита, –перспективный конструкционный материал для из-готовления деталей, работающих в условиях аг-рессивных сред и повышенных температур.


1. Волчок И.П., Колотилкин О.Б., Шейко С.П. Кон-струкционные материалы для стеклоформую-щего инструмента. – Запорожье: Издательс-кий центр "Павел", 1997. – 294 с.

2. А.с. 1128148 СССР, МКИ GO1N 3/60. Установ-ка для исследования термостойкости образцов/ И.П. Волчок, О.Б. Колотилкин, (СССР). – №3615089 / 25-28; Заявлено 01.07.83; Опубл.07.12.84, Бюл. № 45. – С. 128-129.

3. Бобро Ю.Г. Жаростойкие и ростоустойчивыечугуны М.; К.: Машгиз, 1960. – 170с.

4. Александров Н.Н., Клочнев Н.И. Технологияполучения и свойства жаростойких чугунов. –М.: Машиностроение, 1964. – 171 с.

5. Малышев Г.П. Исследование и разработкасплава, стойкого в среде анодных газов алю-миниевых электролизеров: Автореферат дис-сертации на соискание ученой степени канди-дата технических наук. – Запорожье, ЗМИ,1989. – 20 с.


У роботі проведено дослідження впливу хімічного складу графітизованих сталей нашвидкість термоерозійного руйнування. Виконано аналіз мікромеханізму ерозійного руй-нування графітизованих сталей та сірого чавуну, вказано на головні чинники, які вплива-ють на процеси руйнування.

Investigation of the influence of a chemical composition of graphitized steels on rate ofthermochemical erosion has been conducted in the work. Analysis of the micromechanism ofgraphitized steels and grey cast iron has been carried out, the main factors that affect theprocess of destruction have been specified.


# 136 #

УДК 621.891

В. В. Широков, Н. Б. Рацька

ПІДВИЩЕННЯ ЗНОСОСТІЙКОСТІ СПЛАВУ ВН-10ОКСИДУВАННЯМ НА ПОВІТРІ

Досліджено зносостійкість і проаналізовано структуру та топографію поверхневих шарівсплаву ВН-10 після тертя із сталлю 45. За умов сухого тертя ковзання кращі трибо-логічні показники притаманні оксидованому металу в діапазоні температур 350-550 °С.

© В. В. Широков, Н. Б. Рацька 2006 г.

Надійність і довговічність машин та механізмівзалежать від стабільності корозійно-механічниххарактеристик конструкційних матеріалів. Для за-доволення потреб ядерної енергетики, ракетної ікосмічної техніки необхідне застосування і розроб-ка нових матеріалів із задовільним комплексомексплуатаційних характеристик: високою міцністю,технологічністю, стійкістю в умовах випромінення,задовільним опором високотемпературному окис-ленню, а також зносостійкістю та ін [1]. До такихвідносяться сплави на основі ніобію. На сьогоднідеякі їх фізико-механічні властивості встановлені[1-3], але дані щодо трибологічних показниківвідсутні. Вивчення процесу тертя, встановленняйого основних закономірностей, а також вивченнявпливу кисню на механізми зношування ніобію ісплавів на його основі вимагають всебічної уваги.

Мета роботи – дослідити вплив оксидуванняна зносостійкість сплаву ВН-10.

МетодикаДля дослідження застосовувались плоскі зраз-

ки сплаву ВН-10 (38…-45 % мас Ti з домішкамиMo, Zr, Al до 7 %, решта ніобій) розмірами 14×11×1мм виготовлено після прокатки (деформація 75 %)та відпалу при 1100 °С протягом години, а такожоксидовані у печі типу СНОЛ 1.6.2, 5.1/9-И3 в діа-пазоні температур від 300 °С до 800 °С з кроком100 °С. Зразки завантажувались у піч після на-гріву до заданих температур і витримувались про-тягом години. Зносостійкість оцінювали на установцідля випробувань реверсивним тертям без змащу-вання. Знос зразка і контртіла визначали зважуван-ням на аналітичній вазі ВЛА-200М з точністю 10-7

кг. Контртіло – загартована сталь 45. Програма вип-робувань на зношування прийнята наступною:швидкість тертя 30 мм/с, тривалість циклів 60, 120,180 хв; шлях тертя L = 500…...4000 м; навантажен-ня 0,8 кг; номінальна площа контакту aA = 5 мм2.

Результати дослідженьВажливий вплив на процес зовнішнього тертя

мають оксидні плівки, які відіграють роль проміжно-го середовища. Екрануючи контактні поверхні, вонисприяють прояву сил адгезії і не допускають моле-кулярного схоплення поверхонь матеріалів трибо-системи [4]. Оксидні плівки на поверхні металу

присутні практично завжди. Їх товщина, структураі властивості сильно залежать від температури, три-валості і середовища нагрівання, а також відхімічного складу матеріалу. Відомо, що основнимнедоліком ніобію є низький опір окисленню. Ме-ханізм його окислення проходить у три стадії, врезультаті утворюється вищий пористий порошко-подібний оксид -Nb2O5 (напівпровідник n – типуз дефіцитом по кисню). Специфіка властивостей цієїокалини зумовлює переважну дифузію аніонів кис-ню через неї та подальшу реакцію окислення намежі розділу метал-оксид. Тому доцільно легуватиніобій елементами, які сприяють утворенню захис-них поверхневих плівок на робочій поверхні.

