C--star-as d-ВД1 09-ВД1 09journal.zntu.edu.ua/vd/files/VD12009/VD(1)_2009.pdf · 2009-12-14 · Муравченко Ф.М. Гл. редактор, д-р техн . наук,

ВЕСТНИК №1ДВИГАТЕЛЕСТРОЕНИЯ 2009

НАУЧНО—ТЕХНИЧЕСКИЙ ЖУРНАЛ

Выходит два раза в год

Входит в список научных профессиональных изданий Украины, в которых могут публиковаться результаты диссертационных работ

на получение научных степеней доктора и кандидата технических наук

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

ЗапорожьеОАО «Мотор Сич»

2009 г.

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

издаетсяс 2002 г.

ISSN 1727-0219

Уважаемые авторы публикаций!

Журнал отражает достижения науки и техники предприятий и организаций Украины и зарубежныхстран в области двигателестроения, публикует разработки ведущих специалистов и ученых, направленныена совершенствование производства и повышение качества продукции, а также статьи потенциальных со-искателей ученых степеней и званий.

Статьи и сообщения будут формироваться по следующим рубрикам:

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

Шановні автори публікацій!

Журнал відображає досягнення науки і техніки підприємств та організацій України і зарубіжних країн вгалузі двигунобудування, публікує розробки провідних спеціалістів та вчених, спрямовані на вдосконаленняі підвищення якості продукції, а також статті потенціальних здобувачів степенів і звань.

Статті та повідомлення будуть формуватися за наступними рубриками:

• Загальні питання двигунобудування • Технологія виробництва і ремонту• Конструкція і міцність • Конструкційні матеріали• Складання і випробування • Стандартизація і метрологія• 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, scientificinstitutions 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 • Structural materials• Assembling and trials • Standartization and metrology• Operation, reliability, service life • Ecology

Материалы номера рекомендованы к публикации Ученым Советом Запорожского национального тех-нического университета (протокол № 7 от 02.02.2009 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, Н. А. Савчук, А.А. Баранник

© ЗНТУ© НАУ им. Жуковского «ХАИ»© ОАО «Мотор Сич»

Члены редакционной коллегии:

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

чл.-кор. АН Украины

Качан А.Я.Зам. гл. редактора,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

Богуслаев В.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

Дмитриченко Н.Ф. д-р техн. наук

Мовшович А.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

Члены редакционной коллегии

— 4 —

Для сведения авторов

Условия публикации:

Научно-технические и производственные статьи, планируемые к опубликованию в нашем издании, утверждаются наредакционной 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; формулирование целейстатьи (постановка задания); изложение основного материала исследования с полным обоснованием результатов;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, название статьи,инициалы и фамилия авторов, полное название учреждения, в котором работают авторы, текст статьи (с подписямиавторов 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. Термины иобозначения технических параметров следует употреблять в соответствии с нормами Госстандарта, а единицы измерения —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 —12 пт, 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 видеотдельных графических файлов изображения. Для графиков и чертежей (двубитных файлов) плотность изображениядолжна составлять 300 dpi (формат TIFF), для фотографий — 200—240 dpi (формат JPG, ЕРS, ВМР). Не допускается вставкарисунков в файл статьи непосредственно из прикладных программ (AutoCAD, Excel и т.п.), минуя графический формат.Для четкого воспроизведения изображения при печати толщина линий не должна быть меньше, чем 0,1 мм. Наличиеподрисуночной надписи обязательно. При наличии дополнительных обозначений, или нескольких изображений, их объяс-няют в подрисуночной надписи.

• Таблицы должны содержать только необходимую информацию, быть лаконичными и максимально понятными.Возле обозначений параметра необходимо указать его размерность. Размер шрифта таблицы должен составлять 10 пт.Ширина таблицы не должна превышать 80 мм (размер колонки). В отдельных случаях разрешается делать таблицышириной 170 мм.

• Перечень литературы в конце рукописи на языке оригинала приводится в соответствии с последовательной ссыл-кой на работы в тексте и требованиями действующих норм. Ссылка на литературу в тексте нумеруется арабскими цифра-ми в прямых скобках.

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

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 № 1/2009 — 5 —

СОДЕРЖАНИЕ

ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ДВИГАТЕЛЕСТРОЕНИЯ

Богуслаев В.А., Бабенко О.Н., Олейник А.А., Павленко Д.В., Кореневский Е.Я.ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ЧАСТОТ СОБСТВЕННЫХ КОЛЕБАНИЙ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРАВЫСОКИХ ФОРМ ПРИ РЕГУЛИРОВАНИИ ЧАСТОТЫ ОСНОВНОГО ТОНА ....................................... 10

Михайленко А.Н., Соколовский В.И., Клименко С.А., Ильин А.В.ЭЛЕКТРОЗАПУСК ГАЗОТУРБИННОГО ПРИВОДА ДЛЯ ГАЗОПЕРЕКАЧИВАЮЩЕГОАГРЕГАТА И ГАЗОТУРБИННОЙ ЭЛЕКТРОСТАНЦИИ ............................................................................... 15

Долматов Д.А., Кукурудза А.В., Куковякин В.В.СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЙ ТЕЧЕНИЯ ГАЗООБРАЗНОЙ СРЕДЫС ТВЕРДЫМИ ЧАСТИЦАМИ ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ГРАНИЧНЫХ СТРУКТУР ......................................... 19

Мазін В.О.ІНДУКТОРНЕ ГАЛЬМО ДЛЯ СТЕНДОВИХ ІСПИТІВ ТЕПЛОВИХ ДВИГУНІВ:МЕТОД ТЕПЛОВОГО РОЗРАХУНКУ ................................................................................................................ 25

Кулагин С.Н., Дробот А.В., Дубовик Л.Г.ЛОКАЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЛАЗМЫ И УРОВЕНЬ КОЛЕБАНИЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГОПОЛЯ В ХОЛЛОВСКОМ ДВИГАТЕЛЕ ПРИ ИЗМЕНЕНИИ ПРОВОДИМОСТИ СТЕНОКРАЗРЯДНОЙ КАМЕРЫ ........................................................................................................................................ 28

Кубіч В.IІ., Iвщенко Л.Й.ДО ПИТАНЬ ФІЗИЧНОГО МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИ ТРИБОЗ’ЄДНАННЯ«ШИЙКА-ПОКРИТТЯ-ВКЛАДИШ» ................................................................................................................. 32

Шереметьев А.В.ОБ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ОПТИМАЛЬНОСТИ ВЕЛИЧИНЫ РЕСУРСА АВИАЦИОННЫХ ГТД .......... 36

Долматов Д.А.ТОПОЛОГИЯ РАДИАЛЬНОГО ЗАЗОРА РАБОЧИХ КОЛЕС ОСЕВОГО КОМПРЕССОРА .................... 41

КОНСТРУКЦИЯ И ПРОЧНОСТЬ

Кравчук Л.В., Куриат Р.И., Буйских К.П., Задворный Е.А., Киселевская С.Г.ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМОВ ТЕРМОУСТАЛОСТНОГО ПОВРЕЖДЕНИЯ МАТЕРИАЛОВС ПОКРЫТИЯМИ ДЕТАЛЕЙ ГТД ..................................................................................................................... 45

Михайленко А.Н., Прибора Т.И.ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТОЛЩИНЫ ОБОЛОЧКИ ВАЛА КВД НА СТАТИЧЕСКУЮ ИДИНАМИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ ..................................................................................................................... 50

Кравченко И.Ф., Шереметьев А.В., Петров А.В., Хромов В.А.ОБЕСПЕЧЕНИЕ ДОПУСТИМОГО УРОВНЯ РАЗНОЧАСТОТНОСТИ ЛОПАТОКЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОЛЕС ................................................................................................................................... 54

Погосов В.В., Вакула П.В.РАБОТА ВЫХОДА ЭЛЕКТРОНОВ ИЗ ДЕФОРМИРОВАННЫХ МЕТАЛЛОВ ........................................... 58

IІвщенко Л.Й., Циганов В.В., Лоскутов С.В., Сейдаметов С.В.ВПЛИВ ТРИВИМІРНОГО НАВАНТАЖЕННЯ НА ЕНЕРГЕТИЧНИЙ СТАН ПОВЕРХНЕВОГОШАРУ ДЕТАЛЕЙ ГТД ........................................................................................................................................... 61

— 6 —

ЭКСПЛУАТАЦИЯ, НАДЕЖНОСТЬ, РЕСУРС

Пейчев Г.И., Кондратюк Э.В., Зиличихис С.Д., Гребенников М.А., Хижняк С.И., Каминская Л.Л.СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ЩЕТОЧНОГО И ЛАБИРИНТНОГО УПЛОТНЕНИЙ ГТД ..................... 66

ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА И РЕМОНТА

Богуслаев В.А., Качан А.Я., Мозговой В.Ф.ФИНИШНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ ГТД ....................................................................... 71

Чигиринский В.В., Бень А.Н.РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ВЫДАВЛИВАНИЯ ПЛОСКОЙ ЗАГОТОВКИВ КОНИЧЕСКОЙ МАТРИЦЕ ............................................................................................................................. 79

Кресанов Ю.С., Качан А.Я., Богуслаев А.В., Войтенко А.А.ИЗГОТОВЛЕНИЕ ТОЧНЫХ ШЕСТИГРАННЫХ ПРОФИЛЕЙ ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ .............. 83

Вишнепольский Е.В., Пухальская Г.В., Гликсон И.Л.ПОВЫШЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ МЕСТ КОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙВ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧКАХ АЛМАЗНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ ............................................. 90

Петрыкин В.В., Петрыкина Р.Я.ИЗМЕНЕНИЕ ТОНКОЙ СТРУКТУРЫ ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ПОД ДЕЙСТВИЕМ ТЕПЛОВОГО ФАКТОРА .................................................. 95

Michaі Styp-Rekowski, Dariusz OziminaENLARGEMENT OF PRODUCTION METHODS SET BY NON-TRADITIONAL HYBRIDMACHINING METHODS ..................................................................................................................................... 98

Кресанов Ю.С., Богуслаев А.В., Качан А.Я., Войтенко А.А.ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПРУТКОВ КРУГЛОГО ПРОФИЛЯ ИЗ ЖАРОПРОЧНЫХСПЛАВОВ ............................................................................................................................................................. 102

Цыпак В.И., Безкоровайная В.А., Рыбалкин П.С.ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАДЕЖНОСТИ ОПЕРАЦИЙ МЕХАНИЧЕСКОЙОБРАБОТКИ ......................................................................................................................................................... 108

Леонтьев В.А., Зиличихис С.Д., Cахнюк Н.В.ПОВЫШЕНИЕ РЕМОНТОПРИГОДНОСТИ РАБОЧИХ ЛОПАТОК КВД ............................................... 113

Пейчев Г.И., Кондратюк Э.В., Зиличихис С.Д., Шапар Б.И., Кришталь Н.П.ОСОБЕННОСТИ ЛАЗЕРНОГО МАРКИРОВАНИЯ ДЕТАЛЕЙ ГТД .......................................................... 116

КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ

Жеманюк П.Д., Пухальская Г.В., Коваль А.Д., Степанова Л.П., Патюпкин А.В.ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ОБРАБОТКИ ЛОПАТОК ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВВ ЖИДКОМ АЗОТЕ НА СТРУКТУРНЫЕ И ПРОЧНОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ........................... 119

Шаповалова О.М., Маркова И.А., Ивченко Т.И.ИССЛЕДОВАНИЕ СТАБИЛЬНОСТИ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОЛУФАБРИКАТОВИЗ ДВУХФАЗНЫХ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ............................................................................................... 125

Шаломеев В.А., Пархоменко А.В., Цивирко Э.И.ОПТИМИЗАЦИЯ ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВА ЖАРОПРОЧНОГО СПЛАВА Мл-10ДЛЯ АВИАЦИОННОГО ЛИТЬЯ ....................................................................................................................... 129


Шаповалова О.М., Бабенко Е.П.ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ КРИСТАЛЛОВ РАФИНИРОВАННОГО ТИТАНАПОВЫШЕННОЙ ЧИСТОТЫ ПРИ НАГРЕВЕ ................................................................................................ 134

Мищенко В.Г., Багрийчук А.С.ТИТАН УКРАИНЫ ДЛЯ АВИАСТРОЕНИЯ: ТЕНДЕНЦИИ И ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ........... 139

Norbert Radek, Jurji Shalapko, Maciej KowalskiINVESTIGATIONS OF THE CU-MO AND CU-TI ELECTRO-SPARK COATINGS AFTER LASERTREATMENT ......................................................................................................................................................... 143

СТАНДАРТИЗАЦИЯ И МЕТРОЛОГИЯ

Ивщенко Л.И., Цыганов В.В., Черный В.И.УСКОРЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ СЛОЖНОНАГРУЖЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ ТРИБОСОПРЯЖЕНИЙ ........ 150

— 8 —


é·˘ËÂ ‚ÓÔðÓÒ˚ ‰‚Ë„‡ÚÂÎÂÒÚðÓÂÌËfl

— 10 —

УДК 621.9

В. А. Богуслаев, О. Н. Бабенко, А. А. Олейник,Д. В. Павленко, Е. Я. Кореневский

ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ЧАСТОТ СОБСТВЕННЫХКОЛЕБАНИЙ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ВЫСОКИХ

ФОРМ ПРИ РЕГУЛИРОВАНИИ ЧАСТОТЫ ОСНОВНОГОТОНА

Рассматривается актуальный вопрос прогнозирования частот собственных колебанийлопаток компрессора авиационных газотурбинных двигателей в серийном производствепри наличии резонансных явлений. Разработаны регрессионные модели, связывающие часто-ты высших форм колебаний лопаток с частотой основного тона, что существенно сни-жает трудоемкость контрольной операции.

© В. А. Богуслаев, О. Н. Бабенко, А. А. Олейник, Д. В. Павленко, Е. Я. Кореневский, 2009

При регулировании частоты основного тонарабочих лопаток осевых компрессоров целенап-равленным формообразованием геометрии перав пределах допускаемых отклонений происходитизменение частот других форм собственных ко-лебаний, что может привести к попаданию их вблизлежащие резонансные области двигателя.Принимая во внимание общее количество лопа-ток на каждом из авиационных двигателей, а так-же свойственное им, вследствие абразивного из-носа изменения частотных характеристик в про-цессе их эксплуатации, установление статисти-чески значимых и простых взаимосвязей междучастотными характеристиками лопаток являетсяактуальной задачей.Для количественной оценки изменения и

дальнейшего исключения попадания собствен-ных частот лопаток в резонансные области былвыполнен синтез математических моделей связичастот «опасных» форм собственных колебанийс частотой основного тона, полученных по ре-зультатам измерения их на натурных деталях се-рийного производства.Объект исследования — рабочие лопатки пер-

вой ступени компрессора низкого давления дви-гателя Д-36 (рис. 1), изготовленные по серийнойтехнологии. Материал лопаток — титановый сплавВТ3-1; заготовка — штамповка.Формирование геометрии пера выполняли

двукратным холодным вальцеванием с термичес-кой обработкой после каждого из них для вос-становления основных механических характери-стик. Твердость материала после второго вальце-вания и термообработки — HRC 30…...37. Объемвыборки — 100 лопаток.Учитывая нормальный закон распределения

частот, при исследовании использовали методы иприемы регрессионного анализа, обеспечивающиеполучение адекватных моделей связи парамет-

Рис. 1. Лопатка I ступени компрессора низкого давлениядвигателя Д-36

ров оптимизации и факторов, весьма доступныхдля восприятия и практического применения.Контролируемые частоты, регулирование ко-

торых входило в задачу исследования, находи-лись в диапазоне:

— �первая изгибная форма — 325…...350 Гц;— вторая изгибная форма — 1450...…1550 Гц;— первая крутильная форма — 1050...…1150 Гц,как наиболее опасные при наличии резонанс-

ных явлений и неравномерного износа пера вусловиях длительной эксплуатации двигателей[1].В качестве математической связи прогнози-

руемых частот и частоты основного тона при ис-следовании была принята линейная модель рег-рессии:



Y2,3 = b0 + b1xp, (1)

где Y2,3 — полученные значения частот:

Y2 — второй изгибной формы, Гц;

Y3 — первой крутильной формы, Гц;

xp —частота первой изгибной формы p-й ло-патки, Гц.Коэффициенты уравнения регрессии: b0 и b1,

определяли методом наименьших квадратов [2]по формулам (2), (3):

xbyb 10 −= , (2)

( )( )

( )∑

∑

=

=

−

−−

= m

pp

m

ppp

xx

yyxx

b

1

2

11 , (3)

где уp — частота второй изгибной (первой кру-тильной) формы p-й лопатки, Гц;

∑=

=m

ppx

mx

1

1 — среднее значение частоты пер-

вой изгибной формы, Гц;

∑=

=m

ppy

my

1

1 — среднее значение частоты вто-

рой изгибной (первой крутильной) формы, Гц;

m — объем выборки.

Измерение частот собственных колебаний ис-следуемых лопаток выполняли на электродина-мическом вибраторе конструкции ЦИАМ примаксимальном напряжении в материале пера250...300 МПа — довольно высоком, по сравне-нию с пределом выносливости, что способство-вало более четкому проявлению момента резо-нанса и уменьшению погрешности измерения. Длякрепления их на вибраторе использовали гид-равлическое приспособление, стабилизирующеесилу зажима. Абсолютную величину последнейустанавливали из расчета получения реальнойнагрузки на боковые поверхности замка лопат-ки, близкой к возникающей от центробежныхсил при максимальной частоте вращения роторакомпрессора и контролировали по давлению мас-ла в системе крепления, необходимая величинакоторого поддерживалась работой редукционно-го клапана.Стабильность силы зажима проверяли по рас-

сеянию резонансных частот, замеренных повтор-но после трехкратного перезакрепления лопат-ки.

При колебаниях по 1-й изгибной форме ононе превышало 1 Гц. При колебаниях по 2-й из-гибной и 1-й крутильной форме — 5 Гц, что посравнению с их абсолютными значениями: 335,1502 и 1113 Гц, соответственно, является вполнедопустимым.Переменный сигнал к вибратору заданной

частоты для возбуждения резонансных колеба-ний лопатки подавали от звукового генераторачерез усилитель и согласующee устройство мак-симальной мощности после усилителя 5 кВт.Систему подмагничивания вибратора питали

от источника постоянного тока. Момент резонансафиксировали по «сетке» керосиновой пленки напере со стороны корыта и по максимальной ам-плитуде развертки переменного сигнала на эк-ране осциллографа, поступающего от акустичес-кого датчика — микрофона.Абсолютную величину измеряемых частот ус-

танавливали по показанию электронного квар-цевого частотомера типа ЧЗ-34, оцифровывали ивыводили на ЭВМ.Все три частоты измеряли отдельно — от пер-

вой до последней лопатки в выборке. При этом,перед измерением каждой формы производилитарировку регистрирующего тракта вибратора поэталонной лопатке и повторяли ее через каждые10 лопаток. Обычно «дрейф» нуля не превышалпогрешности рассеяния измеряемых частот отперезакрепления лопатки. За истинные значенияих принимали среднее трех измерений, получен-ных каждое после перезакрепления с учетомпоправки на «дрейф» нуля. Блок-схема вибростендапоказана на рис. 2.Оценку тесноты связи между частотами про-

изводили по коэффициентам парной корреля-ции [3], которые определяли по формуле (4):

( )( )( )

( ) ( )∑∑

∑

==

=

−−

−−

=m

pp

m

pp

m

ppp

yyxx

yyxx

yxr

1

2

1

2

1, . (4)

Их абсолютные значения приведены в табл.� 1.Большие значения коэффициентов парной

корреляции свидетельствуют о наличии теснойсвязи между всеми частотами fi и fj.Подставляя измеренные значения f1 (в каче-

стве Х) и f2 (в качестве Y) в выражения (2) и(3), получаем значения коэффициентов b0 и b1:

b0 = 543,6919, b1 = 2,8568.