Легування елементами, що утворюють твердірозчини заміщення, суттєво впливають на умовирівноваги ніобію з киснем, вони змінюють роз-чинність кисню, швидкість дифузії, склад продуктівреакції і кінетику процесів в цілому. Загальновідо-мо, що оксиди таких елементів, як Ti, Al, Zr, Cr тер-модинамічно стабільні і в багатьох випадках волод-іють високою твердістю та іншими фізико-механіч-ними характеристиками, тому можуть впливати наексплуатаційні показники ніобію. Крім цього, легу-вання ніобію титаном до 45 % сприяє підвищеннюне тільки жаротривкості за рахунок утвореннящільних слабопроникних для кисню плівок, але йпідвищити показники міцності. Найпростіше отриматиоксидні плівки типу рутилу, корунду можна нагріван-ням легованого металу на повітрі. Так, після рядуізотермічних витримок (Т = 500-1100 °С) нами вста-новлено, що на поверхні матеріалу формуєтьсящільна окалина, яка згідно з рентгеноструктурниманалізом [5] складається з оксидів типуTi0,4Al0,3Nb0,3O2 (рутил) і TiNb2O7.

Хіміко-термічна обробка на повітрі суттєво впли-ває на опір зношуванню сплаву (рис. 1) Дослід-ження на зносостійкість за умов сухого тертя ков-занням показали, що на малих базах дослідженнянайвищу зносостійкість має сплав ВН-10 післяокислення на повітрі за температур 400-500 °С (рис.1).


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 137 #

Рис. 1. Зношування сплаву ВН-10 у вихідному стані, післявідпалу при 1100 °С та окислення від 300 °С до 800 °С

Зносостійкість оксидованого сплаву при 400-500°С у 8 разів вища, ніж у вихідному стані після де-формації. Мікротвердість зразків сплаву у вихідно-му стані (деформація 75 %) складає 3,8 ГПа, в зоніфрикційної взаємодії збільшується до 4,7 ГПа після23 год випроб. Профіль поверхні цих оксидованихзразків порівняно з вихідним станом (12 клас шор-сткості) практично не змінюється. На поверхні після50 год випроб тертям спостерігаються залишки ок-сидної плівки у вигляді забарвлених острівців (рис.2, б).

Інтенсивність зношування сплаву відпаленогопри 1100 °С є найбільшою і становить 0,04 кг/м2

після тертя протягом 23 год, а для оксидованогозразка при 500 °С – 0,0025 кг/м2.

Відомо, що процес тертя проходить у три ета-пи: 1 – початковий, або етап припрацювання по-верхонь, 2 – усталене зношування (прямолінійнаділянка), 3 – процес різкого зростання швидкостізносу (стадія катастрофічного руйнування повер-хонь тертя). Встановлено, що для всіх досліджу-

Рис. 2. Мікроструктури з поверхонь тертя сплаву ВН-10:а – після 25 год тертя (вихідний стан); б – 50 год (окис-

лення при 500 °С)

а

б

ваних зразків, незалежно від режимів обробки, ус-талений етап наступає після 9 год випроб. До цьо-го відбувається інтенсивне згладжування мікроне-рівностей і хвилястості контактуючих поверхонь,виникнення нового, відносно рівноважного експлу-атаційного мікрорельєфу. В процесі припрацюван-ня швидкість зношування поступово зменшуєтьсяі досягає певного постійного значення, якому відпо-відає процес усталеного зношування. Цей процесхарактерний для оксидованих зразків за темпера-тур 500 °С, 600 °С протягом 50 год тертя. За вста-новленого зношування відбувається деформуван-ня, руйнування і неперервне відтворення на окре-мих ділянках поверхневого шару з максимальни-ми опірними властивостями. Накопичення пошкод-жуваності, прискорює зношування і призводить доінтенсивного руйнування (третій етап), якому відпо-відає наростання швидкості зношування (рис. 1,крива оксидованого зразка за температури 300 °С іу вихідному стані).

Руйнування поверхонь відбувається мікро-дря-панням – втиснута ділянка поверхні або частинкапри ковзанні відтісняється або підминає під себематеріал, залишаючи подряпини. Як правило, мікро-подряпини паралельні шляху ковзання (рис. 2, а).Між ними міститься матеріал, який піддавався бага-торазовій пластичній деформації і багаторазовомунаклепу, тобто передеформуванню. Продукти зно-шування порошкоподібні.

Зношування істотно залежить від структури ма-теріалу. Так, у вихідному стані після деформації 75% метал знаходиться в структурно-нестабільномустані і зерна однаково орієнтовані, сплющені. Післявідпалу при 1100 °С проходять процеси рекристал-ізації, в зернах сплаву ВН-10 зафіксовані виділен-ня вторинної фази – розмиті круглі включення, гра-ниці зерен розширюються. Мікротвердість поверхніпісля відпалу – 3,40 ГПа, а після тертя – 4,9 ГПа.

Після окислення на повітрі проходять процесине лише рекристалізації, але й дифузії кисню, утво-рення оксидних плівок. Так, після окислення наповітрі за температур 400-500 °С оксидні шари напоперечних шліфах не розрізняються, поверхняматеріалів отримує фіолетове забарвлення, алеметалографічні дослідження окислених зразків при600 °С і 800 °С показали, що зерна набувають різноїформи, всередині зерен виділяються круглі вклю-чення, збільшується товщина оксидної плівки (рис.3).

На рис.4 наведена крива, яка характеризуєінтенсивність зношування сплаву протягом годинив залежності від температури окислення на повітрі.Встановлено, що задовільна зносо-стійкість спла-ву досягається в діапазоні температур 350-550 °С.


# 138 #

а

б

Рис. 3. Мікроструктурні особливості сплаву ВН-10 післяокислення на повітрі за температур: а – 600 °С; б – 800 °С

Рис. 4. Зношування сплаву в залежності від температуриокислення на повітрі.

Таблиця – Коефіцієнти інтерполяційних рівнянь для інтенсивності зношування зразків сплаву ВН-10

Исследована износостойкость и проанализированно состояние поверхности сплаваВН-10 после трения со сталью 45. В условиях сухого трения скольжения лучшие три-бологические показатели имеет сплав, оксидированный в интервале температур 350-550°С.

The friction properties and wear-resistance of alloy ВН-10 after friction with steel 45 have beeninvestigated. The best tribological results nave been obtained after oxidation of alloy at thetemperature 350-550 °С.

Для визначення оптимальних температурно-ча-сових діапазонів процесу зношування ВН-10 навеликих базах дослідження та прогнозування екс-периментально отриманих значень інтенсивностізношування проводили відповідні розрахунки, щобазувались на застосуванні чисельних розв’язківна ПК (програма Excel).

Початковий етап зношування описуєтьсялінійним рівнянням baxy += , а другий – логариф-мічним 11 ln bxay += . Поправочні коефіцієнти a, b,a1, b1 наведені в таблиці.

ВисновкиПри окисленні на повітрі поверхня сплавів типу

ВН покривається складною за будовою і складом,відносно щільною та твердою окалиною, яка скла-дається з оксидів близьких за стехіометрією доTi0,4Al0,3Nb0,3O2 (рутил) і TiNb2O7. Оптимальнийдіапазон температур окислення сплаву з метоюпокращення трибологічних властивостей за сухоготертя становить 350-550 °С протягом години.


1. Савицкий E.М., Бурханов Г.С. Металловедениетугоплавких металлов и сплавов. – М.: Наука,1967. – 323 с.

2. Тугоплавкие металлы и сплавы. / Под ред. Г.С,Бурханова, Ю.В. Уфимова. – М.: Металлургия,1986. – 251с.

3. Костецкий Б.И., Носовский И.Г. Износостой-кость и антифрикционность деталей машин. –К.: Техника, 1969. – 168 с.

4. Грудев А.П., Зильберг Ю.В., Тилик В.Т. Тре-ние и смазка при обработке металлов давле-нием. Справочник. – М.: Металлургия, 1982.

– 311 с.5. Широков В.В., Рацька Н.Б. Окислення сплаву

TiNb − та його вплив на зносотривкість. // Эф-фективность реализации научного ресурсного ипромышленного потенциала в современныхусловиях. Материалы Шестой юбилейной Про-мышленной конференции с международнымучастием и блиц выставки, 20-24 февраля 2006г., п. Славское "Карпаты", С. 215-218.



ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 139 #

УДК 620.168.001

С. Т. Милейко, В. И. Глушко

ПРОЧНОСТЬ ЖАРОПРОЧНЫХ КОМПОЗИТНЫХОКСИДНЫХ ВОЛОКОН

Оксидные волокна нового типа обещают определенные надежды в качестве армиру-ющего средства для получения волокнистых композитов. Волокна имеют композитнуюструктуру и могут быть получены из расплава с использованием относительно про-стой технологической схемы. Прочность при комнатной температуре таких волоконопределена путем нагружения композитных образцов с металлической матрицей и еди-ничным волокном. Далее используется сравнение кривых деформирования этих образ-цов и кривых деформирования матрицы. Показано, что прочность волокна на длинах,типичных для композитов с металлической матрицей, составляет примерно 1000 МПа.

© С. Т. Милейко, В. И. Глушко 2006 г.

Монокристаллические оксидные волокна [1],будучи жаропрочными, имеют естественные огра-ничения, если их рассматривать в качестве арми-рующего средства для жаропрочных композитов[2]. Ползучесть таких волокон при относительнонизких температурах [3] ограничивает рабочую тем-пературу соответствующих материалов. Кроме того,если такого типа волокна выращиваются из распла-ва с использованием технологии Степанова [4], – ив этом случае оказываются удобными для получе-ния композитов жидкофазными технологическимиметодами, – они, по-видимому, оказываются слиш-ком дорогими для реального использования.