В итоге уравнения зависимости частот второйизгибной формы и первой крутильной формыот частоты основного тона имеют вид:


— 12 —

Таблица 1 — Значения коэффициентов парной корреляции между частотами r (fi; fj)

f1 f2 f3

f1 1 0,759 0,684

f2 0,759 1 0,756

f3 0,684 0,756 1

Рис. 2. Блок-схема установки для определения частот собственных колебаний лопаток

f2 = 543,6919 + 2,8568 f1; (5)

f3 = 492,6316 + 1,8491 f1. (6)

Среднюю относительную ошибку E синтези-рованных моделей определяли по формуле:

∑=

−=

m

p p

pp

yyy

mE

1

регр,1, (7)

где yp,регр — значение частоты второй изгибной(первой крутильной) формы p-ой лопатки, рас-считанное по синтезированной модели.Аналогично получаем все возможные одно-

мерные регрессионные модели, определяющие

зависимость между частотами f1, f2, f3. Результа-ты синтеза всех регрессионных моделей приведе-ны в табл. 2.Графики регрессионных моделей f2(f1), f3(f1)

и f3(f2), полученные методом наименьших квад-ратов, приведены на рис. 3-5.Погрешность прогнозирования частот f2 и f3

по разработанным моделям f2(f1), f3(f1) не пре-вышает 2,177 %, чем подтверждается их адекват-ность.Построенные модели позволяют достоверно

получить взаимное влияние частот собственныхколебаний лопаток и сократить время, необходи-мое на их диагностику.



Таблица 2 — Регрессионные модели зависимости между частотами

Модель Средняя относительная ошибка прогнозирования, E

f2 = 543,6919 + 2,8568 f1 0,60 %

f3 = 492,6316 + 1,8491 f1 0,66 %

f3 = 296,76 + 0,5434 f2 0,57 %

f1 = 32,326 + 0,2019 f2 0,72 %

f1 = 54,398 + 0,2527 f3 0,81 %

f2 = 332,87 + 1,0507 f3 0,62 %

Рис. 4. График зависимости f3 от f1



— 14 —

Выводы

Результаты исследования могут быть исполь-зованы в серийном производстве при ограниче-нии частот по нескольким резонансным формам,что позволяет существенно сократить время, не-обходимое для исследования лопаток, и умень-шить вероятность ошибок при измерениях час-тот, что в свою очередь приводит к повышениюкачества и надежности контроля лопаток авиа-ционных двигателей.При наличии интенсивного абразивного из-

носа по длине пера рабочих лопаток компрессо-ра и изменения частоты основного тона позво-ляют с большой надежностью установить харак-тер и абсолютное изменение частот по другим«опасным» формам, находящимся недалеко от ре-зонансных областей.


Перечень ссылок

1. Богуслаев В. А. Прогнозирование и увеличе-ние ресурса лопаток компрессора авиацион-ных ВРД технологическими методами /[В. А. Богуслаев, Е. Я. Кореневский, Д. В. Пав-ленко, О. Н. Бабенко] // Упрочняющие техно-логии и покрытия. — 2007. — № 9. — С. 29—33.

2. Айвазян С. А. Прикладная статистика: ис-следование зависимостей / С. А. Айвазян,И. С. Енюков, Л. Д. Мешалкин. — М. : Финан-сы и статистика, 1985. — 487 с.

3. Прикладная статистика. Классификация иснижение размерности : [cправочное изда-ние] / С. А. Айвазян, В. М. Бухштабер,И. С. Енюков, Л. Д. Мешалкин. — М. : Финан-сы и статистика, 1989. — 607 с.

Поступила в редакцию 12.09.2008

Розглядається актуальне питання прогнозування частот власних коливань лопатоккомпресора авіаційних газотурбінних двигунів у серійному виробництві при наявності резо-нансних явищ. Розроблено регресійні моделі, які поєднують частоти вищих форм коливаньлопаток з частотою основного тону, що істотно знижує трудомісткість контрольноїоперації.

A topical issue of forecasting intrinsic oscillation frequency of gas turbine engine compressorblades in resonance conditions in a commercialized production is addressed. The regressivemodels that connect the blade oscillation frequencies of the superior forms with the major tonefrequency have been developed, which substantially reduces labor intensiveness of a controloperation.



УДК 621.314.6

А. Н. Михайленко, В. И. Соколовский, С. А. Клименко, А. В. Ильин

ЭЛЕКТРОЗАПУСК ГАЗОТУРБИННОГО ПРИВОДА ДЛЯГАЗОПЕРЕКАЧИВАЮЩЕГО АГРЕГАТА ИГАЗОТУРБИННОЙ ЭЛЕКТРОСТАНЦИИ

В статье представлен трансформаторно-тиристорный преобразователь ТТП-63-2000А,предназначенный для преобразования промышленного напряжения ∼ 380 В в напряжениепостоянного тока, плавно регулируемое в диапазоне от 0 до 63 В, и обеспечивающийэлектрическую мощность, необходимую для электрозапуска газотурбинных приводов, газо-перекачивающих агрегатов и газотурбинных электростанций.

© А. Н. Михайленко, В. И. Соколовский, С. А. Клименко, А. В. Ильин, 2009

В соответствии с современными требованиямиЗаказчиков, в лице ОАО «Газпром», ООО «Тю-ментрансгаз», ОАО «Нафтогаз» и других предпри-ятий нефтегазового комплекса России, Украины,и стран СНГ, для запуска газотурбинных приво-дов (ГТП), передвижных и стационарных элект-ростанций (ГТЭ) или газоперекачивающих агре-гатов (ГПА) с ГТП, необходимо применение элек-трозапуска вместо часто применяемого запуска припомощи устройств, работающих на газе. Данноетребование к запуску связано с более простой идолговечной схемой электрозапуска, уменьшени-ем времени, затрачиваемого на обслуживание, со-кращением количества отказов, увеличением ре-сурсов и сроков службы систем запуска. Крометого, это позволяет снизить расход природного газаи выбросы в атмосферу углекислого газа, выделя-емого в процессе его сгорания, особенно, учитываятот факт, что при неудавшемся первом запускевыполняются холодные прокрутки с продувкойгазовоздушного тракта ГТП перед повторным за-пуском. Электрозапуск широко внедряется приналичии подведенных линий электропередач, атакже если на объекте работает более одной элек-тростанции, при этом запуск ГТП осуществляет-ся от электроэнергии в сети, генерируемой стан-циями, находящимися в рабочем режиме.Электрические стартеры, используемые при

электрозапуске, передают основной крутящий мо-мент на ротор ГТП посредством набора механи-ческих шестерен, следовательно, при резкой пода-че напряжения на стартеры возможны поломки иразрушения механической части ГТП, поэтому приэлектрозапуске необходимо обеспечить плавное(безударное) страгивание в начальный этап вхож-дения шестерен в зацепление, для обеспечениявыбора всех зазоров в подвижных частях ГТП иего редукторе, а также в процессе раскрутки ивывода ГТП на рабочий режим. Аналогичные тре-бования и для ГТП с установленным на валу ге-нератором. Плавное страгивание и раскрутка агре-гата в целом, роторов машинной группы обеспе-чивает надежность работы и ресурс.

Плавный запуск ГТП с учетом характерис-тик применяемой для запуска электрической ма-шины обеспечивается благодаря программируе-мой аппаратной части системы плавного запуска.При этом система плавного запуска должна обес-печивать требуемую мощность, необходимую дляосуществления надежного запуска, а также вы-полнение циклограммы запуска для каждого кон-кретного вида ГТП с учетом его индивидуаль-ных характеристик, т.е. система плавного запускадолжна иметь возможность тонкой настройки.Кроме того, использование плавного запуска приправильно подобранном алгоритме управленияпозволяет улучшить динамику набора ГТП нуж-ной частоты вращения вала.Всем требованиям, предъявляемым к системам

плавного запуска, удовлетворяет разработанныйна ГП «Ивченко-Прогресс» трансформаторно-тиристорный преобразователь ТТП-63-2000А,структурная схема подключения которого к ГТПАИ-2500 имеет вид, показанный на рис. 1.ТТП-63-2000А разработан в соответствии с тре-

бованиями системы менеджмента качества ISO9001:2000, что позволяет максимально эффектив-но учесть пожелания заказчиков, предполагаетудобный интерфейс программного обеспечения, чтов свою очередь минимизирует затраченное времяи средства на обучение обслуживающего персо-нала.ТТП-63-2000А состоит из трехфазного сило-

вого трансформатора, тиристорного блока с моду-лем управления и регистратора выходных пара-метров, схема представлена на рис. 2.Трехфазный силовой трансформатор предназ-

начен для преобразования напряжения в ТТП-63-2000А с напряжения сети 380 В на напряже-ние, поступающее на вход тиристорного блока смодулем управления и регистратором параметров,обеспечивает мощность, необходимую для раскрут-ки стартер-генераторов, обладает возможностьюкратковременной перегрузки, конструкция при-меняемого трансформатора проста в эксплуата-ции, ремонтопригодна, не требует обслуживания.


— 16 —

Рис. 1. Структурная схема подключения ТТП-63-2000А к ГТП АИ-2500

Рис. 2. Схема ТТП-63-2000А



Тиристорный блок состоит из стального кор-пуса, внутри которого размещены элементы:

- трехфазный тиристорный выпрямитель;- модуль управления и регистратор парамет-

ров (выходные токи и напряжение).Управление открытием и закрытием тиристо-

ров выполняется при помощи встроенного мо-дуля управления, представляющего собой мик-роконтроллерную схему с встроенным регистра-тором параметров.Регулирование уровня напряжения ведется за

счет задержки момента включения очередноготиристора по запрограммированной временнойдиаграмме (циклограмме). Момент подачи управ-ляющих импульсов на тиристоры фазы «A» оп-ределяется путем введения задержки от моментапоступления синхронизирующего сигнала на вхо-де микроконтроллера, соответствующей заданнымданным и пересчитанной по формуле регулиро-вочной характеристики. Управляющие импульсытиристорами фаз «B» и «C» формируются путемзадержки на 120 и 240 градусов соответственно.Возможности модуля управления ТТП-63-2000 А

позволяют выполнять плавное регулированиевыходного напряжения постоянного тока от 0до 63 В, по программируемой временной диаг-рамме (циклограмме загрузки), с током на выхо-де до 2000 А.Для фиксирования аналоговых параметров

стартер-генераторов, с последующим переводом

в дискретный вид и регистрацией хранения за-регистрированных параметров, анализа и обра-ботки зарегистрированных параметров в ТТП-63-2000А предусмотрен регистратор параметров.Анализ информации, накопленной регистра-

тором выходных параметров, с последующим со-хранением на носителе информации персональ-ной электронно-вычислительной машины(ПЭВМ), обеспечивает возможность оценить про-текание управляемого процесса и, при необходи-мости, ввести в последующие циклы необходи-мые корректировки.В состав регистратора выходных параметров

входит: преобразователь для преобразования ана-логовых параметров в дискретный вид; техноло-гический кабель для передачи параметров отпреобразователя к ПЭВМ; комплект програм-много обеспечения для анализа и обработки за-регистрированной информации; ПЭВМ для обес-печения обработки зарегистрированной инфор-мации, вывода на экран и записи параметров нажесткий диск (по желанию заказчика возможнапоставка без ПЭВМ).Начало регистрации по команде «Запуск» (+27 В)

от автоматики запуска, длительность регистра-ции равна циклу запуска, после осуществленияцикла или при снятии команды «Запуск» ста-вится метка о завершении запуска.Структурная схема регистратора выходных

параметров представлена на рис. 3

Iстг1 — значение силы тока в якорной цепи стартер-генератора СТГ № 1;Iстг2 — значение силы тока в якорной цепи стартер-генератора СТГ № 2;Uсип — напряжение на выходе источника питания;Uстг1 — напряжение на входе стартер-генератора СТГ № 1;Uстг2 — напряжение на входе стартер-генератора СТГ № 2;«Запуск» — команда «Запуск» от автоматики запуска (+27 В)

Рис. 3. Структурная схема регистратора параметров


— 18 —

Доступ и обработка зарегистрированной ин-формации выполняется посредством ПЭВМ ссоответствующим программным обеспечением(ПО), которое обеспечивает:

— обработку дискретного сигнала от преобра-зователя;

— запись параметров каждого запуска в от-дельный файл;

— вывод параметров на дисплей ПЭВМ в гра-фическом и табличном виде;

— распечатку таблиц и графиков зарегистри-рованных параметров;

— присвоение каждому параметру определен-ного цвета и обозначения.При осуществлении записи массива парамет-

ров на ПЭВМ имена записанных файлов имеютформат «число, месяц, год, номер запуска».

ТТП-63-2000А позволяет решить проблемуплавного запуска и раскрутки всех агрегатов ма-шинной линии СГ, ГТП, редукторов, электростан-ций.ТТП-63-2000А может использоваться для

плавного пуска приводов газотурбинных стан-ций, двигателей постоянного тока, плавной регу-лировки крутящего момента электроприводов,питания активной нагрузки: обогревателей, пе-чей до 100 кВт, возможно применение в гальва-нохимии.ТТП-63-2000А установлен на электростанции

ГТЭ АИ-2500, в соответствии с требованиямизаказчика при обеспечении норм взрывобезопас-ности.


У статті наведено трансформаторно-тиристорний перетворювач ТТП-63-2000А, при-значений для перетворення промислової напруги ∼ 380 В у напругу постійного струму, якарегулюється у діапазоні від 0 до 63 В, що забезпечує електричну потужність, потрібну дляелектрозапуску газотурбінних приводів, газоперекачуючих агрегатів та газотурбінних елек-тростанцій.

The article deals with TTP-63-2000A transformer-thyristor converter intended to transforman industrial voltage of ∼ 380 V to a direct current voltage that is continuously adjustable in arange of 0 to 63 V, and to provide electric power required for electric start of gas turbine drives,gas boosting units, and gas turbine power plants.



УДК 621.165

Д. А. Долматов, А. В. Кукурудза, В. В. Куковякин

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЙТЕЧЕНИЯ ГАЗООБРАЗНОЙ СРЕДЫ С ТВЕРДЫМИ

ЧАСТИЦАМИ ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ГРАНИЧНЫХСТРУКТУР

В работе проведено исследование влияния интегральных параметров газообразной сре-ды с твердыми частицами на характер распределения частиц на жидкой границе. Опреде-лены основные факторы, влияющие на вид функции твердой границы. Предложен способопределения степени упорядоченности граничной структуры, рассмотрен вопрос влиянияинтервала осреднения на локальную анизотропность двухфазной среды.

© Д. А. Долматов, А. В. Кукурудза, В. И. Рядинский, 2009

Математическое моделирование течения газас большим количеством твердых частиц требуетсочетания вероятностного подхода с традицион-ными моделями движения сплошной среды [1, 2].Ранее [1, 2, 3] были предложены основные урав-нения, позволяющие задавать граничные усло-вия на жидкой границе при движении двухфаз-ной среды в виде периодических функций, учи-тывающих распределение частиц во времени ипространстве как совокупность множества реше-ний системы субинтервалов [3]. Отмечалось, чтодля определения вида функции твердой грани-

цы ( )tf i ,ξ± и уточнения ограничений, налагае-

мых характером течения на решения системысубинтервалов, необходимо исследование вероят-ностных распределений центров масс (ЦМ) час-тиц для различных интегральных характеристиктечения на проницаемой границе. Таким образом,численные эксперименты по определению зави-симости характеристик движения дискретныхчастиц от параметров течения сплошной средыявляются актуальной задачей.Граничной структурой будем называть такую

совокупность пространственно-временных коор-динат проекций ЦМ твердых частиц на прони-цаемую границу на протяжении всего интервалаосреднения, которая удовлетворяет системе су-бинтервалов [3]:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

τ=τ

=τ

Σ= =

= =

∑ ∑

∑ ∑

Σ

Σ

,~

;

0 1,

0 1,

Np

T

N

p

n

qpq

a

N

p

n

qpq

p

p

(1)

где pq,τ — протяженность q-го интервала из

p-го множества;

pn — количество интервалов в p-м множестве;

aT — интервал осреднения по времени;τ~ — среднее время движения частицы сквозь

проницаемую поверхность;

ΣN — количество твердых частиц, пересекшихпроницаемую границу за время aT .Рассмотрим случай изотропного распределения

твердых частиц в пространстве. Пусть A — прони-цаемая граница, имеющая форму окружности диа-метром =AD 0,1 м (рис. 1). В качестве газообраз-ной среды выберем воздух при Т = 293 К ир = 101300 Па. Как было указано ранее [3], в

качестве периода функции ( )tf i ,ξ± удобно выб-

рать такое время aT , за которое жидкую границу

пересекает количество твердых частиц ΣN , сум-марная площадь центральных сечений которыхравна площади границы A.При фиксированном AD величина ΣN , оче-

видно, зависит только от среднего диаметра твер-дой частицы ad :

2

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=Σ

a

AdDN . (2)

Рис. 1. Схема движения частиц сквозь жидкую границу


— 20 —

Рассмотрим течения, для которых =ΣN 1000,5000 и 10000, при этом, как следует из (1),

=ad 310162,3 −⋅ м, 310414,1 −⋅ м и 3101 −⋅ м соот-

ветственно. При этом, согласно определению ве-

личины aT ,

taa Qc

NT Σ= , (3)

где ac — концентрация твердых частиц;

tQ — объемный расход газа через границу A .

Полагая толщину пограничного слоя Lδ на

твердых стенках жидкой границы aL d5,0<δ ,

можно записать [4]:

AAt FCQ = , (4)

где AC — нормальная проекция скорости невоз-

мущенного потока на A ;225,0 AA DF π= — площадь жидкой границы.

Таким образом, величина интервала осредне-

ния aT зависит от концентрации частиц и ско-рости невозмущенного потока. Как было отмече-но [2], важнейшей характеристикой течения яв-ляется математическое ожидание числа ЦМ [ ]m ,определяемое теми же величинами:

[ ] 24 Aaa Ddcm π

= . (5)

Величина [ ]m является средним для плотнос-ти нормального распределения, используемой приопределении количества членов в каждом мно-жестве субинтервалов [3, 5]:

( )[ ]( )

π=Γ

−−

2

25,0 mmem , (6)

и, с учетом того, что m может принимать тольконеотрицательные положительные значения,

( ) ( )∫+

−

Γ=5,0

5,0Г

k

kdmmk

), (7)

где Σ≤≤ Nk0 .Учитывая, что область допустимых значений

m не совпадает с ОДЗ аргумента функции ( )mΓ ,

необходимо изменить функцию ( )kГ)

. На данной

стадии создания математической модели допус-тимо простое пропорциональное преобразование:

( ) ( )

( )∫+

−

Σ

Γ

=′5,0

5,0

ГГ Ndmm

kk)

). (8)

Нетрудно убедиться, что при определении ( )kГ′)

согласно (7) соблюдается условие, налагаемое надискретизированные функции нормального рас-пределения [5]:

( ) 1Г0

=′∑Σ

=

N

kk

). (9)

Как было указано ранее [3], значения имеютлишь те числа k, для которых

( ) 0Г >′ ΣNk)

, (10)

где n — ближайшее к n целое число. Предпо-

лагая, что невозможно абсолютное совпадениемоментов пересечения границы A крайними точ-ками двух частиц, можно утверждать, что общеечисло субинтервалов в каждом множестве опре-

деляется величиной pn [3], рассчитанной по смяг-

ченному условию:

( )( ) 012Г >+′= ΣNknp)

. (11)

В уравнении (11) коэффициент 2 обуслов-лен количеством субинтервалов при абсолютномнесовпадении всех моментов генерации и исчез-новения проекций ЦМ на A . В случае допуще-ния совпадения начальных, а следовательно — иконечных моментов времени на абсолютной оси

времени, соответственно bt и et , необходима кор-рекция условия (10) с учетом изменения коли-чества субинтервалов.Особенный интерес представляют такие гра-

ничные структуры, для которых постановка гра-ничных условий в форме индивидуальных бал-листических уравнений затруднена вследствиевзаимного влияния движущихся твердых частиц.Наиболее простой интегральной характеристикойпотока с твердыми частицами, наряду с величи-

ной ac , является относительный объемный рас-

ход твердых частиц aχ :

l

aa Q

Q=χ , (12)

где aQ — объемный расход твердых частиц;

lQ — объемный расход газообразной фазы.