Следовательно, композитная структура волок-на доставляет очевидные преимущества волокнам[3]. Новый тип композитных волокон на базе окси-дов, патентуемых в настоящее время, делает об-надеживающим достижение цели получения жа-ропрочных композитов.

Реальное использование жаропрочного матери-ала требует определения большого количествасвойств этого материала. Предварительная оцен-ка таких механических свойств композита как проч-ность, трещинностойкость, ползучесть и длитель-ная прочность должна производится главным об-разом расчетным путем. Это можно сделать, толь-ко если использовать как надежные механическиемодели, так и соответствующие входные парамет-ры, характеризующие компоненты материала.

Модель разрушения композита с металличес-кой матрицей и хрупким волокном, описанная в [1,5], может быть использована для определения проч-ности ∗σ композитов:

, (1)

где fp )( ** lfσ – средняя прочность волокна накритической длине l*, получающаяся путем после-довательных обрывов волокна в матрице, *

mσ – кри-

тическое напряжение в матрице, α – константа, νfи νm – объемные содержания волокна и матрицы.

Обычная процедура определения fp )( ** lfσ ,включает либо прямое измерение прочности волокнразличной длины, либо оценку разброса прочнос-ти волокон постоянной длины, и затем, в предпо-ложении справедливости Вейбулова распределе-ния прочности волокна, определение масштабнойзависимости прочности волокна (см., например,[6]). Такие подходы имеют недостаток, если опре-деленная на их основе прочность волокна исполь-зуется для расчетной оценки прочности компози-та. В частности, масштабная зависимость прочно-сти, полученная одним из этих методов, не обяза-тельно совпадает с масштабной зависимостью, фи-гурирующей в (1), поскольку последняя зависи-мость определяется удалением из игры дефектовволокна, существующих в некоторой определен-ной окрестности обрывов волокна. Следовательно,величина константы α должна выбираться по су-ществу, подгонкой тангенса угла наклона кривой

)(*fvσ , соответствующей (1), определенному на-

бору экспериментальных данных. Поэтому дляисследуемых волокон соответствующая техникаоказывается непригодной, а естественно, выбор впользу испытания композитных образцов с единич-ным волокном оказывается неизбежным. Такаяпроцедура может быть очень похожей на ту, кото-рая обычно называется "изучением фрагментацииволокна" [7], хотя такого типа испытание обычноиспользуется для определения прочности грани-цы раздела.

Предложеная схема определения прочностиволокна основывается на сравнении кривой дефор-мырования неармированной металлической матри-цы и той же самой матрицы, содержащей единич-ное волокно. В первом варианте схемы это срав-нение дает зависимость прочности волокна от сред-ней эффективной длины волокна, остающейся в


# 140 #

композите после серии обрывов. Процедура даеттакже среднюю величину прочности границы раз-дела. В дополнение к этому варианту может бытьиспользована также его модификация , в которойнеобходимо знание прочности границы раздела,полученой, например, в обычном испытании на вы-дергивание волокна [8].

Во втором варианте схемы исходные данныеиспользуются для подбора статистических пара-метров прочности волокна, наилучшим образомописывающих масштабную зависимость прочнос-ти волокна, претерпевающего последовательныеобрывы в композите.

Образцы с единичным волокном для всех этихиспытаний имели медную матрицу, Все образцыбыли получены диффузионной сваркой при темпе-ратуре 600 °С, давлении 80 МПа и времени 30 мин.Образец с единичным волокном, средний диаметркоторого 0,38 мм, имеет рабочую длину 35 мм,объемное содержание волокна – около 5 %. Тол-щина образца около 0,5 мм, поверхность образцаполируется для того, чтобы можно было визуальнонаблюдать обрывы волокна.

В процесе испытаний на растяжение после каж-дого обрыва волокна, регистрируемого по соответ-ствующему звуку, поверхность образца фотогра-фируется. Пример заключительной картины и пос-ледовательность обрывов волокна в образце пока-заны на рис. 1.

Образцы для испытаний на фрагментацию име-ют тот же вид и те же размеры.

Испытания на растяжение проведены на отно-сительно жесткой машине, для того, чтобы, исполь-зуя обычный динамометр, и подавая его сигнал наY-вход двухкоординатного самописца, зарегистри-ровать падения нагрузки, соответствующие обры-вам волокон.

Примеры исходных кривых деформированияматрицы и композита показаны на рис. 2, 3.

1 Определение характеристик зависимос-ти прочности волокна от эффективной длины

Для того чтобы следить за реальным развитиемсобытий в композите в процессе его нагружения,представляется естественным оценивать напряже-ние в волокне в момент его обрыва и соотноситьвеличину полученной прочности к длине волокна,находящейся под максимальной нагрузкой.

Мы начнем с анализа зависимости прочностиволокна от эффективной длины волокна. Далее мыпредставим экспериментальные данные, получен-ные на серии волокон.