Учитывая, что для потока с равномерным рас-пределением поля скоростей газообразной среды

AC справедливы условия

4

3taa

aQcdQ π

= , atl QQQ −= , (13)

можно записать:

( )14

3 +χπ

χ=

aa

aa

dc . (14)

На рис. 2 представлена зависимость ac от aχ

при 1000=ΣN . При 75 %-ном запылении потокаконцентрация частиц (без учета агрегации) со-

ставляет 37м10053,8 ⋅ .

Рис. 2. Зависимость концентрации частиц от aχ

На рис. 3 приведены зависимости величин [ ]m

и aT от ac и AC для дозвуковых течений при

различных значениях ΣN . Моделирование сверх-звуковых потоков, а также случаев достиженияместного сверхзвука требует учета возможныхотклонений значений скорости центра масс час-

тиц ЦМCr

от ACr

, прогнозирования близких к

границе скачков уплотнения и относится к даль-нейшим задачам исследования. Кроме того, в дан-ной работе не рассматривается влияние на вели-

чины [ ]m и aT эффекта изменения концентра-ции частиц вследствие агрегации и дезагрегациипоследних. Как можно видеть из рис. 3, б, задача

определения функции ( )tf i ,ξ± при низких зна-

чениях ac сводится к решению баллистическихзадач, поскольку при математическом ожидании

количества ЦМ меньше 1 большая часть субин-тервалов будет соответствовать числам m = 0 иm = 1, т.е. отсутствию ЦМ на проницаемой гра-нице и случаю движения единичной частицы.Правая часть ветви графика нормального рас-пределения для чисел 2≥m при заданных гра-ничных условиях также соответствует решениюиндивидуальных баллистических задач, так каквследствие малого относительного диаметра час-тиц интерференция возмущений, вызванных ихдвижением через проницаемую границу, при не-больших числах m невозможна, а множества сис-темы субинтервалов с большими числами m принормальном законе распределения и [ ] 10 << mостаются пустыми.

Рис. 3. Влияние концентрации на граничные структуры

а

б


— 22 —

Вопрос о достаточности интервала [ ]aT;0 принизких значениях ac требует специального ма-тематического моделирования граничных струк-тур, т.к. исследование возможных значений дис-персии функции распределения множеств почислу m и определение влияния данного факто-ра на неравенство, определяющее допустимуюпогрешность [3], не может быть проведено наосновании только временного разбиения движе-ния частиц через жидкую границу.В большинстве случаев величина ][m не яв-

ляется целым числом. Рассмотрим несколько ва-риантов граничных условий, соответствующихразличным, а именно течения при

36м10 −=ac , 1000=ΣN ; 36м10 −=ac , 5000=ΣN и

37м10 −=ac , 10000=ΣN . Функция ( )mΓ , разуме-

ется, имеет одинаковый вид для всех трех случа-ев и отличается лишь положением максимума(общий вид функции представлен на рис. 4).

Рис. 4. Плотность нормального распределения

Количество субинтервалов, соответствующихкаждому из чисел m, определяется согласно (6)-(10), при этом предполагается, что относительнаядисперсия распределения неизменна для всехприведенных граничных условий. Результаты рас-чета представлены в таблице 1 и на рис. 5.Как видно из приведенных данных, систему

субинтервалов образуют 8, 9 и 10 множеств с раз-личным количеством элементов в каждом. Это оз-начает, что течение газа будет обладать местной ани-зотропностью довольно высокого порядка, посколь-ку граничные структуры твердых частиц могутобразовывать последовательности с локальнымсредним m [5], значительно отличающимся от ][m :

( ) ∑=

−−=n

kiipknm 1, (15)

где n , k — порядковые номера субинтерваловлокального осреднения;

ip — количество проекций ЦМ на i-м субин-тервале.Упорядоченность граничной структуры во

времени, очевидно, падает с увеличением числавозможных множеств, образующих систему су-бинтервалов. Поскольку упорядоченность до од-ного множества (т. е. образование такой системысубинтервалов, для которой в любой момент вре-мени mpi = ) невозможна, то наиболее упоря-доченной следует считать такую граничную струк-туру, которая состоит из субинтервалов двух ти-пов, а именно — с числами ip , равными ближай-шим к ][m целым числам. Количество субинтер-валов в каждом из множеств при этом можнонайти из простого условия:

( )

( )⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

Γ=

Γ=

∫

∫∞+

++

+

∞−−

5,0

5,0

,

;

a

a

dmmn

dmmn

(16)

где a — наибольшее целое число, не превышаю-щее ][m .

36м10 −=ac , 1000=ΣN

m 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

pn 0 5 65 346 732 617 207 27 2 0 36м10 −=ac , 5000=ΣN

m 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

pn 1 37 441 2050 3782 2780 812 94 4 0 37м10 −=ac , 10000=ΣN

m 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34

pn 1 31 477 2900 6971 6673 2542 383 22 1

Таблица 1



Рис. 5. Дискретизированные функции распределенияколичества субинтервалов с числами m

36м10 −=ac , 1000=ΣN

а

36м10 −=ac , 5000=ΣN

б

37м10 −=ac , 10000=ΣN

в

Пример максимально упорядоченной во вре-мени граничной структуры приведен на рис. 6.

Рис. 6. Максимально упорядоченная граничная

структура ( 36м10 −=ac , 1000=ΣN )

Помимо максимально упорядоченной струк-туры, возможны и другие граничные структурыс малой анизотропностью и уменьшенным, посравнению с нормальным распределением, чис-лом множеств.Количество граничных структур, удовлетво-

ряющих системе субинтервалов, при любых гра-ничных условиях меньше общего числа возмож-ных перестановок, которые возможно образовать

из 12 +ΣN элементов, делящихся на ΣN под-

множеств различимых элементов с pn членов в

каждом подмножестве. Этот эффект связан с тем,что последовательность субинтервалов не можетбыть выбрана произвольно. Для любых двух су-бинтервалов действует следующее правило:

11 =− −nn mm , (17)

где n — порядковый номер субинтервала припоследовательной нумерации всех субинтервалов,входящих в интервал осреднения. При этом длялюбой границы двух субинтервалов, соответству-ющей начальной точке движения частицы через

проницаемую границу, 11 += −nn mm (так как ко-личество проекций ЦМ на проницаемой грани-це при этом увеличивается на 1). И наоборот, длялюбой границы субинтервалов, соответствующей

конечной точке движения частицы, 11 −= −nn mm .Поскольку абсолютное совпадение начальных

моментов движения частиц сквозь границу Aневозможно, то изменение nm более, чем на 1,

также невозможно. Случай, когда 1−= nn mm , воз-можен лишь для субинтервалов, для которых

0=nm . Однако в системе субинтервалов каждый


— 24 —

отдельный субинтервал должен быть отделен со-бытием возникновения или исчезновения про-екции ЦМ на проницаемой границе. Очевидно,границей между субинтервалами с 0=nm неможет быть такое событие, а следовательно, этисубинтервалы должны считаться единым целым.Правило (17) действует как для нормального

распределения субинтервалов, так и для любойсколь угодно упорядоченной реальной гранич-ной структуры. В связи с этим возникает необ-ходимость создания методики определения воз-можности существования упорядоченных струк-тур заданной степени с учетом (17), а также до-пустимых степеней упорядоченности при задан-ных граничных условиях [5, 6].Дальнейшие исследования предполагают изу-

чение структур различной степени упорядочен-ности, разработку критериев упорядоченности гра-ничных структур для различных интервалов ос-реднения по времени, а также изучение влиянияколичества множеств субинтервалов на число воз-можных граничных структур, не связанных меж-ду собой циклическим сдвигом. Кроме того, важ-нейшей задачей является согласование времен-ного и пространственного распределений частиц

для аналитического задания функции ( )tf i ,ξ± .


1. Долматов Д. А. Общий вид функции осажде-ния для случая течения запыленного газа вканалах сложной формы / Д. А. Долматов //Вісник двигунобудування. — 2008. — № 1. —С. 128—135.

2. Долматов Д. А. Постановка баллистическойзадачи при исследовании течения газа с твер-дыми частицами в фиксированном линейносвязанном объеме / Д. А. Долматов // Вісникдвигунобудування. — 2008. — № 1. — С. 136—140.

3. Долматов Д. А. Задание граничных условийпри течении газа с твердыми частицами /Д. А. Долматов // Авиационно-космическаятехника и технология: научно-техническийжурнал. — Х. : «ХАИ», 2008. — Вып. 2/47. —С. 57—60.

4. Седов Л. И. Механика сплошной среды : в 2 т. /Л. И. Седов. — М. : Наука, 1973. — 536 c.

5. Феллер В. Введение в теорию вероятностей иее приложения : в 2 т. / В. Феллер. — М. :Наука, 1984. — 884 c.


В роботі проведено дослідження впливу інтегральних параметрів газоподібного середо-вища з твердими частинками на характер розподілу частинок на рідкій межі. Визначеніголовні фактори, що впливають на вид функції твердої межі. Запропоновано засіб визна-чення ступеня впорядкованості граничної структури, розглянуто питання впливу інтерва-лу осереднення на локальну анізотропність двофазного середовища.

The influence of integral parameters of a solid-particle-laden gaseous medium on a characterof particle distribution over a liquid interface has been studied in the work presented. The majorfactors that can affect the aspect of a solid interface function are determined. The method ofdetermining the degree of interface structure ordering is offered, and the averaging intervalinfluence on local two-phase medium anisotropy is discussed.



УДК 621.4: 621.43.018.8

В. О. Мазін

ІНДУКТОРНЕ ГАЛЬМО ДЛЯ СТЕНДОВИХ ІСПИТІВТЕПЛОВИХ ДВИГУНІВ: МЕТОД ТЕПЛОВОГО

РОЗРАХУНКУРозроблено метод теплового розрахунку гальмових пристроїв індукторного типу. Вико-

нано розрахунок гальма ІТ-22, що використовується в лабораторній установці для іспитівавтомобільного двигуна ВАЗ-2101. Установлено температурне поле і найбільш наванта-жені зони, позначені границі допустимого нагрівання цього гальма.

© В. О. Мазін, 2009

Індукторні гальма відомих конструкцій охо-лоджуються проточною водою, схема системиохолодження і варіанти з’єднання каналів по-казані на рис. 1. Вода надходить з резервуара,встановленого на визначеному рівні, і має пос-тійний напір. При вході вода розділяється на 2потоки для автономного охолодження половингальма. Подовжні канали для проходу охолод-жуючої води виконуються в статорі гальма, вониз’єднуються в ланцюг послідовно чи паралель-но-послідовно (поєднуються в групи, секції) іутворюють загальні канали охолодження поло-вин гальма, що складаються т.ч. з ділянок. Умо-ви тепловіддачі на ділянці через невелику дов-

жину змінюються мало — практично постійні,для групи з’єднаних паралельно каналів однієїділянки вони загальні і практично постійні та-кож, а за довжиною каналів системи охолоджен-ня половин гальма — змінюються східчасто (відділянки до ділянки). Система охолодження галь-ма характеризується:

d, l , h — діаметром, довжиною і глибиноюзакладення каналу (ділянки);

nг — числом паралельно з’єднаних каналів угрупі з однаковими умовами тепловіддачі;

n — загальним числом (кількістю) каналівсистеми охолодження.

Рис. 1. Схема системи охолодження індукторного гальма, перетини

а — поперечне, б, в — подовжні розгорнуті по колу; варіанти з’єднання каналів: б — послідовне, в — паралельно-послідовне


— 26 —

Система охолодження розраховується з при-пущення, що вся теплова енергія, яка виділяєтьсяу гальмі, витрачається на нагрівання охолоджу-ючої води, що проходить через подовжні каналив статорі. Теплота, що передається вільною кон-векцією через зовнішню поверхню гальма у на-вколишнє середовище, зневажається.Кількість теплоти, що виділяється у гальмі за

одиницю часу

Q = Ne, Дж = Вт⋅с.

Ця теплота йде на нагрівання охолоджуючоїводи, що проходить через гальмо. За визначен-ням теплоємності

Q = c⋅G⋅Δt,

де c, Дж/кг⋅К — масова теплоємність води [1, 2];G, кг/с — масова витрата води через гальмо;Δt = tв2 — tв1, К — підвищення температури

охолоджуючої води у гальмі.Найбільш уразливим елементом індуктор-

ного гальма є котушка збудження, нормальнабезаварійна робота можлива у визначеному інтер-валі температур. Перевищення температури можеспричинити оплавлення ізолюючого покриттявитків чи складу щодо запікання котушки. Гра-ничні умови для індукторного гальма задаютьсяза робочими температурами чи температурами роз-м’якшення відповідних матеріалів. З цих розуміньзадається підвищення температури охолоджую-чої води і визначається її витрата, що повиннавідповідати саме такому підвищенню, а небільшому. Масова й об’ємна витрати води

tcQGΔ⋅

= , кг/с; V = G/ρ, м3/с,

де ρ, кг/м3 — щільність води.Прохідний переріз групи паралельно з’єдна-

них каналів з однаковими умовами тепловіддачі

гndf ⋅⋅π

= 24

, м2.

Швидкість і режим течії охолоджуючої водиу каналах за критерієм Рейнольдса

fVw = , м/с;

ν⋅

=dwRe ,

де ν(t) = μ(t)/ρ, м2/с — коефіцієнт кінематичноїв’язкості води при визначеній температурі; тутμ(t) — динамічна в’язкість води [1, 2].Задається такий напір охолоджуючої води, як

правило, щоб у каналах мав місце турбулентнийрежим течії: критерій Рейнольдса Re >> 2300.Напір води, необхідний для забезпечення

відповідної швидкості охолоджуючої води, мож-ливо визначити за рівнянням Бернуллі

2

21

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛μ

=к

wg

H , м,

де μк = 0,7…0...0,85 — коефіцієнт витрати кругло-го горизонтального каналу.Граничні умови задаються на температури теп-

лоносія (охолоджуючої води) чи внутрішньоїповерхні статора. Температура води на виході згрупи каналів з однаковими умовами тепловіддачі(найбільш нагрітий переріз ділянки) за визна-ченням теплоємності

1

112 Gc

Qtt вв ⋅+= ,° С,

де tв1 — температура води на вході в групу пара-лельно з’єднаних каналів,

G1, Q1 — витрата води через один канал і теп-лота, відведена одним каналом;

G1 = G/nг; Q1 = Q/n.Температура стінки каналу за рівнянням Нью-

тона-Ріхмана

α⋅⋅⋅π+=

ldQ

tt вст1

21 ,

де α = Nu⋅λв/d — коефіцієнт тепловіддачі відстінок каналу до води;

λв(t) — коефіцієнт теплопровідності води привизначеній температурі [1, 2].Критерій Нуссельта для турбулентного пото-

ку в прямій круглій трубі [3]Nu = 0,021⋅Re0,8⋅Prв

0,43(Prв/ Prc)0,25;

Prв(t) — критерій Прандтля для води при виз-наченій температурі,

Prс — критерій Прандтля для стінки каналу[3].

Для коротких каналів при відношенні 50<dl

варто враховувати особливості тепловіддачі че-рез її стабілізацію, звичайно уточнюється ко-ефіцієнт тепловіддачі [3]

lε⋅α=α .

З позицій теплотехніки статор гальма є на-півобмежений масив з одиночною трубою(внутрішнім розточенням), температура навнутрішній поверхні статора у місці перетво-рення енергії вихрових струмів Фуко у теплоту[4, 7]

λ⋅π⋅

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛+⋅⋅

+=2

12

12

rh

rhq

tt стст

ll

,



де l

l1Qq = — лінійний тепловий потік, що при-

ходиться на один охолоджуючий канал,λ — коефіцієнт теплопровідності матеріалу ста-

тора [7],

2dr = , h — радіус і глибина закладення кана-

лу.Використовуючи цей метод, виконаний теп-

ловий розрахунок індукторного гальма лабора-торії двигунів ЗНТУ, його технічна характерис-

тика: d = 16, l = 280, h = 15 (мм), n = 40, nг =4; це гальмо використовується для іспитів ав-томобільного двигуна ВАЗ-2101 потужністю Ne= 45,6 кВт. Резервуар щодо живлення розташо-ваний вище входу в гальмо на Н = 2,4 м — напірохолоджуючої води, температура води на вході угальмо tв1 = 20 ° С (прийнята як середньостати-стичне значення).На виході з гальма температура води дорів-

нює 70 °С, тобто у гальмі вона нагрівається на50° С. Оскільки в статорі виконано 40 каналів,що об’єднані у 10 груп по 4 канали, то припроходженні через одну ділянку вода нагрівається

на 51050

= °С. Результати розрахунку температур

теплоносія, стінки охолоджуючого каналу і внут-рішньої поверхні статора приведено в таблиці 1.

Таблиця 1 — Температури охолоджуючої води,стінок охолоджуючого каналу і внутрішньої по-верхні статора у найвідповідальніших місцях галь-ма, ° С

Контрольний переріз Вода Стінка

каналу Поверхня статора

Вхід у гальмо 20 65,7 99,4 Вихід з гальма 70 90,0 116,8

Розрахункове дослідження показало, що тем-пература нижньої частини статора вище, ніж вер-хньої; це пояснюється тим, що охолоджуюча водапослідовно проходить по 10-ти ділянках і по-ступово нагрівається. Однак навіть найбільш на-гріта частина статора має задовільну температу-ру, що забезпечує нормальну безаварійну роботугальма, оскільки найнижчі робочі температури читемператури розм’якшення ізолюючих покритьаналогічних електротехнічних пристроїв склада-ють 120...150 ° С [8].Адекватність методу і вірогідність результатів

розрахунку підтверджені результатами вірифіку-ючого фізичного експерименту, замірялися тем-ператури теплоносія і зовнішньої поверхні ста-тора у характерних перерізах. За цими данимивстановлено похибку розрахункового дослідження,яка склала 1,27%, і що для подібних дослідженьвважається задовільним.

Перелік посилань

1. Михеев М. А. Основы теплопередачи /М. А. Михеев, И. М. Михеева. — М. : Энергия,1977. — 344 с.

2. Ривкин С. Л.Термодинамические свойстваводы и водяного пара / С. Л. Ривкин,А. А. Александров . — М. : Энергия, 1975. — 80 с.

3. Исаченко В. П. Теплопередача / В. П. Исачен-ко, В. А. Осипова , А. С. Сукомел. — М. : Энерго-издат, 1981. — 416 с.