2 Анализ

Пусть полная длина волокна до нагружения есть

1L . С ростом приложения нагрузки напряжение наволокне fσ достигает величины наименьшей проч-

Рис. 1. Поверхность образца после испытаний

ности волокна, например )( 1* Lfσ , на длине волок-

на. Предположим что первый обрыв при )1(ff σ=σ

возникает в точке x1. Тогда 0)( 1 =σ x и вокруг точ-ч-

ки x1 возникает некоторая зона, где )1(ff σσ p .

Предполагая, как обычно, что касательное на-пряжение τ однородно распределено на поверх-

ности раздела по длине 2l по обе стороны от точ-

ки обрыва, получим


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 141 #

, (2)

где S и s – площадь поперечного сечения и пери-метр волокна.

Таким образом, после первого обрыва волокна

. (3)

Если точка x1 с равной вероятностью можетпопасть в любую точку на длине L1, тогда средняядлина, вырезанная из полной длины первым обры-вом волокна, будет

Рис. 2. Кривая деформирования матрицы

Рис. 3. Кривая деформирования композита

С дальнейшим ростом приложения нагрузкивырезанная длина растет в соответствии с (2), на-

пряжение fσ достигает следующей критической

величины ( )2fσ , а вырезанная длина накануне вто-

рого обрыва достигает величины

.

Таким образом, второй обрыв волокна имеетместо на средней длине

.

Аналогично

и

, (4)

если 1/ −nn Ll <<1. Заметим, что nl зависит от ( )nfσ .

Мы будем теперь называть длину nL эффектив-ной остающейся длиной или просто эффективнойдлиной.

Предположим теперь, что кривая деформирова-ния матрицы дается кривой σ ( ) и модуль Юнга

волокна есть fE . Для определения ( )nfσ с исполь-

зованием экспериментальных данных такого типанеобходимо принять во внимание, что средняядеформация на кривой деформирования компози-та не совпадает с деформацией матрицы в том по-перечном сечении образца, где должен произойтиобрыв волокна, поскольку имеется концентрацияпродольной деформации в матрице в окрестностисуществующего обрыва волокна. Для оценки не-обходимой деформации используется соответству-ющаяя процедура последовательных приближе-ний.

Если напряжения на композите в момент n-го об-рыва волокна есть ( )nσ и i-ое приближение для на-

пряжения в волокне есть ( ) inf

,σ , то

,

и мы имеем . Следовательно,

.

Следующий шаг вычислений дает длину волок-на Ln, соответствующую n-му обрыву волокна.Выберем в качестве нулевого приближения вели-чину прочности границы и далее будем следо-


# 142 #

вать процедуре, даваемой соотношением (4).Определение прочности волокна соотносит ве-

личину прочности к средней критической длине *lсоотношением

, (5)

где Sl – средняя длина фрагмента в конечном со-стоянии образца, коэффициент 4/3 учитывает рас-пределение величины Sl между 2*l и Sl .

Очевидно, полученные таким образом данныедают низкий предел прочности, поскольку фрагмен-ты волокна в заключительном состоянии не могутнагружаться до разрушения, Это объясняет отно-сительно низкие величины прочности, зарегистри-

рованные в этих испытаниях, а именно < **lσ > =

355 МПа для образца №17 и 499 МПа для образца№ 23.

Если наибольшая величина n есть N, то мывычисляем зависимость ( )τNL . Эта зависимость

имеет либо точку ( ) 0** =τNL , либо

( )τ=τ NN

LL min** . Величина *τ , полученная таким

образом, считается прочностью границы раздела.

Свойства волокон

Зависимости прочности волокна от эффектив-ной длины волокна в композите представлены нарис. 4. Следует заметить, что после того, как наи-более грубые дефекты на большой длине волокнасработали, дальнейший процесс обрывов идет та-

ким образом, что зависимость )( nnf Lσ может быть

аппроксимирована степенной функцией.Все испытания волокна взяты из одной партии.

Поскольку эта партия была экспериментальной,структура волокна изменялась от образца к образ-цу. Это приводит к изменению объемного содер-жания молибдена в волокнах. Будучи одной из

Рис. 4. Зависимость прочности волокна от эффективной длины волокна в композите

причин разброса прочности волокон, это обстоя-тельство в то же время доставляет возможностьполучения зависимости прочности волокна от со-держания молибденовой проволоки в волокне, рис.5. Следует обратить внимание на разницу в вели-чинах прочности крупногабаритных образцов, со-держащих те же компоненты, рис. 6, и волокон (рис.5), которая может быть объяснена масштабным фак-тором.

Испытания на фрагментацию волокон,скомбинированные с испытаниями на вытя-гивание

Обычно испытания на фрагментацию комбини-руются с данными по прочности волокна и имеютцелью определение прочности границы раздела.Исходя из сделанного выше замечания относитель-но условной справедливости характеристик проч-ности волокна, полученных путем испытания от-дельных волокон, мы определяем прочность гра-ницы раздела в нормальном испытании на вытяги-вание и затем используем испытание на фрагмен-тацию для определения характеристик прочностиволокна.

Используется обычная процедура с длиной во-локна, заделанной в матрицу, между 1,0 и1,5 мм. В этой серии было испытано 10 образцов. Впредположении однородного распределения касатель-ных напряжений на границе раздела определена ве-

личина =τ* 28,0 6,3± МПа.Образцы для испытания на фрагментацию име-

ют тот же вид и те же размеры, что и описанныевыше. Последовательность обрывов волокна вдвух образцах (№17 ) иллюстрируется на рис. 1.

Сравнение предварительных результатов испы-таний композитов при комнатной и высоких темпе-ратурах с прочностью при комнатной температуренового типа оксидных волокон укрепляет надеждуполучения жаропрочных композитов с металличес-кой матрицей. Модификация испытания на фрагмен-


ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 143 #

тацию волокна дает возможность получения надеж-ных характеристик прочности волокна в композите.


1. Mileiko,S.T., Oxide fibres, in: Strong Fibres,Watt,W.W. and Perov,B.V. (eds.), Norh-Holland,Amsterdam (1985), 87-114.

Рис. 5. Зависимость прочности волокна при комнатнойтемпературе от содержания молибденовой проволоки в

волокне

Рис. 6. Зависимость прочности композита (крупногаба-ритные образцы) от объемного содержания волокна.

Экспериментальные точки Al2O3+Zr02+Mo

2. Mileiko,S.T., and Kazmin, V.I., Crystallization offibres inside of matrix-a new way of fabrication ofcomposites. J. Mater. Science 27 (1992), 2165-2172.

3. Mileiko,S.T., and Kazmin, V.I., Structure andmechanical properties of oxide fibre reinforcedmetal matrix composites produced by the internalcrystallization method, Comp. Sci. & Tech. 45(1992) 209-220.

4. LaBelle,H,E., Jr. and Mlavsky, A.I., Growth ofsapphire filaments from the melt. Nature,216(1967), 574-575.

5. Mileiko,S.T., Fabrikation of metal-matrixcomposites, in: Fabrikation of Composites, Kelly,A. and Mileiko,S.T., (eds), North Holland,Amsterdam (1983), 221-294.

6. Street, K.N., and Ferte, J.P., On the strength-length dependence of boron fibres, in: Proc. ICCM-1, Scala,E., Anderson,E., Toth,I., Noton, B.R.,(eds.), Vol.!, The Metallurgical Soc. of AIME, NewYork, (1975), 137.

7. Figueroa,J.C., Carney,T.E., Schadler,L.S., andLaird ,C, Micromechanics os single filamentcomposites. Composites Sci and Tech., 42(1991), 77-101.

8. Desarmot, G., and Favre,J.-P., Advances in pull-out testing and data analysis. Composites Sciand Tech., 42 (1991), 151-187.

9. Kelly, A., and Tyson,W.R., Tensile properties offibre reinforced metals: copper/tungsten andcopper/molybdenum. J. Mech. Phys. Solids, 13(1965), 329-350.


Оксидні волокна нового типу обіцяють певні надії як армувальний засіб для одержан-ня волокнистих композитів. Волокна мають композитну структуру и можуть бутиодержані із розплаву з використанням відносно простої технологічної схеми. Міцністьпри кімнатній температурі таких волокон визначено шляхом навантаження композит-них зразків з металевою матрицею та одиничним волокном. Далі використовуєтьсяпорівняння кривих деформування цих зразків кривими деформування матриці. Показано,що міцність волокна на довжинах, типових для композитів з металевою матрицею,складає приблизно 1000 МПа.

The new type oxide fibres promise certain hope as arming means for obtaining the fibrecomposites. Fibres have composite structure and can be obtained from the melt using relativelysimple technological scheme. Strength at room temperature is defined by loading compositespecimens with metal matrix and singular fibre. Then the comparison of deformation curves ofthese specimens and matrix is used. It is shown that the strength of fibre at lengths that aretypical for composites with metal matrix makes approximately 1000 MPa.

# 144 #

АВТОРЫ НОМЕРА

Акимов И.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры тех-нологии металлов, Запорожский национальный тех-нический университет

Афонин В.О.Ассистент кафедры металлорежущих станков и ин-струментов, Запорожский национальный техничес-кий университет

Бабенко О.Н.Инженер-конструктор ГП ЗМКБ "Прогресс", г.Запорожье

Бобицкий Я.В.Доктор технических наук, профессор, заведующийкафедрой фотоники, Национальный университет"Львовская политехника", кафедра фотоники, г.Львов

Богуслаев А.В.Кандидат технических наук, ведущий инженер,ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Богуслаев В.А.Доктор технических наук, профессор, председательправления, президент ОАО "Мотор Сич", г.Запорожье

Бабич А.В.Студент, Запорожский национальный техническийуниверситет

Бажмина Э.А.Старший преподаватель кафедры "Начертательнаягеометрия и черчение", Запорожский нацио-нальный технический университет