4. Кутателадзе С .С. Справочник по теплопере-даче / С. С. Кутателадзе, В. М. Боришанский. —Л., М. : Госэнергоиздат. — 1959. — 414 с.

5. Беляев Н. М. Основы теплопередачи /Н. М. Беляев. — К. : Вища шк., 1989. — 343 с.

6. Юдаев Б. Н. Техническая термодинамика. Теп-лопередача / Б. Н. Юдаев. — М. : Высш. шк.,1988. — 479 с.

7. Теоретические основы теплотехники. Тепло-технический эксперимент : справочник /Григорьев В. А., Зорин В. М. — М. : Энерго-атомиздат, 1988. — 560 с.

8. Лахтин Ю. М. Материаловедение / Ю. М. Лах-тин, В. П. Леонтьева. — М. : Машиностроение,1990. — 527 с.


Разработан метод теплового расчета тормозных устройств индукторного типа. Вы-полнен расчет тормоза ИТ-22, используемого в лабораторной установке для испытанийавтомобильного двигателя ВАЗ-2101. Установлены температурное поле и наиболее нагру-женные зоны, обозначены границы допускаемого нагрева этого тормоза.

The method of thermal design of induction type brake devices has been developed. Calculationsof IT-22 brake used in the lab unit for testing VAZ-2101 motor vehicle engine have been carriedout. The temperature field and the most loaded areas have been established, with the borders ofadmissible brake heating identified.


— 28 —

УДК 629.7.087

C. Н. Кулагин, А. В. Дробот, Л. Г. Дубовик

ЛОКАЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЛАЗМЫ ИУРОВЕНЬ КОЛЕБАНИЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО ПОЛЯ

В ХОЛЛОВСКОМ ДВИГАТЕЛЕ ПРИ ИЗМЕНЕНИИПРОВОДИМОСТИ СТЕНОК РАЗРЯДНОЙ КАМЕРЫ

Приведены результаты экспериментальных исследований влияния проводимости сте-нок разрядной камеры (РК) на локальные характеристики плазмы в холловском двигателемалой мощности. Полученные данные свидетельствуют о значительном влиянии проводи-мости стенок РК на локальные характеристики плазмы, что, в конечном счете, приводит кизменению интегральных характеристик двигателя и уровня колебаний электромагнитно-го поля.

© C. Н. Кулагин, А. В. Дробот, Л. Г. Дубовик, 2009

В настоящее время эффективным инструмен-том для научных и прикладных исследований вкосмосе являются космические аппараты массойменее 100 кг (микроспутники). Предпосылкой длясоздания и развития микроспутников послужи-ла совокупность ряда факторов, делающих этисистемы наиболее пригодными и универсальны-ми в условиях изменяющихся акцентов назна-чения космических аппаратов. Снижение массыи габаритов КА требует разработки соответству-ющих двигательных установок для систем ори-ентации, стабилизации и коррекции орбиты КА.Перспективным двигателем для МС являет-

ся холловский двигатель (ХД), что обусловленоего конструктивной простотой, надежностью ипринципиальной возможностью получения не-обходимых тягово-энергетических характерис-тик. Применение ХД на космических аппаратахмассой меньше 100 кг сдерживается, в основном,их малой энерговооруженностью (N < 100 Вт).Отсутствие достаточно отработанных ХД ука-занного уровня мощности обусловливает необ-ходимость их дальнейшего совершенствованияи отработки, так как существующие образцыимеют сравнительно низкий КПД. Следователь-но, поиск способов повышения эффективностиХД малой мощности (ХДММ) при минимиза-ции энергопотребления является весьма акту-альной задачей.В работе [1] предлагается новая концепция

холловского двигателя с разделением проводя-щего канала на несколько секций. Эта схема посравнению с традиционной позволяет увеличитьресурс, уменьшить вторичную электронную эмис-сию и снизить потери разрядной мощности, чтоприводит к увеличению КПД. Подтверждена прин-ципиальная возможность создания ХД с прово-дящим секционированным каналом при сравни-тельно высокой эффективности (около 60%).

В работе [2], с целью определения влиянияпроводимости стенок разрядной камеры в райо-не переднего среза на эффективность работы ХДмалой мощности, были проведены эксперимен-тальные исследования характеристик двигателя,конструкция которого позволяла оперативно ме-нять полюсные наконечники и соответственнопроводимость стенок РК.В исследованной модели разрядная камера

состояла из трех секций: первая образована внут-ренними стенками полого анода-газораспредели-теля, вторая — стенками изоляторов, третья — стен-ками полюсных наконечников, для изготовлениякоторых использовались алюмонитрид бора (ди-электрик) и пиролитический графит (провод-ник). Показано, что в рассмотренном диапазонемощностей (40-160 Вт) использование проводя-щих полюсных наконечников приводит к увели-чению КПД холловского двигателя на ∼1-2 %.Целью настоящей работы является исследо-

вание влияния проводимости полюсных нако-нечников на распределение локальных характе-ристик плазмы в разрядной камере ХД малоймощности.Исследование локальных параметров плазмы

в РК двигателя, схема которого приведена в [2],проводилось зондовым методом. Для этих целейиспользовался цилиндрический Ленгмюровскийзонд, закрепленный в однокоординатном мани-пуляторе, позволявшем перемещать зонд вдольоси РК. Координатное устройство закреплялосьна заднем фланце двигателя, при этом, зонд вво-дился со стороны анода и перемещался вдольсрединной поверхности РК. Изолятором зондаслужила трубка из электротехнического фарфо-ра с наружным диаметром 1,5 мм. Собирающаяповерхность зонда имела диаметр 0,5 мм и дли-ну 1,2 мм (вольфрамовая проволока). Электричес-кая схема подключения зонда показана на рис. 1.



На схему от источника питания ТЭС-20 по-давалось стабилизированное напряжение 100 В.Спаренные резисторы R1, R2 позволяли полу-чить нулевую точку. Результаты измерений ре-гистрировались двухкоординатным самописцемЛКД-4. Резистор R5 подключался при тарировкесамописца микроамперметром М 2038 с погреш-ностью 0,5%, диоды D1, D2 позволяли полу-чить логарифмическую характеристику зондовоготока.Вход «Х» через делитель напряжения R3, R4

регистрировал напряжение между анодом двига-теля и зондом. Вход «Y» регистрировал падениенапряжения на диодах D1, D2, зависящее от зон-дового тока.Ввиду большой плотности тепловых потоков

на зонд во избежание его перегрева двигательработал в режиме однократных импульсов дли-тельностью 1,5 с. Подача напряжения на зонддля снятия вольт-амперных характеристик (ВАХ)была синхронизирована со временем горения раз-ряда, т.е. при зажигании разряда одновременнона зонд подавалось определенное значение на-пряжения. В течение паузы длительностью 5 свыставлялось следующее значение напряжения,и при очередном включении разряда фиксиро-валась следующая точка ВАХ зонда.

Рис. 1. Электрическая схема зондовых измерений

Вольт-амперные характеристики зонда дляоценки температуры электронов и потенциалаплазмы обрабатывались графически по стандар-тной методике [3]. Концентрация заряженныхчастиц рассчитывалась по соотношению:

MkT

SenI eei 2

1= ,

где iI — ионный ток насыщения; S — площадь

собирающей поверхности зонда; M — масса атома

рабочего вещества; e — заряд электрона; eT —

температура электронов; en — концентрацияэлектронов.При этом предполагалось справедливым ус-

ловие квазинейтральности плазмы en ≅ in , где

in — концентрация ионов.Измерения проводились при фиксированных

массовом расходе ксенона (0,94 мг/с), разрядномнапряжении (120 В) и токе катушки намагни-чивания, соответствующем минимальному токуразряда.

Распределения потенциала плазмы плϕ , напря-

женности электрического поля E , температуры

электронов eT и концентрации плазмы in при-ведены на рис. 3 (в, г, д, е). Там же приведеныэлементы конструкции РК и распределение ра-диальной составляющей магнитной индукцииB (а, б).Полученные данные показывают:— в случае использования проводящих полюс-

ных наконечников, потенциал плазмы спадает«быстрее», чем для диэлектрических, что свиде-тельствует о смещении слоя ионизации и уско-рения в сторону анода и может быть объясненошунтированием слоев плазмы с различным по-тенциалом проводящими стенками РК;

— максимальная напряженность электричес-кого поля выше для проводящих стенок РК;

— температура электронов при диэлектричес-ких стенках РК ниже, что свидетельствует о воз-можном механизме «охлаждения» электроннойкомпоненты при взаимодействии со стенкой РК;

— концентрация ионов в районе переднегосреза анода выше для проводящих наконечни-ков, что связано со смещением зоны интенсив-ной ионизации в сторону анода.В целом полученные данные свидетельству-

ют о значительном влиянии проводимости сте-нок РК на локальные характеристики плазмы,что, в конечном счете, приводит к изменениюинтегральных характеристик двигателя.Рис. 2. Спектр колебаний электромагнитного поля


— 30 —

Рис. 3. Элементы конструкции РК (а), распределение магнитного поля (б) и локальные характеристики плазмы(в, г, д, е)



Наведено результати експериментальних досліджень впливу провідності стінок роз-рядної камери (РК) на локальні характеристики плазми в холлівському двигуні малої по-тужності. Одержані дані свідчать про значний вплив провідності стінок РК на локальніхарактеристики плазми, що в результаті призводить до зміни інтегральних характеристикдвигуна.

The article shows the results of experimental researches of the discharge chamber (DC) wallconductivity influence on local plasma characteristics in a low power Hall engine. The datareceived confirm significant DC wall conductivity influence on local plasma characteristics,which eventually results in changing integral engine characteristics and electromagnetic fieldoscillations as well.


1. Zhakupov A. Hall Thruster With a SectionedConducting Channel / A. Zhakupov, S. Khartov,L. Latyshev // Proc. 3rd International Conferenceon Spacecraft Prorulsion. ESA SP-465. — France :Cannes, 2000. — Р. 277—279.

2. Кулагин С.Н. Влияние проводимости стенокразрядной камеры на эффективность хол-

ловского двигателя / С. Н. Кулагин, Л. Г. Ду-бовик, В. Н. Балашов // Вісник двигунобуду-вання. — 2007. — № 1. — С. 27—29.

3. Меликов И. В. Экспериментальное исследова-ние внутрианодных процессов в ускорителе сзамкнутым дрейфом электронов (УЗДП) /И. В. Меликов // ЖТФ. — М., 1974. — Т. XLIV,№ 1. — С. 59—64.



— 32 —

УДК 621.891

В. І. Кубіч, Л. Й. Івщенко

ДО ПИТАНЬ ФІЗИЧНОГО МОДЕЛЮВАННЯ РОБОТИТРИБОЗ’ЄДНАННЯ «ШИЙКА-ПОКРИТТЯ-ВКЛАДИШ»Розглянуто можливості обладнання для випробування на тертя та зношування, запро-

поновано підходи для фізичного моделювання роботи трибоз’єднання «шийка-покриття-вкладиш» для визначення закономірностей зміни властивостей поверхневого шару матері-алів пар тертя при дії факторів впливу за умов складного навантаження та руху, щонайбільш повно буде відповідати реальним умовам експлуатації.

© В. І. Кубіч, Л. Й. Івщенко, 2009

Актуальність

В даний час є ряд проблем у вивченні фізико-хімічних процесів в покриттях, в перехідних ша-рах і основному матеріалі елементів трибоз’єднань,визначених умовами роботи трибосистем об’єктівдослідження, що важко реалізувати в пропоно-ваних методиках і можливостями існуючого об-ладнання. Це зв’язано, перш за все, з фізичниммоделюванням процесів на стадії експерименту:використовувані зразки матеріалів, умови їх взає-модії не повною мірою відповідають швидкіс-ним, навантажувальним, температурним режи-мам роботи трибоз’єднань в реальних умовах[1-6].Фізичне моделювання контактної взаємодії

елементів трибоз’єднання «шийка-покриття-вкладиш» двигуна внутрішнього згоряння є клю-човою ланкою в отриманні більш вірогіднішихрезультатів випробувань, що проводяться в лабо-раторних умовах, а також основою для подаль-шого прогнозування характеру зміни його три-ботехнічних характеристик, структурних пара-метрів в реальних умовах експлуатації.Аналіз геометричних характеристик даного

трибоз’єднання показав, що для об’єктивної оцін-ки зносостійкості поверхонь відповідно до пара-метрів вимірювань, які отримуються в резуль-таті лабораторних випробувань, недоцільно знех-тувати осьовим зсувом, вертикальними і гори-зонтальними переміщеннями шийки, а такожтангенціальними і радіальними силами в зоні де-формацій [4].Для дослідження триботехнічних характерис-

тик з’єднань такого роду пропонується викори-стовувати такі схеми тертя як «ролик-колодка»,«вал-втулка», а також різні методики випробу-вань де варіюються швидкісні і навантажувальнірежими взаємодії поверхонь зразків [2]. Протеоднозначних рекомендацій як до схем тертя, такі створюваних при цьому кінематики і динамікинавантаження елементів трибоз’єднання «ший-ка-покриття-вкладиш» немає.Відповідно до приведеного викликають особ-

ливий інтерес наступні питання. По-перше — на-

скільки існуюче устаткування, зокрема, пристроїдля випробування на тертя і зношування, дає мож-ливість визначати закономірності зміни власти-востей матеріалів пар тертя приведеного типу придії факторів впливу при складному навантаженніта руху [4], що у більшому наближенні буде відпо-відати реальним експлуатаційним умовам робо-ти. По-друге — яку конструкцію та можливостіповинен мати пристрій для випробування на тер-тя трибоз’єднання «шийка-покриття-вкладиш»,тобто, яким чином можливо виразити фізичнумодель контактної взаємодії елементів досліджу-ваного трибоз’єднання.

Огляд публікацій і аналіз можливостей існую-чого обладнання

Для визначення можливостей пристроїв длявипробування на тертя і зношування пар тертятипу «вал-втулка», що відповідає з’єднанню «ший-ка-покриття-вкладиш» виконувався аналіз патен-тної і технічної інформації [1, 2, 5-12] за наступ-ними визначальними ознаками:а) наявність і функціональність:— механізму приводу;— вузла навантаження;— вузла кріплення;— вимірювальної системи;б) схема тертя: «вал-втулка»; «ролик (вал)-

колодка; «колодка (вал)-колодка (вал)»;в) тип змащення вузла: «рідинне краплинне

відкрите»; «рідинне закрите»;г) тип руху елементів схеми: обертальне; зво-

ротно-обертальне ролика, колодка нерухома; обер-тальне ролика, коливання колодки у перпенди-кулярній площині з амплітудою; обертальне ко-лодки, окружне колодки на незначний кут; обер-тальне ролика, нерухоме втулки з покриттям;обертальне ролика, колодка нерухома;д) тип навантаження: одномірне; двомірне;

тримірне;е) параметри вимірювання: момент тертя;

зношування; мікрозйомка поверхонь; відноснепереміщення зразків.Зіставлення значень технічних показників

показало, що:



— для визначення триботехнічних параметрівматеріалів, які випробуються на тертя та зношу-вання, застосовують стандартну схему тертя з од-номірним поступовим навантаженням, або наван-таженням (фіксоване), яке пропонується відпо-відною методикою випробувань у кожному ок-ремому випадку, але не в повній мірі враховуєнавантаження, що відбувається в реальних умо-вах, наприклад, його безперервна зміна у деякихінтервалах з подальшою стабілізацією відносновизначеної величини;

— взаємне переміщення контактуючих повер-хонь, яке у тому чи іншому випадку моделюєпроцеси тертя реальних вузлів, має обмеженістьу напрямках руху, що не може сприяти отриман-ню реальних умов взаємодії деталей трибоз’єд-нань, особливо, якщо мова йде про визначеннязмін структурних параметрів досліджуваних зно-состійких покрить, які можуть застосовуватись вних;

— середовище умов тертя, відносно якого про-водяться випробування матеріалів, ні в якому разіне може відповідати специфічнім умовам роботидосліджуваного трибоз’єднання та сприяти по-дальшому отриманню більш імовірних резуль-татів, які не можуть бути обґрунтовані контакт-ною взаємодією поверхонь у використовуванихпристроях.Таким чином пристрій для випробування на

тертя, що фізично моделює роботу трибоз’єднан-ня «шийка-покриття-вкладиш» повинен мати:а) схему тертя — типу «вал-втулка»;б) тип руху — тільки обертальний валу з

відноснім зміщенням втулки у подовжньому на-прямку та коливальному переміщенні її у пло-щині, перпендикулярній валу;в) тип навантаження — двомірне (тримірне);г) тип змащення вузла — рідинне закрите зі

зміною тиску мастила в зоні тертя;д) механізм приводу — з безступеневою

зміною частоти обертання валу;е) вузол навантаження — зі зміною напрям-

ку дії сили;ж) вузол кріплення зразків — з можливістю

відносного зсуву корпусу втулки відносно валу;і) параметри вимірювання: момент тертя; знос;

мікрозйомка поверхонь; відносне переміщеннязразків.