Басов Ю.Ф.Главный конструктор, ОАО "Мотор Сич",г. Запорожье

Бялик Г.А.Кандидат технических наук, ведущий научный со-трудник кафедры "Машины и технология литейно-го производства", Запорожский национальный тех-нический университет

Васютин Е.В.Аспирант, кафедра микроэлектроники и полупро-водниковых приборов, Запорожский национальныйтехнический университет

Верещаго Е.Н.Кандидат технических наук, ведущий научный со-трудник, кафедра сварочного производства, Наци-ональный университет кораблестроения имени ад-мирала Макарова, г. Николаев

Волков И.В.Научный сотрудник НИЛ САПР кафедры "ТМ" ме-ханического факультета, ВНУ им. Владимира Даля,г. Луганск

Гейкин В.А.Доктор технических наук, профессор, директор НИИтехнологии и организации производства двигате-лей (НИИД) ФГУП "ММПП "Салют", г. Москва

Глушко В.И.Кандидат технических наук, доцент кафедры дета-лей машин и подъемно-транспортных механизмов,декан машиностроительного факультета, Запорож-ский национальный технический университет

Гожий С.П.Кандидат технических наук, доцент кафедры ме-ханики пластичности материалов и ресурсосбере-гающих процессов, НТУУ "КПИ", г. Киев

Гонтаренко В.И.Доктор технических наук, профессор кафедры "Ма-шины и технология литейного производства", За-порожский национальный технический университет

Грибков Э.П.Кандидат технических наук, старший преподава-тель, Донбасская государственная машинострои-тельная академия, г. Краматорск

Данильченко Д.В.Аспирант, кафедра прикладной математики, Запо-рожский национальный технический университет

Дегтярева Ю.Ю.Магистрант кафедры "ТМ" механического факуль-тета, ВНУ им. Владимира Даля, г. Луганск

Демкович И.В.Старший преподаватель, Национальный универси-тет "Львовская политехника", кафедра фотоники, г.Львов

Демура А.Л.Ведущий инженер, Днепропетровский нацио-нальный университет

Довгуник В.М.Кандидат технических наук, старший научный со-трудник, отдел №11, Физико-механический инсти-тут НАН Украины, г. ЛьвовДубровин В.А.Кандидат технических наук, доцент кафедры про-граммных средств, Запорожский национальный тех-нический университет

ISSN 1727-0219 bе“2…,* ä",ã=2еëе“2!%е…, 1 4/2006 # 145 #

Жеманюк П.Д.Кандидат технических наук, технический директорОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Задорожная К.Р.Инженер I категории, отдел №11, Физико-механи-ческий институт НАН Украины, г. Львов

Замковой В.Е.Кандидат технических наук, гл. металлург ГП ЗМКБ"Прогресс", г. Запорожье

Зиличихис С.Д.Начальник бюро отдела главного технолога, ГПЗМКБ "Прогресс", г. Запорожье

Ивченко Д.В.Кандидат технических наук, инженер-конструктор2 категории, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запорожье

Ивщенко Л.И.Доктор технических наук, профессор, директор Маши-ностроительного института, зав. кафедрой металлоре-жущих станков и инструментов, Запорожский нацио-нальный технический университет

Карась Г.В.Инженер ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Качан А.Я.Доктор технических наук, профессор, заведующийкафедрой технологии авиационных двигателей,Запорожский национальный технический универси-тет

Коваленко А.И.Инженер-конструктор 2 категории, ГП ЗМКБ "Про-гресс", г. Запорожье

Кондратюк Э.В.Главный технолог, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запоро-жье

Кореневский Е.Я.Кандидат технических наук, профессор кафедрытехнологии авиационных двигателей, Запорожскийнациональный технический университет

Корогод О.А.Инженер, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запорожье

Коротун А.В.Аспирант, кафедра микроэлектроники и полупро-водниковых приборов, Запорожский национальныйтехнический университет

Костюченко В.И.

Аспирант, кафедра сварочного производства, На-циональный университет кораблестроения имениадмирала Макарова, г. Николаев

Кресанов Ю.С.Кандидат технических наук, зам. главного метал-лурга, ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Кришталь Н.П.Инженер-технолог, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запоро-жье

Леонтьев В.А.Начальник бюро, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запоро-жье

Лубенская Л.М.Кандидат технических наук, доцент кафедры "ТМ"механического факультета, ВНУ им. ВладимираДаля, г. Луганск

Лукьяненко О.Л.Инженер ИЦ ОКУ, ОАО "Мотор Сич", г. Запоро-жье

Мажейко А.И.Кировоградский национальный технический уни-верситет

Макарчук И.И.Студент, Запорожский национальный техническийуниверситет

Малышева В.Г.Инженер, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запорожье

Маркович С.И.Кировоградский национальный технический уни-верситет

Мастиновский Ю.В.Кандидат технических наук, зав. кафедрой приклад-ной математики, Запорожский национальный тех-нический университет

Милейко С.Т.Доктор технических наук, профессор, зав. лабора-торией армированных систем, Институт физики твер-дого тела РАН