Репрезентація фізичної моделі і її можливостей

Відповідно до позначених вимог до пристроюдля випробування на тертя пропонуються на-ступні технічні рішення, покладені в основу фізич-ної моделі роботи трибоз’єднання «шийка-по-криття-вкладиш».В цілому модель взаємодії елементів трибо-

з’єднання будується на базі стандартного облад-нання для випробування на тертя і зношування,

зокрема, пропонується використовувати маши-ну тертя СМЦ-2, особливістю конструкції якоїє наявність додаткових електричних приладів,що дають можливість змінювати і реєструватичастоту обертання валу безперервно в межах 500-1825 хв-1. До складу машини СМЦ-2 входитьреєстрація величини моменту тертя, що виражаєть-ся в умовних одиницях. Стандартний механізмнавантаження, камера для випробування зразківв рідинному середовищі, що входять в комплектмашини, для фізичного моделювання не застосо-вуються, зважаючи на недосконалість її конст-рукції та невідповідності позначеним вимогам.Безпосередньо на вал бабки нижнього зраз-

ка машини тертя встановлюється додатковийпристрій. Конструкція, способи управління еле-ментами конструкції такого пристрою і є вцілому фізична модель роботи трибоз’єднання,рис. 1, а; б.Пристрій складається з:— шийки (валу), посадженої на вихідний вал

машини тертя;— роз’ємного і герметизованого корпусу з

вкладишами, який посаджено на шийку з ура-хуванням необхідного зазору;

— механізмів для задавання необхідних кіне-матичних і динамічних режимів взаємодії ший-ки з вкладишами;

— мастильної системи (мастильний бак, на-сос, клапани, крани, манометри), що забезпе-чує як подачу масла під тиском в зону тертяшийки з вкладишами, так і управління режима-ми роботи елементів з’єднання (як варіант). Дляостаннього може застосовуватись як електроме-ханічний, так і пневматичний привід.Принцип дії такого пристрою полягає в на-

ступному.Вал бабки нижнього зразка, що обертається,

обертає зразок — шийку, встановлену в корпусі звкладишами, причому, шийка має можливістьзміщуватися відносно вкладишів. Вкладиші не-рухомо закріплені в корпусі, до якого здійснюєть-ся підведення і відведення змащувального мате-ріалу. Корпус вкладишів рухомо пов’язаний зкорпусом машини. При цьому є можливість пе-реміщати його в подовжньому і поперечномунапрямках. На корпусі встановлюються механіз-ми, що забезпечують режими кінематики і дина-міки роботи вузла «шийка-вкладиші». Принципдії їх засновано на створенні необхідного наван-таження на корпус мастильної системи: точновертикально, імітуючи при цьому радіальну силуРr, з деяким зсувом від центру — тангенціальнуРτ, при цьому існує можливість забезпечитизміщення самого корпусу щодо шийки.Такий підхід до моделювання роботи дослід-

жуваного вузла тертя дає можливість проводитивимірювання моменту тертя Мt:


— 34 —

— не при фіксованих навантаженнях Р(Р1, Р2,Р3, ..., Рі+1, Н) = const, а при квазістатичномунавантаженні Р(Р1-Р2, Р3-Р4, Рі - Рі+1 ) ≠ const,не виключаючи перших. Причому напрямок на-вантаження може відповідати як радіальній силів зоні контакту Рr, так і тангенціальній Рτ;

— не при фіксованих частотах обертання при-воду зразка-шийки n (n1, n2, n3, ..., … nі+1, мін

-1) =const, а при квазістатичному швидкісному русіn (n1-n2, n3-n4, nі-nі+1 ) ≠ const, не виключаючиперших;

— не при фіксованому тиску масла в зоні тертяповерхонь p(p1, p2, p3 … pі+1, кгс/см

2) = const, апри квазістатичному режимі змащування p(p1-p2,p3-p4, pі-pі+1 ) ≠ const, не виключаючи перших;

— не у статичній взаємодії втулки з валомпри швидкісному і динамічному режимах роботиS = 0, мм, а при їх рухомій взаємодії щодо осейОХ, ОУ, ОZ: Sх(Sх1, Sх2 … Sхn+1); Sу(Sу1, Sу2, ...,…Sуn+1); Sz(Sz1, Sz2, ...,… Szn+1), не виключаючипершого стану.Перераховані режими можуть розглядатися як

варіант фізичної моделі взаємодії елементів дос-ліджуваного трибоз’єднання в реальних умовахроботи такої трибосистеми, як двигун внутріш-нього згоряння.На підставі чисельних значень моменту тер-

тя, що реєструються в умовних одиницях, от-

риманих залежно від діапазонів кінематичних ідинамічних параметрів роботи вузла, вважаєть-ся можливим побудувати графічні залежностізміни коефіцієнта тертя, як за тимчасовим по-казником, так і за величиною пройденого шля-ху. Причому характер зміни графічних залежно-стей буде з високою вірогідністю відображатисуть процесів в локальних зонах контакту по-верхонь елементів, відповідно до реальних умовроботи.За рахунок введення в елементи пристрою

додаткових компонентів: термопар, тензодат-чиків, представляється можливим також спос-терігати і фіксувати інші характеристики, на-приклад, температуру і напруги в зоні локаль-ного контакту і поза її межами.Не вирішеним є питання про вимірювання

зносу поверхонь в процесі лабораторних випро-бувань без демонтажу зразків з пристрою, хоча іце можливо застосуванням тих же тензодатчиків.Значення кінематичних параметрів: відносні

лінійні зсуви втулки; частота обертання валу;динамічні параметри: величина навантаження іїї напрям; тиск мастила — повинні прийматися,виходячи з особливостей технічних, геометрич-них характеристик з’єднання, динамічного роз-рахунку, зовнішньої швидкісної характеристи-ки для кожного конкретного двигуна.

Рис. 1. Схема пристрою для випробування трибоз’єднань типу «шийка-покриття-вкладиш»

а — вигляд спереду; б — вигляд збоку; 1 — механізм кінематики і динаміки режимів роботи; 2 — опори рухомогокріплення механізму до корпусу машини тертя; 3 — опора рухомого кріплення корпусу вкладишів до корпусумашини тертя; 4 — корпус машини тертя; 5 — роз’ємний корпус вкладишів; 6 — вкладиш; 7 — шийка; 8 — вал

бабки нижнього зразка; 9, 16 — клапани масляних магістралей механізму; 10 — крани управління величиною тискув магістралях; 11 — магістралі подачі змащувального матеріалу; 12 — манометри; 13 — секційний масляний насос;

14 — магістралі зливу змащувального матеріалу; 15 — ємність; 17 — направлення дії радіальної Рr і тангенціальної Рτсил навантаження

а б



Висновки

Запропоновані підходи до фізичного моделю-вання можуть дозволити отримати достовірнішукартину процесів, що відбуваються в локальнихзонах контакту поверхонь при випробуванніз’єднань типу «шийка-покриття-вкладиш». Цестає можливим, оскільки, застосувавши запропо-новані технічні рішення, значно розширюютьсядіапазони динамічного, швидкісного режимів ро-боти вузла, що найбільш повно буде відповідатиреальним умовам експлуатації такої трибосисте-ми, як двигун внутрішнього згоряння.


1. Гаркунов Д. Н. Триботехника / Д. Н. Гарку-нов. — М. : Машиностроение, 1985. — 424 с.

2. Методы испытаний на трение и износ : справ.изд. / [Л. И. Куксенова, В. Г. Лаптева, А. Г. Кол-маков, Л. М. Рыбакова]. — М. : Интермет Ин-жениринг, 2001. — 158 с.

3. Кубич В. И. К методике исследования изби-рательного переноса в трибосопряжении /В. И. Кубич, Л. И. Ивщенко // Нові матеріалиі технології в металургії та машинобудуванні. —2007. — № 2 . — C. 134-138.

4. Кубич В. И. Кинематика, динамика работытрибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш»и реализация в нем избирательного переноса/ В. И. Кубич, Л. Й. Ивщенко // Вісник дви-гунобудування. — 2008. — № 2 .— C. 27-32.

5. Рыбакова Л. М. Структура и износостойкостьметалла / Л. М. Рыбакова, Л. И. Куксенова. —М. : Машиностроение, 1982. — 346 с.

6. Дроздов Ю. Н. Исследование триботехничес-ких свойств пар трения «стальной вал-мно-гослойный подшипник» с различными по-крытиями / Ю. Н. Дроздов // Вестник ма-шиностроения. — 2005. — № 12. — C. 25-27.

7. Пат. 2289119 Российская Федерация, МКИ8

G01N 19/02, G01N 3/56 Устройство для ис-пытания материалов на трение / Г. М. Исма-илов, В. М. Мусалимов, Б. В. Соханев, М. А. Са-пожников, М. А. Лобачева, А. А. Никифоров ;

заявитель и патентообладатель ГОУВПО«ТГПУ». — № 2005122107/28 ; заявл. 12.07.05 ;опубл. 10.12.06, Бюл. № 34.

8. Пат. 6333 Україна, МКИ8 G01N 3/56 Пристрійдля випробування матеріалів на тертя та зно-шування / Г. М. Баннов, Ю. В. Цмикал,О. В. Матвєєв ; заявитель и патентообладательХДУ. — № 20040604228 ; заявл. 02.06.04 ; опубл.16.05.05, Бюл. № 16.

9. Пат. 15243 Україна, МКИ8 G01N 3/56 Ма-шина тертя для випробування матеріалів вумовах зворотно-обертального руху/А.К. Скуратовский ; заявитель и патентооб-ладатель НТУУ «Київський політехнічнийінститут». — № u200512820; заявл. 29.12.05;опубл.15.06.06, Бюл. № 21.

10. Пат. 12339 Україна, МКИ8 G01N 3/56, G02B21/00, H04N 7/22 Пристрій для постійногоспостереження та документального відео-фільмування процесу тертя і зношуванняматеріалів на базі металографічного мікро-скопа / В. В. Широков, Е. М. Рудковский,А. В. Широков, А. Л. Лутицкий ; заявитель ипатентообладатель НАН України Фізико-механічний інститут ім. Г. В. Карпенка. —№ а200501422 ; заявл. 16.0205 ; опубл.15.02.06,Бюл. № 2.

11. Пат. KR20030024184 Корея, МКИ7 G01N 3/56 Multi—functional friction and abrasion testerof rotary machine component / Kim Wan Du ;заявитель и патентообладатель Koreamachinery & metal inst. — № КR20010057213 ;заявл. 17.09.01 ; опубл. 26.03.03.

12. Пат. CZ20060112 Германия, МКИ8 G01N 3/56 Method and device for testing adhesionproperty of sliding layers of sliding bearing bushes /Schofer Andre, Wittmann Robert, Bor Norbert ,Wilhelm Maik ; заявитель и патентооблада-тель Federal Mogul Wiesbadtn GMBH. —№ 200510009512 ; заявл. 24.02.05 ; опубл.27.06.07.


Рассмотрены возможности оборудования для испытания на трение и изнашивание,предложены подходы для физического моделирования работы трибосопряжения «шейка-покрытие-вкладыш» для определения закономерностей изменения свойств поверхностногослоя материалов пар трения под действием факторов влияния сложного нагружения идвижения, что наиболее полно будет соответствовать реальным условиям эксплуатации.

The equipment capability to test friction and wear-out are discussed. Approaches are offeredto physical simulation of the neck-coating-insert type tribological interface operation to determinethe patterns of changing properties of superficial layers of friction pair materials influenced byintricate loading and motion, which perfectly corresponds to actual running conditions.


— 36 —

УДК 629.7.036:539.4

А. В. Шереметьев

ОБ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ОПТИМАЛЬНОСТИ ВЕЛИЧИНЫРЕСУРСА АВИАЦИОННЫХ ГТД

В статье рассмотрены факторы, влияющие на экономическую оптимальность величи-ны ресурса авиадвигателей. Приведено определение стоимости одного часа жизненногоцикла двигателя CFM56-3. Представлены необходимые условия повышения экономическойэффективности эксплуатации авиационных ГТД.

© А. В. Шереметьев, 2009

Увеличение ресурса (долговечности), которыйявляется составляющей частью надежности, соот-ветственно, приводит и к повышению последней.Повышение надежности, как и повышение ре-сурса (составляющей надежности) требует зна-чительного объема работ, значительных затратсредств и времени. Прошедшие десятилетия раз-вития авиационных ГТД прошли под знаком не-прерывного роста ресурсов: от нескольких сотенчасов до десятков тысяч часов (рис. 1 [2], 2).Когда ресурсы двигателей не превышали 1000

часов, экономическая целесообразность их повы-шения не вызывала никаких сомнений ввиду, какминимум, двух обстоятельств: высоких расходовэксплуатирующих организаций (кривая Сэк нарис. 3) и сравнительно небольших расходов наработы, связанные с увеличением ресурсов (кри-вая Срс1 рис. 3). Здесь и в дальнейшем в качествеединицы ресурса будет использоваться час рабо-ты двигателя.

Рис. 1. Рост ресурсов двигателей АИ-20 (1), АИ-24 (2),АИ-25 (3) по годам эксплуатации

Рис. 2. Рост ресурсов двигателей с большой степенью двухконтурностиД-36 (1), Д-18Т (2), Д436Т1 (3)



Иная ситуация возникает при обоснованиибольших значений ресурсов (> 20000 часов). Содной стороны, эксплуатационные расходы ужесущественно снижаются (величины расходов вэксплуатации на 1 час работы двигателя), а принебольших величинах эксплуатационных расхо-дов дальнейшее их снижение приносит все мень-шую экономическую выгоду. К тому же, в соот-ветствии с законом убывающей предельной от-дачи [3], начиная с некоторого значения ресурса,эксплуатационные расходы могут возрасти.С другой стороны, для увеличения ресурсов

требуется все более увеличивающийся объем ис-пытаний (см. рис. 3).Существует экономически оптимальная вели-

чина ресурса, при которой суммарные затраты наувеличение ресурса будут наименьшие (tоп1).Внедрение в практику работы разработчиков

двигателей электронно-вычислительной техни-ки, использование численных методов и моделейвысокого уровня, пакетов прикладных программ(например, ANSYS) в сочетании с накопленнымопытом по созданию авиационных ГТД и высо-кой квалификацией инженерных кадров позво-лили разработать и успешно применять расчет-ные методы установления ресурсов.Это дало возможность существенно снизить

затраты и сократить календарные сроки установ-ления ресурсов (на рис. 3 сокращение затрат наустановление ресурсов представлено кривой Срс2).Одновременно, значительно отодвинулось значе-ние экономически оптимального ресурса вправо(см. рис. 3).

Рис. 3. Зависимость изменения затрат от величины ресурса двигателя

Для различных двигателей и даже для одногои того же двигателя, но установленного на раз-ных самолетах, будут существовать свои значе-ния оптимального ресурса, поскольку эксплуата-ционные расходы могут различаться в зависи-мости от типа двигателя, типа самолета, плеча по-лета, эксплуатирующей компании и т.п.Ресурс двигателя может быть очень большим,

однако, при этом он будет далек от экономи-чески оптимального. Показателем оптимальнос-ти ресурса может служить суммарная величиназатрат на 1 час устанавливаемого ресурса.Отклонение ресурса двигателя от экономи-

чески оптимального может быть связано со спе-циальными требованиями к двигателю, накла-дываемыми при проектировании. В этом случаеэффективность применяемых конструктивныхрешений может «оказаться максимально дос-тижимой в условиях наложенных ограничений»[4].Стремление к установлению экономически

оптимального ресурса явилось одной из причинпоявления понятия ресурсного проектирования[5].Под ресурсным проектированием авиацион-

ных ГТД следует понимать такую систему со-здания двигателей, при которой на стадии про-ектирования определяется долговечность деталейдвигателя, обеспечивается полный учет условийэксплуатации и производится оптимизация уров-ня рабочих параметров, показателей эффектив-ности и величины ресурса.


— 38 —

Таблица 1 — Затраты при плановых ремонтах двигателя CFM56-3 с тягой 23500 фнт [7]

№ съема Наработка до съема, час

Суммарная наработка, час

Стоимость ремонта, $

Стоимость заменяемых деталей,

$ 1 8500 8500 800 000 – 2 6500 15000 900 000 650 000 3 6500 21500 950 000 410 000 4 6500 28000 950 000 265 000

Развитие технической (безразборной) ди-агностики, модульности конструкции, конт-роле-пригодность двигателей и накопленныйопыт эксплуатации позволили осуществить эк-сплуатацию авиационных ГТД по техническо-му состоянию. Экономический эффект от экс-плуатации по техническому состоянию оченьвелик [4]:

— на 20% сокращается число запасных частей;— число запасных двигателей уменьшается по-

чти в 2 раза;— себестоимость обслуживания и ремонтов со-

кращается примерно на 25%.Практически повсеместный переход на экс-

плуатацию по техническому состоянию, с заме-ной отдельных модулей без съема двигателей скрыла самолета, повлек за собой пересмотр по-нятия ресурса двигателя в целом.Для сложной, многокомпонентной системы,

«каковой является авиационный газотурбинныйдвигатель модульной конструкции, обладающийсвойством восстанавливаться» [6], понятие ресурсадвигателя приобретает условный характер. Напервый план выходит экономическая целесооб-разность восстановления двигателя при ремон-тах и стоимость одного часа жизненного цикла.Экономическая целесообразность восстановлениядвигателя при ремонтах зависит от стоимостиремонта и стоимости замены деталей, ограничи-вающих ресурс (таблица 1)[7].Используя данные, приведенные в таблице 1,

можно определить затраты при ремонтах, отне-сенные к одному часу эксплуатации двигателяCFM56-3 с тягой 23500 фунтов (10657 кГ) поформуле (1):

ц

дррэ N

СCC

τ

+=

Σ, (1)

где Ср — стоимость ремонтов;Сд — стоимость заменяемых деталей;NΣ — отработанное число полетных циклов;τц — время полетного цикла, час.Складывая все затраты в колонках 4 и 5 таб-

лицы 1, разделив на число выполненных при этомполетных циклов (28000 циклов) и продолжи-тельность полета (1,4 часа), получим $125,64 [7].Добавив к величине Сэр стоимость нового дви-гателя, отнесенную к одному часу эксплуата-

ции, и стоимость расходуемого топлива за одинчас работы двигателя, получаем стоимость одно-го часа жизненного цикла двигателя CFM56-3(формула 2)

тудц

рддвчаса RCС

NССС

C +τ

++=

Σ, (2)

где Сдв — цена нового двигателя;Суд — удельный расход топлива;Ст — цена 1 кг топлива;R — тяга двигателя.

Для каждого двигателя существует оптималь-ная продолжительность работы на крыле само-лета (до ремонта). Например, для двигателя РW4000оптимальное время эксплуатации на крыле со-ставляет 3500...4500 полетных циклов.Это связано с возможностью ремонта и вос-

становления структуры и свойств лопаток ТВД.Более длительное время пребывания двигателяна крыле приводит к высокой степени утилиза-ции лопаток [8]. Поэтому очень важно вести точ-ный учет наработки деталей двигателя в эксплу-атации в часах и полетных циклах. Ошибка вопределении наработки может привести к суще-ственному удорожанию ремонта.При ремонте лопаток используются методы

порошковой металлургии, лазерной и микроплаз-менной сварки. Ограничения возможности ремонтасвязаны с трещинами и утонением стенок лопа-ток.Восстановление структуры и свойств лопа-

ток производится путем специализированноготемпературного циклирования. Это позволяет ис-пользовать те же лопатки в течение значитель-но более продолжительного периода работы всоставе двигателя. При этом достигается суще-ственная экономия средств. По данным зару-бежных источников, восстановление и ремонт30000 рабочих лопаток может принести эконо-мию до $ 8000000.Ресурс деталей целесообразно обеспечивать при

проектировании таким образом, чтобы замен ос-новных деталей в эксплуатации было по-воз-можности меньше. Планировать замены деталей(не относящихся к основным), ограничивающихресурс, следует путем совмещения замены с ре-монтами двигателей (посещением цеха).



Для того, чтобы избежать вынужденного съе-ма двигателя с крыла из-за окончания ресурсаосновных деталей, большинство авиакомпаний,эксплуатирующих авиационные ГТД, придержи-ваются политики «остатка ресурса» (минималь-ного срока службы деталей). Суть дела заключа-ется в том, что большинство деталей, ограничива-ющих ресурс, вырабатывают свой срок службы винтервале 1500...3000 полетных циклов от свое-го предельного срока службы.Например, передний вал ротора ТВД двига-

теля СF6-50 имеет предел 11500 полетных цик-лов, но, вероятно, будет утилизирован после9500...10000 полетных циклов (таблица 2) [8].

Таблица 2 — Стоимости и неиспользуемыеостатки ресурсов основных деталей зарубежныхдвигателей

В этом случае обеспечивается снижение сто-имости одного часа жизненного цикла двигателя,что увеличивает конкурентоспособность двига-теля.Помимо плановых причин съема (исчерпание

запаса по температуре выхлопных газов, восста-новление запасов устойчивости КВД, исчерпаниесроков службы деталей, ограничивающих ресурси др.), значительную долю занимают внеплано-вые.Внеплановые съемы двигателей могут вносить

большие коррективы в схемы ремонтов и замендеталей, ограничивающих ресурс. Количество вне-плановых съемов двигателя может составлять 50% отобщего числа съемов.Так, например, для двигателей семейства

РW4000 внеплановые причины съема составля-ют 35...45% от всех съемов.Для двигателей СF6-50 причиной 25% съе-

мов является исчерпание запаса по температуревыхлопных газов, другие 25% съемов обуслов-лены необходимостью замены основных деталей,исчерпавших ресурс, а остальные 50% съемовсоставляют внеплановые съемы [8]. Для повы-шения экономической эффективности эксплуа-тации авиационных ГТД необходимо:

— установить с минимальными затратами ре-сурс деталей двигателя;

— обеспечить оптимальное пребывание дви-гателя на крыле самолета за одну постановку;

— обеспечить своевременную замену деталей,ограничивающих ресурс (избежать досрочногосъема двигателя по причине нехватки ресурса

основным деталям или исчерпания запаса по тем-пературе газа);

— точно определять текущую повреждаемостьдеталей в часах и циклах в зависимости от усло-вий эксплуатации (автоматизированные счетчи-ки наработки);

— оперативно определять объем работ и необ-ходимые замены деталей при внеплановых съе-мах двигателей;

— с учетом внеплановых съемов вести кор-ректировку объемов работ при последующих ре-монтах двигателя, сроков пребывания двигателяна крыле и пр.Наиболее удобно осуществлять перечисленные

работы, используя наземные автоматизированныесистемы мониторинга эксплуатации двигателей.Одним из существенных элементов таких сис-тем являются алгоритмы подсчета выработанно-го ресурса [9].Проведенный анализ оптимальности ресурсов

авиационных ГТД позволяет сделать следующиевыводы:

1. Существует экономически оптимальныйресурс двигателя для заданных условий эксплу-атации.