Миронова Н.А.Аспирант кафедры программных средств, Запорож-ский национальный технический университет

Мозговой С.В.Инженер ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

# 146 #

Мурашко В.В.Ведущий специалист управления главного метал-лурга, ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Наумик В.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры ма-шин и технологии литейного производства, Запо-рожский национальный технический университет

Николаенко А.П.Аспирант кафедры "ТМ" механического факульте-та, ВНУ им. Владимира Даля, г. Луганск

Овчинников А.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры ме-ханики, Запорожский национальный техническийуниверситет

Онуфриенко В.М.Доктор физ.-мат наук, профессор кафедры высшейматематики, Запорожский национальный техничес-кий университет

Павленко Д.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры тех-нологии авиационных двигателей, Запорожскийнациональный технический университет

Петрик И.А.Главный сварщик, ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Петров С.А.Начальник бюро управления главного технологаОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Петровска Г.А.Старший преподаватель, Национальный универси-тет "Львовская политехника", кафедра фотоники, г.Львов

Погосов В.В.Доктор физ.-мат. наук, профессор кафедры микро-электроники и полупроводниковых приборов, За-порожский национальный технический университет

Поклад В.А.Кандидат технических наук, главный инженерФГУП "ММПП "Салют", г. МоскваПохмурская А.В.Кандидат технических наук, старший научный со-трудник, институт композиционных материалов, г.Хемниц, Германия

Похмурский В.И.Доктор технических наук, профессор, зам. дирек-тора, Физико-механический институт НАН Украины,г. Львов

Пухальская Г.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры тех-нологии машиностроения, Запорожский нацио-нальный технический университет

Рацкая Н.Б.Кандидат технических наук, Физико-механическийинститут им. Г.В. Карпенко НАН Украины, г. Львов

Рягин С.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры ме-ханики, Запорожский национальный техническийуниверситет

Савченко В.А.Ассистент кафедры технологии металлов, Запорожс-кий национальный технический университет

Селиверстов А.Г.Старший инженер, ОАО "Мотор Сич", г. Запорожье

Сирак Я.Я.Инженер I категории, отдел №11, Физико-механи-ческий институт НАН Украины, г. Львов

Студент М.М.Кандидат технических наук, старший научный со-трудник, отдел №11, Физико-механический инсти-тут НАН Украины, г. Львов

Титов А.В.Аспирант, кафедра механики пластичности мате-риалов и ресурсосберегающих процессов, НТУУ"КПИ", г. Киев

Торба Ю.И.Инженер, ГП ЗМКБ "Прогресс", г. Запорожье

Фельдшер И.Ф.Аспирант, кафедра сварочного производства, На-циональный университет кораблестроения имениадмирала Макарова, г. Николаев

Шалапко Ю.И.Кандидат технических наук, доцент кафедры ма-шиноведения, Хмельницкий национальный универ-ситет

Шапар Б.И.Директор фирмы "Лазерные и вакуумные техноло-гии", г. Черкассы

Шарапова О.Б.Физико-механический институт НАН Украины, г.Львов

Шаронова Н.И.Кандидат технических наук, заместитель директо-ра НИИ технологии и организации производствадвигателей (НИИД) ФГУП "ММПП "Салют", г. Мос-


ква

Шевченко А.В.Аспирант, Приазовский государственный техничес-кий университет, г. Мариуполь

Шевченко В.Г.Кандидат технических наук, зав. кафедрой меха-ники, Запорожский национальный технический уни-верситет

Широков В.В.Доктор технических наук, старший научный сотруд-ник, Физико-механический институт им. Г.В.Карпенко НАН Украины, г. Львов

Штанько П.К.Кандидат технических наук, доцент кафедры ме-

ханики, Запорожский национальный техническийуниверситет

Яковлев А.Ю.Аспирант кафедры технологии металлов, Запорож-ский национальный технический университет

# 148 #

Оригінал-макет підготовлено в редакційно-видавничих відділах ЗНТУ і ВАТ "Мотор Січ"Комп’ютерна верстка Н. О. СавчукКоректори О. Г. Сахно

Передрукування матеріалів тільки з дозволу редакціїПри використанні матеріалів посилання на журнал є обов’язковимМатеріали публікуються мовою оригіналуРукописи, фотокартки та носії інформації не повертаються

Здано до друку 2006 р. Папір Xerox 80 г/м2, видавнича система DocuTech-135, зам. накл.Надруковано видавничим комплексом ВАТ "Мотор Січ"Україна, 69068, Запоріжжя, вул. 8 Березня, 15, тел. (0612) 61-42-49, 61-49-55

Вісник двигунобудування №4(14)/2006науково-технічний журнал

Головний редактор д-р техн. наук Ф. М. МуравченкоЗаст. гол. редактора д-р техн. наук О. Я. Качан

д-р техн. наук О. I. Долматов

c--star-as d-Вестник конф06(2)-journal.zntu.edu.ua/vd/files/vd42006/vd(4)_2006.pdf ·...

Documents