2. Экономически оптимальный ресурс двига-теля может существенно изменяться с измене-ниями затрат на установление ресурса.

3. Для повышения экономичности эксплуата-ции двигателей следует использовать наземныеавтоматизированные системы мониторинга экс-плуатации двигателей.


1. Косточкин В. В. Надежность авиационных дви-гателей и силовых установок / В. В. Косточ-кин. — 2-е изд. — М. : Машиностроение, 1988.— 272 с.

2. Шереметьев А. В. А. Г. Ивченко — основопо-ложник создания авиационных ГТД большо-го ресурса / А. В. Шереметьев // Вісник двигу-нобудування. — 2003. — № 2. — С. 11-14.

3. К. Р. Макконелл Экономикс: принципы, про-блемы и политика / К. Р. Макконелл,С. Л. Дрю; пер 16-го англ изд. под ред.И. В. Башниной. — М. : ИНФРА-М, 2007. — 940 с.

4. Акимов В. М. Основы надежности газотурбин-ных двигателей / В. М. Акимов. — М. : Маши-ностроение, 1981. — 208 с.

5. Ресурсное проектирование авиационных ГТД /[Б. Ф. Балашов, И. А. Биргер, Н. Г. Бычков идр.] ; под ред. И. А. Биргера // Труды ЦИАМ. —М. : ЦИАМ, 1990. — № 1253. — 208 с.

6. Муравченко Ф. М., Шереметьев А. В. О целе-сообразности эксплуатации авиационныхГТД по техническому состоянию / Ф. М.Му-равченко, А. В. Шереметьев // Вісник дви-гунобудування. — 2003. — № 1. — С. 7-11.

Двигатель

Стоимость основных

деталей, млн. $

Неиспользуемые остатки ресурса,

цикл

1 JT9D 2,1 2000 2 PW4000 2,44 2000…3300 3 CF6-50 2,1 1400…2500 4 CF6-80C2 2,7 2000…2500


— 40 —

7. Costs Analyse Of The Engines CFM56-3B1/B2/C1 Maintenance /Aircraft Сommerce, ТhеJournа1 Fог Соmmercial Аircraft Вusiness. —Issue № 33. — Feb/March 2004. — Р. 27-33.

8. Шереметьев А. В. Анализ опыта эксплуатациизарубежных ГТД по техническому состоянию/ А. В. Шереметьев // Авіаційно-космічна тех-ніка і технологія. — 2003. — Вип. 40/5. — С. 5-8.

9. Комплекс программно-методических средствдля эксплуатационного мониторинга выра-ботки ресурса основных деталей авиацион-ного двигателя Д-18Т / [Д. Ф. Симбирский,А. В. Олейник, В. А. Филяев, и др.] // Авіацій-но-космічна техніка і технологія. — 2003. —Вип. 42/7 —С. 96-101.


У статті розглянуто фактори, які впливають на економічну оптимальність величиниресурсу. Наведено визначення вартості однієї години життєвого циклу двигуна CFM56-3.Подані необхідні умови підвищення економічної ефективності експлуатації авіаційнихГТД.

The article provides rationale concerning the factors that affect the economically soundoptimum level of aero engine service life. The method to determine one-hour CFM56-3 enginelife cycle cost is described. Conditions required to boost profitability of aircraft gas turbineengine run are exposed.



УДК 621.165

Д. А. Долматов

ТОПОЛОГИЯ РАДИАЛЬНОГО ЗАЗОРА РАБОЧИХКОЛЕС ОСЕВОГО КОМПРЕССОРА

Рассмотрены основные способы дискретизации надлопаточного зазора осевых ступе-ней конечно-разностными сетками, проанализированы особенности каждого способа. Пред-ложена новая методика построения структурированной мультиблочной сетки.

© Д. А. Долматов, 2009

Регулирование радиального зазора в рабочихколесах осевого компрессора является одним изважнейших надроторных мероприятий, направ-ленных на улучшение характеристик компрессо-ра, в частности, коэффициента запаса устойчиво-

сти yK и КПД ступени *стη [1]. Как известно, в

современной газовой динамике все большийудельный вес приобретают численные методыисследования течений, в связи с чем ужесточа-ются требования, предъявляемые к точности по-лученных решений. Одним из важных факторов,определяющих достижимую степень точности,является топология конечно-разностной сетки,используемой для дискретизации пространства.Учитывая все вышеизложенное, задача исследо-вания методик построения вычислительных се-ток в радиальном зазоре осевых ступеней пред-ставляется важной и актуальной.К особенностям течения газа в надлопаточ-

ном зазоре следует отнести:— малый характерный размер зазора зазораh ,

как правило, не превышающий 2 мм;— периодический характер изменения гранич-

ных условий на внутренней границе;— сложное пространственное взаимодействие

неподвижных (на внешней границе, т.е. на стато-ре) и подвижных пограничных слоев;

— значительный градиент параметров в осе-вом направлении на внутренней границе;

— значительное отличие чисел Рейнольдса отсредних по проточной части ротора.Все вышеперечисленные факторы усиливают

неинвариантность решений системы течения вяз-кого сжимаемого газа относительно типа, густо-ты и топологии применяемых сеток. Здесь и да-лее будем рассматривать гексагональные сеткиразличной степени структурированности. В на-стоящее время существуют несколько основныхметодов моделирования течения газа в ступени срадиальным зазором.Первый заключается в «вытягивании» лопа-

ток РК β -сплайнами до пересечения с поверх-ностью статора, дискретизации полученной без-зазорной модели и последующем численном мо-делировании. Типичная сетка данного класса дляодиночной лопатки представлена на рис. 1.

Рис. 1. Беззазорная модель

Узлы на линии пересечения плоскостей по-верхности лопатки и статора вследствие своейдвойственной принадлежности, строго говоря, при-сутствуют в двух списках граничных условий(ГУ). При этом в случае безотрывного обтеканиятвердых поверхностей [2]:

( )rUCbladerr

= , 0=shroudCr

, (1)

и при свободном обтекании:

( ) ( )( ) ( )⎪⎩

⎪⎨⎧

=⋅

ξ+ξ+= ζξ

,0

;,, 31

rC

эtfэtfrUC

shroud

iiblade

rr

rrrr(2)

где bladeCr

, shroudCr

— скорость потока в узлах,

принадлежащих лопатке и статору соответствен-но;

( )rUr

— окружная скорость на радиусе r;

( )tf ii ,ξ — компоненты скорости скольжения

потока относительно поверхности, причем

( ) 0,2 =ξ tf i .

Нетрудно видеть, что в обоих случаях суще-ствует противоречие между двумя ГУ в одних итех же узлах. Для устранения данного эффектаприменяется два основных способа. Первый изних заключается в устранении конфликта гра-ниц путем замены одной из них с открытой назакрытую, т.е. установлением следующего законапринадлежности:


— 42 —

[ ][ ) ( ]⎪⎩

⎪⎨⎧

==

+− ,,,;,

21 perbladebladepershroud

shroudhubbladeNNNNA

NNAU

(3)

где bladeA , shroudA — множества узлов, входящих вграницы «лопатка» и «статор» соответственно;

N«k» — номера узлов, принадлежащих границетипа «k» (предполагается сквозное формирова-ние массивов номеров узлов).Второй способ аналогичен простейшим мето-

дам согласования неподвижных и вращающихсяпроницаемых границ (Frozen Rotor и др. [3]) исостоит в формировании одного дополнительно-го расчетного слоя ячеек для каждой из поверх-ностей и согласовании параметров на возникаю-щей виртуальной границе. При этом возникшеенефизическое пространство используется, нарядус действительным, во всем процессе решения.Результаты расчета поля параметров в соот-

ветствующих точках затем используются в каче-стве ГУ при моделировании течения в радиаль-ном зазоре как в индивидуальном объекте. В своюочередь, поля параметров, полученные при моде-лировании зазора, применяются для корреляциихарактеристик ступени и полей параметров на-чальной модели, после чего процесс при необхо-димости повторяется. Количество итераций вы-бирается в соответствии с требуемой точностьюи особенностями сходимости решения.Независимо от используемого метода согла-

сования ГУ, беззазорная модель ротора компрес-сора обладает существенными недостатками:

1) нефизический характер сопряжения «ро-тор-статор» исключает аутентичность математи-ческой и физической моделей;

2) сильное искажение полей параметров напериферии и характеристик ступени вследствиеапостериорного учета краевых эффектов;

3) процесс сходимости итераций согласова-ния зачастую длителен либо расходится;

4) невозможна поточная трансляция возмуще-ний и нестационарных процессов между основнойи вспомогательной расчетными областями.Более совершенные методики моделирования

течения в надлопаточном канале основаны на со-вместном решении уравнений движения сплош-ной среды для основной проточной части и зазора.Второй метод расчета заключается в разбие-

нии проточной части ступени на подвижный инеподвижный участки. Согласование параметровна границе между ними производится аналогич-но переходу от РК к НА, но в радиальном на-правлении. Таким образом, ГУ при расчете зазорапредставляют собой периодические функции спериодом zazorτ :

rotorbladezazor nzπ

=τ30

, (4)

где bladez — число лопаток РК;

rotorn — частота вращения ротора.На рис. 2, а показан общий вид сетки с дву-

мя различными расчетными областями (РО), нарис. 2, б — поверхности сопряжения роторной истаторной РО. Статорная РО в данном случаевыполнена с учетом периодики ротора.

Рис. 2. Модель с двумя РО

Статор Ротор

а

б

Механизм взаимодействия двух областей за-висит от метода сопряжения. Если ввести систе-

му координат { }'iξ , центр которой 'O находится

на средней линии расчетной области, компонента'1ξ отсчитывается вдоль касательной к средней

линии, то ГУ на твердой стенке в любой моментвремени τ будет выражаться следующими усло-виями:

[ ]+−= bladebladesolid NNA , , (5)

( ) 0=solidr AC , (6)

а ГМТ поверхности лопатки с учетом вращения



определено как

( )blade

zrotorz

Ntnt π−

π+ϕ=ϕ

2300 , (7)

где zN — число пересечений данной точкой не-подвижной периодической границы.Отметим, что статорный участок не наследует

топологию сетки периферии ротора. В радиаль-ном направлении закон распределения узлов(ЗРУ) в зависимости от абсолютной высоты ра-диального зазора выбирается либо линейным, либобиэкспоненциальным [3]. Последний использу-ется для моделирования пограничных слоев навнешней и нижней границах статорной РО в техслучаях, когда зазор достаточно велик.Преимущества данного метода разбиения зак-

лючаются в отсутствии нефизических областейтечения. Изотропная структура сетки статорнойРО в окружном направлении делает точностьрасчета инвариантной относительно положениялопаток РК, а выделение зазора в отдельный блокзначительно повышает управляемость распреде-лением узлов в зазоре. В самом деле, все опорныеребра блоков структурированной сетки зазора(независимо от числа блоков [3]) являются са-мостоятельными объектами, не оказывающимивлияния на ЗРУ вдоль ребер роторной РО. Если

для ребер, соответствующих направлениям '1ξ и

'2ξ полезно бывает увязать ЗРУ с соответствую-

щими ребрами роторной РО для увеличенияструктурированности сетки, то в радиальном на-правлении использование единого ЗРУ приво-дит к его существенному усложнению.Наряду с несомненными достоинствами дан-

ный метод дискретизации обладает и существен-ными недостатками. В частности, несовпадениеузлов на границе контакта РО значительно уве-личивает схемную вязкость [4] и время установ-ления решения. Кроме того, наличие искусствен-ной внутренней проницаемой границы в потокеможет вызвать искажение картины течения: недопускать распространения кратковременныхвозмущений в статорную РО, изменить интен-сивность скачка уплотнения, разделять вихрималой интенсивности и т.п. Также следует отме-тить, что большинство лопаток компрессора име-ют сложную пространственную форму и, в част-ности, верхняя кромка лопаток РК зачастую неявляется вполне конической или цилиндричес-кой. Данный эффект приводит к необходимостилибо задавать нижнюю границу статорной и вер-хнюю — роторной РО в виде сложных поверх-ностей, либо использовать, как и в первом опи-санном методе, искусственное вытягивание ло-патки, в данном случае — до проницаемой грани-

цы. Оба приема несколько понижают точностьрешения и скорость установления.Третий метод заключается в формировании

единой РО с индивидуальной топологией сеткив надлопаточном канале. Простейшей и наиболеераспространенной топологией является двубло-ковая схема, представленная на рис. 3.

Рис. 3. Двублоковая схема зазора

Как видно из рис. 3, свое название двублоко-вая схема получила по количеству блоков струк-турированной сетки в зазоре. Топология данноготипа легко формируется из беззазорной моделиразмещением в надлопаточном канале двух бло-ков сетки, 3 границы которых связаны с поверх-ностью лопатки, а четвертая — расположена насредней линии, при этом верхняя и нижняя граньблоков расположены на статоре и верхнем торцелопатки соответственно. Сопряжение блоков яв-ляется проницаемой границей без согласованияраспределения узлов [5].Преимущества описанной топологии заклю-

чаются в значительном уменьшении (по сравне-нию со вторым методом) площади поверхностипроницаемой границы и в отсутствии нефизи-ческих объемов в проточной части. Метод удобенв использовании для ступеней с небольшим из-

менением угла потока βΔ и может быть легкоадаптирован для периодизации ступеней по сред-ней линии лопатки (в данной работе все перио-дические границы заданы на средней плоскостимежду лопатками). Небольшое число ячеек в ок-ружном направлении снижает затраты временина расчет течения.Недостатки данного метода связаны главным

образом с низким качеством элементов сетки, вособенности вблизи входной и выходной кром-ки лопатки. Как видно на рис. 3, вследствие осо-бенности привязки ребер двублочной схемы эле-менты возле носика и хвостика сильно неорто-гональны и не обладают симметрией относительносредней линии.Контроль качества элементов удобно прово-

дить с помощью интегрального параметра hexaQ :


— 44 —

∑=

=m

iihexa q

mQ

0

1, (8)

где iq — i-й параметр качества из m учитывае-

мых. Величина iq определяется в зависимости отвида характеристики ячейки, описываемой дан-ным параметром. Наиболее важными величина-ми для сеток газовой динамики являются сте-пень ортогональности, минимальный и макси-мальный плоский и телесный угол ячейки, отно-шение длин ребер, отношение максимального иминимального объемов ячеек по сетке в целом идр. [3, 5]. Как правило, при упрощенном расчетекачества ячеек используется зависимость:

opti

optii

qq

qqq

−

−−=

max1 , (9)

где optq , iq — текущее и оптимальное значение

параметра. При расчете по (9) не учитываютсяособые случаи дефектов ячеек, например, инвер-сия объема или вырождение граней, оценивае-

мые отрицательными значениями параметров iq и

hexaQ . Последние исследования показывают, что

наличие в сетке элементов с 6,0...5,0<hexaQ зат-рудняет получение решений хорошей точности.В то же время для элементов зазора двублоч-

ной схемы вблизи кромок лопатки характерны-

ми значениями являются 38,0...25,0=hexaQ , т.е.вдвое меньше необходимого.В рамках третьего метода автором разрабо-

тана топология многоблочной, полностью струк-турированной сетки для дискретизации радиаль-ного зазора РК компрессоров. Принципиальнаясхема данной сетки приведена на рис. 4. Как можновидеть из рисунка, в рамках авторского решениявместо сопряжения независимых граней на сред-ней линии лопатки используется центральныйблок, связанный с шестью периферийными бло-ками, причем с каждой торцевой гранью цент-рального связаны по две грани периферийных. Вцелом топология надлопаточного зазора включа-ет 7 блоков.

Рис. 4. Схема полностью структурированной сетки

Предложенная схема не содержит ни нефизи-ческих объемов, ни внутренних границ или пе-реходов между РО, а полная структурированностьисключает схемное торможение процесса уста-новления. Симметричность топологии и четыреторцевых периферийных блока обеспечиваютплавный переход от основной сетки к сетке за-зора и повышают управляемость и адаптивностьсхемы. Минимальное качество ячеек 75,0=hexaQ .К недостаткам данной топологии следует отнес-ти ее повышенную сложность.Главной задачей дальнейших разработок и

оптимизации топологии сеток является проведе-ние большого количества численных экспери-ментов по изучению процессов установления ре-шения.


1. Нечаев Ю. Н. Теория авиационных газотур-бинных двигателей / Ю. Н. Нечаев, Р. М. Фе-доров. — М. : Машиностроение, 1977. — Т. 1. —680 с.

2. Лойцянский Л. Г. Механика жидкости и газа /Л. Г. Лойцянский. — М. : Наука, 1970. — 904 с.

3. CFX Limited. CFX-TASCflow TheoryDocumentation / Canada, Ontario, Waterloo. —W. : Section 4.1.2. — 2000. — 118 p.

4. Ferziger J. H. Computational methods for fluiddynamics / J. H. Ferziger and M. Peric. — Berlin :Springer. — 2001. — 860 p.

5. Hutchinson B.R. A Multigrid method Based onthe Additive Correction Strategy / B. R. Hutchinsonand Raithby G.D. // Numerical Heat Transfer. —1986. — Vol. 9. — P. 511-537.


Розглянуто основні способи дискретизації надлопатевого зазору осьових ступенів кінцево-різницевими сітками, проаналізовано особливості кожного способу. Запропоновано новуметодику побудови структурованої багатоблочної сітки.

The article analyses the basic procedures to digitize the clearance over the rotor blades withthe finite-difference grid method, with each procedure particularities highlighted. A new procedureto plot a structured multi block grid is offered.

äÓÌÒÚðÛÍˆËfl Ë ÔðÓ˜ÌÓÒÚ¸


УДК 620.178.3:539.434

Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат, К. П. Буйских, Е. А. Задворный, С. Г. Киселевская

ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМОВТЕРМОУСТАЛОСТНОГО ПОВРЕЖДЕНИЯ

МАТЕРИАЛОВ С ПОКРЫТИЯМИ ДЕТАЛЕЙ ГТДРассмотрены результаты анализа механизмов термоусталостного повреждения мате-

риалов с покрытиями деталей ГТД с учетом влияния термонапряженного состояния.

© Л. В. Кравчук, Р. И. Куриат, К. П. Буйских, Е. А. Задворный, С. Г. Киселевская, 2009

Введение

Важнейшими факторами, влияющими на ра-ботоспособность и исчерпание ресурса элемен-тов газотурбинных двигателей (ГТД) являютсяфакторы, которые особо проявляются при работена переходных режимах и влияют на процессытермомеханического усталостного повреждения[1-3]. Принципиальным является установлениезакономерностей влияния эксплуатационных, тех-нологических и конструкционных факторов нахарактер повреждения материала и уменьшениенесущей способности (исчерпания ресурса) кон-струкционных элементов, в том числе с защит-ными покрытиями, на произвольных временныхучастках наработки до возникновения и в про-цессе распространения микро- и макродефектов(трещин усталости и термоусталости). При этомследует учитывать, что поверхностные слои прак-тически во всех случаях являются областями мак-симального проявления повреждающего действиятемпературно-силовых и коррозионно-эрозион-ных факторов.

Краткий анализ состояния вопроса и поста-новка задачи

Изучению закономерностей повреждения по-верхностных слоев конструкционных элементовГТД в процессе эксплуатации на этапе, как довозникновения трещины, так и в процессе ее за-рождения и роста посвящено ряд работ [1, 2, 4-8].В работе [1] показаны особенности влиянияструктуры, технологии изготовления и защит-ных покрытий на характеристики прочности.Дана классификация трещин и зависимость ихкинетики от различных факторов. Основные за-кономерности формирования характеристик по-верхностного слоя, связанные с состоянием фи-нишной обработки элементов ГТД, рассмотреныв работе [4]. В работе [5] показано, что направ-ленная кристаллизация сплавов ЖС26-ВИ,ЖС32-ВИ, по сравнению с объемной кристалли-зацией, способствует измельчению их структур-ных составляющих, снижению дендритной лик-вации и повышению термоустойчивости. В рабо-те [6] представлены технологические особеннос-

ти, описана микроструктура, фазовый состав иданные по длительной прочности и ползучестиНК-сплавов. Процессы образования поверхност-ного поврежденного слоя и новых фаз по грани-цам зерен и кинетика трещин термической уста-лости на моделях лопаток ГТД исследованы в ра-боте [7]. Кинетика коррозионных процессов на-правленно-кристаллизованных (НК) жаропрочныхсплавов на основе никеля исследовалась в работе[8]. Изучались диффузионные процессы в окис-ной пленке сплавов в ненапряженном и напря-женном состояниях с целью создания модели ме-ханизмов диффузии. На рис. 1 представлены мор-фология поверхностного окисленного слоя образ-цов из сплава GTD-111 в ненагруженном состоя-нии при температуре 982 °С с выдержкой 312 ч навоздухе, и в таблице 1 приведен элементный со-став окисленных поверхностных слоев [8].Представленные на рис. 2 данные об окисле-

нии поверхностного слоя сплава GTD-111 притемпературе 982 °С с выдержкой 100 ч свиде-тельствуют, что в среде H2S поврежденный слойв 1,7 раза толще, чем на воздухе.Цель данной работы состояла в анализе меха-

низмов термоусталостного повреждения матери-алов деталей ГТД с учетом влияния защитныхпокрытий на термонапряженное состояние эле-ментов конструкций.

Рис. 1. Зоны поверхностного окисленного слоя наобразцах из сплава GTD-111 в ненагруженном состоя-нии при температуре 982 °С с выдержкой 312 ч на

воздухе

1 — исходный материал, 2 — зона, обедненнаяγ′-фазой, 3 — внутренний окисный слой, 4 — внешний

окисный слой, 5 — матрица


— 46 —

Таблица 1 — Элементный состав поверхностного окисленного слоя на образцах из сплава GTD-111

Элемент Матрица, атомные % Обедненная γ′-фазой зона, атомные %

Внутренний окисный слой, атомные %

Внешний окисный слой, атомные %

C 23,9 – – – Al 6,4 11,1 17,7 3,6 Ti 4,9 2,8 2,2 6,1 Cr 7,5 7,1 3,8 22,2 Co 6,3 8,4 5,3 – Ni 50,4 55,4 34,2 – W 0,7 1,0 – – O – 14,2 36,8 68,2

Рис. 2. Окисление поверхностного слоя сплава GTD-111при температуре 982 °С с выдержкой 100 ч

a — в среде H2S, б — на воздухе

Работа комплексно построена таким образом:определялось термонапряженное состояние эле-ментов конструкций с покрытиями; эксперимен-тально исследовались элементы конструкций спокрытиями на газодинамическом стенде Ин-ститута проблем прочности им. Г.С. ПисаренкоНАН Украины; исследовались механизмы повреж-дения жаропрочных сплавов на никелевой осно-ве различной кристаллической структуры, фазо-вый состав, морфология поверхностного дегра-дированного слоя и концентрация элементовжаропрочных сплавов после испытаний в высо-котемпературном газовом потоке; устанавлива-лись зависимости степени повреждения дегра-дированного слоя от уровня термонапряженногосостояния.

Решение задачи и результаты

Расчеты по определению пространственноготеплового и напряженно-деформированного со-стояния исследуемых образцов проводились сиспользованием пакета прикладных программ«SPACE» [9]. Для моделирования условий эксп-луатации элемента конструкции ГТД были выб-раны клиновидные образцы [10], моделирующиекромку лопатки ГТД. Основой для анализа ки-нетики теплового и НДС материала являлись

результаты термометрирования объектов иссле-дования при стендовых испытаниях по фикси-рованным режимам термоциклирования. Распре-деление коэффициентов теплообмена по повер-хности образца для различных моментов време-ни и изменение температуры на кромке образ-цов с различной длиной хорды (27, 43 и 57 мм)в цикле показаны на рис. 3 и рис. 4.

Рис. 3. Распределение коэффициентов теплообмена поповерхности образца

1 — 4-10 с, 2 — 11-20 с, 3 — 25-60 с, 4 — 70-90 с цикла

Рис. 4. Изменение температуры на кромке образца вцикле

1 — L = 27 мм, 2 — L = 43 мм, 3 — L = 57 мм



Расчет термических напряжений показывает,что применение защитных покрытий приводитк снижению уровня напряжений (рис. 5) как вполуцикле нагрева (сжимающие напряжения), таки в полуцикле охлаждения (растягивающие на-пряжения), что является важным с точки зрениядальнейшего рассмотрения вопросов зарожденияи развития трещин. Необходимо отметить, что учетостаточных напряжений при проведении расче-тов является весьма существенным (рис. 6). В слу-чае, если не учитывать технологию нанесенияпокрытий, можно получить незначительное сни-жение уровня сжимающих и повышение растя-гивающих напряжений в полуцикле охлаждения,которые оказывают значительное влияние напроцесс развития трещины.На следующем этапе работы были выполне-

ны исследования структуры и элементного со-става поверхностного деградированного слоя об-разцов из сплава ЖС6Ф в двух состояниях (мо-нокристаллическом и направленно-кристаллизо-ванном) после определенной наработки в высо-котемпературном газовом потоке с максималь-ной температурой на кромке Т = 1020 °С придвух уровнях размаха термических напряжений:

Рис. 5. Напряженное состояние на кромке образца изсплава ЖС6У без покрытия

1 — L = 27 мм, 2 — L = 43 мм, 3 — L = 57 мм

Рис. 6. Напряженное состояние в покрытии Ni-Co-Cr-Al-Y на кромке образца из сплава ЖС6У с учетом

остаточных напряжений

1 — L = 27 мм, 2 — L = 43 мм, 3 — L = 57 мм

2σа = 450 МПа и 2σа = 680 МПа, а также изуче-на деградация поверхностного слоя и изменениесвойств материала в области термоусталостнойтрещины, возникшей в наиболее напряженнойзоне клиновидного образца. В качестве критерияоценки интенсивности необратимых измененийв поверхностных слоях была принята глубинадеградированного слоя, которая зависит как оттемпературно-временных факторов, так и от ве-личины действующих термических напряжений.На испытанных в высокотемпературном га-

зовом потоке клиновидных образцах определя-ли концентрацию основного элемента Ni, а так-же легирующих элементов Cr, Co, Mo, W, образу-ющих с никелем γ- твердый раствор, и элемен-тов Al, Ti, Nb, Hf, образующих c никелем интерме-таллидную γ′ -фазу. Было установлено, что дегра-дированный поверхностный слой состоит из про-стых окислов и шпинелей, поскольку в наруж-ном слое, по сравнению с внутренним слоем, проис-ходит заметное снижение концентрации никеляот 50 вес. % до 22,9 вес. % и, соответственно, по-вышение кислорода от 17,3 вес. % до 35,9 вес. %.Распределение легирующих элементов по глу-

бине деградированного поверхностного слоя край-не неравномерно. Анализ кривых распределения эле-ментного состава показывает, что на поверхностиклиновидного образца наблюдается тенденция кснижению концентрации Ni (в 1,8 раз) и Co(в 2 раза) по сравнению с их содержанием в матри-це сплава. Что касается изменения концентрацииCo внутри деградированного слоя, наблюдается егоувеличение к поверхности до 4,1 вес. % в наружномслое по сравнению с 1,2 вес. % во внутреннем слое.При более низких напряжениях 2σа = 450 МПа кон-центрация Ni, Cr и Co выше, чем при более высо-ких напряжениях 2σа = 680 МПа (рис. 7).Для выработки представлений о прочностном

поведении поверхностного слоя и его потенци-ального влияния на процессы повреждения необ-ходимо учитывать результаты исследования мик-ротвердости различных зон деградированного слоя.Изменение микротвердости по глубине повреж-денного слоя определяли при малых нагрузках —0,2 Н. Из приведенных на рис. 8 результатов вид-но, что микротвердость деградированного слоя су-щественно выше микротвердости матрицы сплава.При более высоких уровнях напряжений в на-ружном слое она составляет 8,9…...9,2 ГПа, при бо-лее низких уровнях напряжений — 6,8…...8,1 ГПапо сравнению с микротвердостью матрицы спла-ва. Микротвердость внутреннего подслоя состав-ляет при более высоких напряжениях — 4,68 ГПа,при более низких — 7,44 ГПа. На границе дегра-дированного слоя и матрицы находится освет-ленная нетравящаяся область, обедненная выде-лениями γ′ -фазы, где значения микротвердости2...…3 ГПа близки к микротвердости сплава.


— 48 —

Рис. 7. Микроструктура и элементный состав поверхностного деградированного слоя на сплаве ЖС6Фпосле 2300 циклов при Т = 1020 °С, 2σа = 450 МПа (а, кривая 1) и 2σа = 680 МПа (б, кривая 2)

1 — наружный слой, 2 — внутренний слой, 3 — обедненная γ′-фазой зона, 4 — приповерхностный слой матрицы,5 — матрица

Рис. 8. Изменение микротвердости по глубине поверхностного деградированного слоя в сплаве ЖС6Фпри Т = 1020 °С, 2σа�=�450 МПа (1) и 2σа = 680 МПа (2)



Заключение

Исследование термонапряженного состояниядеталей ГТД с защитными покрытиями показа-ло, что наличие покрытий приводит к уменьше-нию уровня напряжений в материале основы, а,следовательно, к повышению термоциклическойдолговечности.Анализ результатов исследования фазового

состава, структуры поверхностного деградирован-ного слоя и концентрации элементов направлен-но-кристаллизованного жаропрочного сплавапосле испытаний в высокотемпературном газо-вом потоке показал наличие зависимости степе-ни повреждения деградированного слоя от уров-ня термических напряжений.При исследовании реального напряженно-де-

формированного состояния материала изделий внаиболее опасных областях должна быть предус-мотрена возможность учета различия в свойствахмежду деградированным поверхностным слоеми матрицей сплава, что имеет важное значение впроцессе анализа напряженно-деформированнно-го состояния (НДС) материала изделий, как ос-новы прочностных расчетов.


1. Гецов Л. Б. Материалы и прочность деталейгазовых турбин / Л. Б. Гецов. — М. : Недра,1996. — 591 с.

2. Термическая усталость материалов в услови-ях неоднородного термонапряженного состо-яния / [Г. Н. Третьяченко, Л. В. Кравчук,Р. И. Куриат и др.]. — Киев : Наук. думка,1985. — 278 с.

3. Guedou J. Y. Thermomechanical fatigue of turbo-engine blade superalloys / J. Y. Guedou //Thermomechanical fatigue behavior of materials,eds. H. Sehitolgu. — ASTM STP 1186,Philadelphia, 1993. — P. 157—175.

4. Технологическое обеспечение эксплуатаци-онных характеристик деталей ГТД /[В. А. Богуслаев, Ф. М. Муравченко, П. Д. Же-манюк и др.] // Лопатки компрессора и вен-тилятора. — Ч. 1. — Запорожье : ОАО «МоторСич», 2003. — 296 с.

5. Процессы кристаллизации, структура исвойства отливок из никелевых жаропроч-ных сплавов / [Э. И. Цивирко, П. Д. Жеманюк,В. В. Клочихин и др.] // Металловедение итермическая обработка металлов. — 2001. —№ 10. — С. 13—17.

6. Каблов Е. Н. Жаропрочность никелевых спла-вов / Е. Н. Каблов, Е. Р. Голубовский. — М. :Машиностроение, 1998. — 464 с.

7. Исследование необратимых процессов в по-верхностных слоях материала моделей лопа-ток ГТД при термическом нагружении в газо-вом потоке / [Г. Н. Третьяченко, Л. В. Кравчук,Р. И. Куриат и др. ] // Пробл. прочности. —1980. — № 8. — С. 3—6.

8. Ali P. Gordon Corrosion kinetics of a directionallysolidified Ni-base superalloy / Ali P. Gordon,Matthew D. Trexler, Richard W. Neu, Thomas J.Sanders Jr, David L. McDowell // Acta Materialia. —2007. — Vol. 55.— P. 3375—3385.

9. Програмне забезпечення «Тривимірнескінченноелементне моделювання тепловогоі термонапруженого стану елементів маши-нобудівних конструкцій (SPACE)» / Систе-ма сертифікації УкрСЕПРО. Сертифікатвідповідності № UA1.017.0084261-02. — 2002.

10. Єдина система захисту вiд корозії та старін-ня. Метали, сплави, покриття жаростiйкі. Ме-тод випробувань на високотемпературнукорозiю та термовтому в потоцi продуктiвгорiння палива : ДСТУ 23.6794. — [Чиннийвід 25-02-94]. — 27 с.


Розглянуто результати аналізу механізмів термовтомного пошкодження матеріалів зпокриттями деталей ГТД з урахуванням впливу термонапруженого стану.

The paper interprets the results of analysis of the mechanisms of thermal and fatigue damageof coated materials used for gas turbine engine components, with the thermostressed state influencetaken into consideration.


— 50 —

УДК 629.7.036:539.4

А. Н. Михайленко, Т. И. Прибора

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТОЛЩИНЫ ОБОЛОЧКИВАЛА КВД НА СТАТИЧЕСКУЮ И ДИНАМИЧЕСКУЮ

ПРОЧНОСТЬРассмотрены вопросы, возникающие при проектировании роторов ГТД, а именно, вала

КВД. Выделены основные конструктивные особенности вала, совокупность нагрузок, дей-ствующих на вал. Представлены расчетные и экспериментальные выводы по влияниютолщины оболочки вала на статическую и динамическую прочность.

© А. Н. Михайленко, Т. И. Прибора, 2009

Одно из основных требований, предъявляе-мых к современным конструкциям газотурбин-ных двигателей (ГТД), — обеспечение их доста-точной надежности и долговечности при усло-вии минимальных габаритных размеров и веса.Ротор современного ГТД представляет собой

конструкцию, состоящую из конструктивных эле-ментов различной жесткости: диски, проставки,конические и цилиндрические оболочки, валы(рис. 1). Неравномерный нагрев ротора со значи-тельными величинами перепадов температур идавлений, сложным законом их распределения всочетании с осевыми, центробежными силами,изгибающими и крутящими моментами, дина-мические нагрузки (гироскопические) при вы-полнении эволюций летательного аппарата (ЛА)создают сложную картину статического и дина-мического нагружения конструкции.В настоящей работе рассмотрены вопросы обес-

печения ресурса и надежности одного из основ-ных элементов конструкции ротора турбокомп-рессора, вала ротора КВД.При проектировании роторов КВД ГТД мно-

говальных машин увеличение наружного диамет-ра оболочки вала КВД позволяет решить вопро-сы технологичности изготовления валов и дис-ков ротора, вопросы обеспечения надежности бол-тового соединения фланца диска последней сту-

Рис. 1. Конструкция ротора турбокомпрессора

пени компрессора и фланца диска ТВД с соот-ветствующими фланцами вала; вопросы сборки,балансировки ротора. Обязательным условиемпроектирования является минимизация веса кон-струкции ротора ТК для заданных запасов ста-тической и динамической прочности. Увеличе-ние наружного диаметра оболочки вала предпо-лагает уменьшение толщины этой оболочки. Тол-щина оболочки вала должна обеспечивать усло-вия прочности и надежности, поэтому задача про-ектирования — определение оптимальной тол-щины оболочки вала при выбранном диаметре.Одной из функций турбокомпрессора явля-

ется обеспечение приводов агрегатов, которые наработающем двигателе обеспечивают жизнедея-тельность всех систем.При эксплуатации двигателя в валах роторов

возникают напряжения кручения — от передава-емого крутящего момента; напряжения изгиба —от сил веса роторов с учетом перегрузки и ги-роскопических моментов, возникающих при эво-люции ЛА; напряжения растяжения — от дей-ствия осевого усилия турбины и компрессора.В данной работе приведен пример расчетной

и экспериментальной доводки вала КВД.Напряжения в валах и запасы усталостной

прочности определяются в местах действия навалы максимальных крутящих и изгибающих



моментов, минимальных моментов сопротивле-ния и в местах наибольшей концентрации на-пряжений.Величина эквивалентного напряжения опре-

деляется по зависимости:

,3)( 22max KPPИ τ+σ+σ=σ

где maxσ — максимальное эквивалентное на-

пряжение, соответствующее рассматриваемомурежиму нагружения и определенное с учетомодновременного действия осевой силы, крутяще-го и изгибающих моментов, от перегрузки, ги-роскопического эффекта, возникающего при эво-люции ЛА в полете;

σ И — напряжение изгиба от действия ги-роскопического момента и перегрузок;

Pσ — напряжение растяжения от действия

осевой силы;

KPτ — напряжение кручения от действия

крутящего момента;

Σn — запас по сопротивлению усталости вала

в расчетном сечении при одновременном дей-ствии изгиба и кручения;

KB — запас статической прочности вала поэквивалентным напряжениям.В таблице 1 приведены результаты расчетно-

го исследования вала КВД с различной толщи-ной стенки. Утонение стенки вала приводит кнедопустимому увеличению уровня напряженийв вале. Вал, выполненный по чертежу, в пределахдопуска (h = 1,35) и усиленный вал (h = 1,6)имеют надежные запасы прочности.

Толщина стенки вала KPτ , МПа Pσ , МПа Иσ , МПа maxσ , МПа Σn KB

1,15 мм 67,5 161,1 22,0 217,2 3,84 2,99

1,2 мм 64,6 154,3 21,1 208,1 4.01 3,12

1,35 мм (1,6 – допуск 0,25) 57,4 137,1 18,8 184,9 4,51 3,52

1,6 мм 48,4 115,6 15,8 155,9 5,36 4,17

Таблица 1 — Приведенные эквивалентные напряжения

Кроме оценки статической прочности, вы-полняется оценка динамической прочности зад-него вала ТК. Так как у ротора всегда имеетсянекоторая неуравновешенность, то следует оп-ределять критическое число оборотов на режимепрямой синхронной прецессии.Выполнены расчеты по определению первой

критической частоты вращения, определены фор-мы собственных колебаний вала (табл. 2).Проведены расчетные работы по определению

влияния утонения цилиндрической части валаКВД двигателя на рост динамических напряже-ний.Согласно расчетам, при уменьшении толщи-

ны стенки до 1,15 мм собственная частота обо-лочечных колебаний с двумя, тремя и четырьмяузловыми диаметрами снижается на 13%.В конструкции рассматриваемого нами тур-

бокомпрессора в компрессоре связь роторныхдеталей осуществляется фланцевыми соединени-ями с затяжкой болтовых стыков. Основой флан-цевого крепления дисков является следующаясхема: центровка по диаметру, болтовое соедине-ние. Условие нераскрытия стыка имеет вид:

4...5,2≥dt ,

где d —диаметр отверстия под болт; t — расстояние между центрами отверстий по

окружности (шаг отверстий).В турбине соединение роторных деталей вы-

полнено при помощи конических призонныхболтов. В этом случае центровка собираемых де-талей осуществляется по конусу болта.На ротор турбокомпрессора действуют импуль-

сы от потока воздуха и газов. Силы, действую-щие на лопатки турбокомпрессора и передаю-

Таблица 2 — Формы собственных колебаний вала

Передняя опора 1

1 10−⋅α , м/Н Р1, Н 1

2 10−⋅α , м/Н Пкр1, об/мин

Пкр2, об/мин

1 0 2135 2 25 ≥ 600 10 8882 12214 3 205 ≤ 600 10 3457 11040 4 205 13,2 3438 10075


— 52 —

щиеся на вал, зависят от числа рабочих и спрям-ляющих лопаток.Внешние силы, действующие на ротор, мо-

гут возникать и от других причин. Например,со стороны шестерен на вращающийся вал мо-жет действовать сила, возникающая от разно-размерности толщины зуба шестерен, равномер-ности шага зуба, коррекции зубчатого зацепле-ния.В турбокомпрессоре источником возбуждения

резонансных крутильных колебаний являетсяпервая роторная гармоника верхнего горизонталь-ного валика (1,35fвд), связанного с передним ва-лом КВД зубчатым зацеплением.Для исследования выбраны валы с различны-

ми толщинами оболочки, установленные на виб-ростенд. Определены формы и частоты собствен-ных колебаний указанных валов.В качестве подтверждения теоретических рас-

четов было выполнено тензометрирование зад-него вала КВД, исходного профиля. Тензометри-рование показало, что действующие динамичес-кие напряжения не превышают значений:

— от оболочковых колебаний цилиндричес-кой части вала — ±3 МПа;

— от изгибных колебаний ротора ВД — ±6 МПа;— от крутильных колебаний ротора ВД — ±17 МПа.Незначительный уровень динамических на-

пряжений, замеренных в заднем вале КВД, под-тверждает работоспособность вала КВД.Тензометрирование заднего вала КВД с тол-

щиной цилиндрической части 1,15…...1,2 мм по-казало:

— величина динамических напряжений по обо-лочковым и изгибным формам колебаний прак-тически не изменилась по сравнению с напря-жениями в вале с толщиной стенки 1,3 мм;

— резонансные крутильные колебания роторавследствие снижения собственных частот кру-тильных колебаний системы сместились в зонучастот вращения, соответствующих высоким ре-жимам работы двигателя;Для отстройки заднего вала КВД от резонанс-

ных крутильных колебаний по гармонике 1,35fвд вдиапазоне рабочих режимов двигателя разработанусиленный задний вал КВД с ребрами жесткости.Для определения характера и уровня динами-

ческих напряжений, возникающих при оболоч-ковых ( обσ ), изгибных ( Иσ ) и крутильных( KPτ ) колебаниях усиленного заднего вала КВД,

было проведено тензометрирование данного валана однокаскадном газогенераторе в условиях ис-пытательного стенда.В исследованном диапазоне режимов работы

газогенератора крутильных колебаний заднеговала не обнаружено.Уровень возбуждения крутильных колебаний,

который выражается величиной виброскоростипо гармонике К = 1,35fвд , при данном исследо-вании составлял V = 5 мм/с, что практическисоставляет максимально возможную величину.Величина динамических напряжений по обо-

лочковым и изгибным формам не измениласьпо сравнению с напряжениями в неусиленном

вале ( обσ = 5 МПа, Иσ = 15 МПа).То есть, испытания также показали зависи-

мость динамики вала от величины толщины обо-лочки вала.На рисунке 2 показаны места усиления вала.

Это цилиндрическая часть вала, места перехода кконусам, конуса (за счет увеличения наружногодиаметра на 0,8 мм), передний фланец тоже уси-лен на 1,25 мм.

Рис. 2. Усиление заднего вала КВД



Проведенный анализ материалов исследова-ния позволил сделать вывод, что уменьшениеразмера толщины оболочки вала приводит к сни-жению собственных частот оболочечных колеба-ний. В свою очередь снижение собственных час-тот оболочечных колебаний приводит к резкомуросту вибрационных напряжений, уменьшающихресурс надежной работы вала.

Выполненные исследовательские работы под-твердили результаты расчетов и правильностьвнедренных мероприятий по усилению заднеговала КВД, результатом чего стала устойчивая инадежная работа турбокомпрессора.


Розглянуто питання, що виникають при проектуванні роторів ГТД, а саме, валу КВТ.Виділено основні конструктивні особливості валу, сукупність навантажень, що діють навал. Представлено розрахункові й експериментальні висновки щодо впливу товщини обо-лонки валу на статичну та динамічну міцність.

The article discusses the issues arising when designing gas turbine engine rotors, especially ahigh-pressure compressor shaft, with the fundamental shaft design features and cumulative loadsaffecting the shaft underscored. Rated and developmental conclusions concerning the shaft casingthickness influence on its static and dynamic strength are provided.


— 54 —

УДК 629.7.036:539.4

И. Ф. Кравченко, А. В. Шереметьев, А. В. Петров, В. А. Хромов

ОБЕСПЕЧЕНИЕ ДОПУСТИМОГО УРОВНЯРАЗНОЧАСТОТНОСТИ ЛОПАТОК ЦЕНТРОБЕЖНЫХ

КОЛЕСИсследованы особенности колебаний центробежных колес (ЦБК) и рабочих лопаток

осевых ступеней компрессоров авиационных ГТД. Изложены основные принципы и практи-ческие рекомендации по выбору допустимого уровня разночастотности ЦБК. Проведеноисследование влияния различных конструктивно-технологических факторов и мероприя-тий на собственные частоты и вибронапряженность ЦБК.

© И. Ф. Кравченко, А. В. Шереметьев, А. В. Петров, В. А. Хромов, 2009

Введение

Отклонение геометрических размеров лопа-ток авиационных ГТД вследствие технологичес-ких факторов (даже в пределах допуска) приво-дит к изменению их собственных частот, шагалопаток в рабочем колесе и других параметров.Геометрическая неоднородность лопаточных вен-цов вызывает их динамическую неоднородность,приводящую к неравномерности распределениядинамических напряжений в лопатках и повы-шению уровня резонансных напряжений на от-дельных лопатках рабочего колеса при колеба-ниях на работающем двигателе [1-4]. При коле-баниях динамически неоднородных лопаточныхвенцов, в частности, моноколес осевых ступенейкомпрессора и центробежных колес (ЦБК), име-ет место расслоение спектра собственных частот,вызванное нарушением их циклической симмет-рии [5, 6]. Практика показывает, что практическивозможная для рабочих колес газотурбинныхдвигателей расстройка частот незначительна. Од-нако, связанные с ней фазовые сдвиги и наложе-ния расслоившихся форм колебаний являютсяодними из основных источников возникнове-ния неравномерности распределения динамичес-ких напряжений в рабочих колесах авиацион-ный ГТД [7-10]. Характерной особенностью ко-лебаний ЦБК является достаточно высокая свя-занность колебаний лопаток и диска. При этом

влияние расстройки собственных частот лопатокна характеристики колебаний ЦБК отличаетсяот аналогичного влияния для рабочих колес осе-вых ступеней и недостаточно изучено. По дан-ной проблеме имеется ограниченное число пуб-ликаций [11, 12].Исходя из вышесказанного, исследование ко-

лебаний ЦБК и определение допустимого уров-ня разночастотности лопаток в них является ак-туальной научной и практической задачей.

1 Основные критерии выбора допускаемого ди-апазона частот для лопаток различных типов

Собственная частота лопаток является комп-лексным критерием для косвенной оценки точ-ности изготовления лопаток авиационных ГТД.Для рабочих лопаток с хвостовиками и моноко-лес осевых ступеней компрессора контроль час-тот лопаток ведется по первой изгибной формеколебаний на электродинамических вибростен-дах. Выбор контролируемого диапазона частотпроизводится после набора объема статистичес-ких данных путем построения гистограмм — рас-пределений лопаток по собственным частотамтаким образом, чтобы отбраковывалось минималь-ное количество лопаток (рабочих колес). В табл. 1приведены основные факторы, определяющиевыбор контролируемого диапазона частот и ихприменение для рабочих лопаток авиационныхГТД различных типов.

Типы лопаток Фактор Лопатки с хвостовиками Моноколеса (осевые) ЦБК

Контроль геометрии и отбраковка да да да

Отстройка от опасных резонансов да да да

Повышение резонансных напряжений, вызванное разночастотностью да да нет

Контроль по формам выше 1 изгибной При необходимости При необходимости При необходимости

Таблица 1 — Основные факторы, определяющие выбор допускаемого диапазона частот рабочихлопаток авиационных ГТД



Рис. 1. Влияние разночастотности на вибронапряжен-ность лопаток

2 Особенности колебаний ЦБК

На рис. 1 показаны сравнительные экспери-ментальные зависимости максимальных относи-

тельных динамических напряжений σσσ =

maxmax

v

viv

в лопатках моноколеса вентилятора и ЦБК отвеличины их разночастотности по первой изгиб-

ной форме ff

f i

max1

11

= на базе i-го числа исследо-

ванных лопаток. Как показывает практика, час-тотный контроль лопаток ЦБК по формам ко-лебаний выше первой изгибной нецелесооб-разен, поскольку резонаные напряжения по этимформам имеют, как правило, незначительный уро-вень.Как видно из рис. 1, разночастотность лопаток

ЦБК выше, чем лопаток моноколес, однако приэтом динамические напряжения в лопатках ЦБКимеют практически постоянный уровень, в товремя как «выпадение» по частоте даже однойлопатки моноколеса может приводить к разбро-су напряжений в лопатках более, чем на 30% идостигать опасного уровня при резонансных ко-лебаниях.Для лопаток ЦБК описанное явление прояв-

ляется не столь очевидно из-за достаточно высо-кой связанности колебаний лопаток с диском,которая компенсирует неоднородность динами-ческих напряжений в лопатках, вызванную ихразночастотностью.

3 Отстройка ЦБК от опасных резонансов

При проектировании рабочих лопаток авиа-ционных ГТД необходимо обеспечить достаточ-ный запас (по частоте и оборотам) от опасныхрезонансов, т.е. от резонансов с повышеннымиуровнями динамических напряжений на режи-мах работы двигателя с максимальной частотойвращения.

В случае достаточно близкого расположениясобственной частоты лопатки по отношению кгармонике явного возбудителя требуется введе-ние частотного контроля для недопущения рабо-ты лопаток на резонасных режимах.Для рабочих лопаток ЦБК явными возбуди-

телями резонансных колебаний являются:— стойки опор корпусов;— лопатки диффузора;— лопатки направляющих аппаратов (если пе-

ред ЦБК имеются осевые ступени).В качестве примера рассмотрим резонанс-

но-частотную диаграмму ЦБК малоразмерногоГТД при колебаниях по первой изгибной форме(рис. 2).

Рис. 2. Отстройка лопаток ЦБК от опасного резонанса

В корпусе двигателя имеется 4 равномерно рас-положенные по окружности стойки, поэтому ре-зонанс с гармоникой возбуждения К = 4, вы-зывающий повышенный уровень динамическихнапряжений в лопатках ЦБК, считается опасным.В результате частотного контроля достаточно

большого числа центробежных колес (минимум8…...12 шт.) определяется диапазон собственныхчастот лопаток ЦБК. Также устанавливается ди-апазон рабочих частот вращения ротора двигате-ля.Для обеспечения достаточного запаса от опас-

ных резонансов значение минимальной собствен-ной частоты лопатки в ЦБК должно быть выше

резонансной частоты на величину ≥Δf 10%(см. рис. 2).

4 Влияние технологических отклонений

Для определения влияния толщин лопатокЦБК на их собственные частоты были проведе-ны замеры толщин лопаток и получены зависи-


— 56 —

мости, показанные на рис. 3 (в качестве примерапоказана зависимость собственных частот от тол-щины входной кромки лопаток, хотя, в общемслучае, могут использоваться и другие геометри-ческие характеристики лопаток). Из условия обес-печения достаточного запаса от опасного резо-нанса по 4-й гармонике (см. рис. 2), собственнаячастота первой изгибной формы колебаний дол-

жна быть ≥1f 2400 Гц.

Рис. 3. Зависимость собственной частоты колебанийлопаток ЦБК от толщины входной кромки

Как видно из рис. 3, лопатки с частотами f1 <2400 Гц имеют толщины входных кромок в кон-тролируемом сечении ниже требуемых по техни-ческим условиям чертежа.Таким образом, на основании полученных за-

висимостей собственных частот лопаток от ихтолщин с учетом ограничения по частоте, выз-ванного отстройкой лопаток от опасного резо-нанса, имеется возможность установки и коррек-тировки допусков на размеры лопаток ЦБК.

5 Конструктивная доработка ЦБК

Центробежные колеса являются достаточносложными и, как следствие, дорогими деталямиавиационных ГТД, поэтому применение подходак определению допустимого диапазона частот(описанного в п. 1) для ЦБК является недопус-тимым, а отбраковка крайне нежелательной. По-этому, единственным и наиболее эффективнымметодом введения собственных частот лопатокЦБК в рамки допустимого диапазона являетсяих конструктивная доработка.В качестве примера приводится отстройка ло-

паток ЦБК от опасного резонанса по первойизгибной форме колебаний с кратностью К = 6на рабочей частоте вращения n = 38000...…39000 об/мин и fрез = 3800…...3900 Гц.После проведения частотного контроля всех

лопаток ЦБК необходимо путем доделки лопа-ток, собственные частоты по первой изгибной

форме которых ≤1f 4300 Гц, повысить их часто-ту выше резонансной на максимальной рабочейчастоте вращения с запасом не менее 10%.

На рис. 4. представлен эскиз доработки лопа-ток данного ЦБК. Рассматривалось три вариантадоработки:

1) обрезка уголков лопаток на величину отнуля у корневого сечения до величины L на пе-риферии лопатки по линейному закону со сто-роны входной кромки (рис. 4, а);

2) уменьшение толщины лопатки от нуля,начиная с размера К до размера m на перифе-рии лопатки по линейному закону со стороныспинки (рис. 4, б);

3) комбинация первого и второго вариантадоработки.

а б

Рис. 4. Схема доработки лопаток ЦБК для повышениясобственной частоты первой изгибной формы колебаний

а — обрезка уголка; б — изменение толщины лопатки

На рис. 5 показано влияние доработок по раз-мерам L и m на собственную частоту первой из-гибной формы колебаний для лопаток двух эк-земпляров ЦБК (с двигателей № 1 и № 2).Как видно из рис. 5, несмотря на то, что дора-

ботка лопаток по размеру L более проста в реа-лизации, она является малоэффективной. Наибо-лее эффективной доработкой является измене-ние толщины лопатки по размеру m. Однако, еслипри этом получается слишком маленькая тол-щина лопаток на периферии, то необходимо со-четать оба варианта доработки.

Выводы

1. Выбор допустимого уровня разночастотнос-ти для ЦБК необходимо проводить по другимпринципам, отличным от аналогичных принци-пов для рабочих колес осевых ступеней и моно-колес компрессоров авиационных ГТД.

2. Разночастотность лопаток ЦБК выше, чемдля рабочих лопаток осевых ступеней, поэтомупри проектировании ЦБК отстройку от опасныхрезонансов необходимо проводить с запасом почастоте не менее 10% на максимальной частотевращения.



Рис. 5. Влияние конструктивных доработок лопатокЦБК на собственные частоты первой изгибной формы

колебаний

— изменение частоты при доделке поразмерам L и m (рис. 4);

— изменение частоты при доделке толькопо размеру L (рис. 4);

1Л (2) — лопатка №1 из колеса ЦБК двигателя № 02;

5Л (1) — лопатка №5 из колеса ЦБК двигателя № 01 ит.д.

3. Характерной особенностью колебаний ЦБКявляется связанность колебаний лопаток и дис-ка, которая в определенной степени способствуетравномерности резонансных напряжений в ло-патках ЦБК.

4. Резонансные колебания с высоким уровнемдинамических напряжений при колебаниях ЦБКпо формам выше первой изгибной на исследуе-мых двигателях, как правило, не проявлялись, по-этому контроль частот по ним нецелесообразен.

5. В случае, когда собственные частоты лопатокЦБК находятся вне допустимого диапазона, тодля данного колеса требуется проведение допол-нительного исследования и, в случае необходимо-сти, проведение его конструктивной доработки.


1. Динамика авиационных газотурбинных дви-гателей / [под ред. И. А. Биргера, Б. Ф. Шорра]. —М. : Машиностроение, 1981. — 232 c.

2. Воробьев Ю. С. Колебания лопаточного аппа-рата турбомашин / Ю. С. Воробьев. — К. : Наук.думка, 1988. — 224 с.

3. Зиньковский А.П. Резонансные колебаниярасстроенных лопаточных венцов рабочихколес турбомашин / А. П. Зиньковский,В. В. Матвеев // Динамика роторных систем :cб. тр. междунар. конф. — Каменец-Подол., 1996. —C. 86—88.

4. Муравченко Ф. М. Обеспечение динамичес-кой прочности деталей авиационных ГТД припрогнозировании больших ресурсов /Ф. М. Муравченко, А. В. Шереметьев // Вестникдвигателестроения. — 2002. — № 1. — С. 32—36.

5. Иванов В. П. Колебания рабочих колес турбо-машин / В. П. Иванов. — М. : Машиностроение,1983. — 224 c.

6. Rzadkowki R. The General Model of FreeVibration of Mistuned Bladed Disks. Part I.Theoretical Model / R. Rzadkowki // Journal ofSound and Vibration. — 1994. — Vol. 173(3). —№ 9, June. — P. 395—401.

7. Писаренко Г. С. Вопросы моделированияколебаний лопаток турбомашин / Г. С. Писа-ренко, Ю. С. Воробьев // Проблемы прочности. —2000. — № 5. — C. 122—126.

8. Зиньковский А.П. Влияние технологическихотклонений в изготовлении лопаток навибронапряженность их венцов / А. П. Зинь-ковский // Вибрации в технике и техноло-гиях. — 1999. — № 1(10). — С. 28—33.

9. Rzadkowki R. The General Model of FreeVibration of Mistuned Bladed Disks. Part II.Numerical results / R. Rzadkowki // Journal ofSound and Vibration. — 1994. — Vol. 173(3). —№ 9, June. — pp. 402—413.

10. Compact, Generalized Component ModeMistuning Representation for Modeling BladedDisk Vibration / [S. Lim, R. Bladh , M. P. Castanier,C. Pierre ] // AIAA Journal. — 2007. — Vol. 45. —№ 9. — pp. 2285—2298.

11. Модель выносливости лопаток центробежногоколеса компрессора / [В. А. Богуслаев,В. К. Яценко, Д. В. Павленко и др. ] // Техноло-гические системы. — 2002. — № 5(16). — С. 52—55.

12. Resonance Identification for Impellers. Proceedingsof the Thirty-Second Turbomachinery Symposium /[M. P. Singh, B. K. Thakur, W. E. Sullivan ,G. Donald]. — Turbomachinery Laboratory, TexasA&M University. — 2003. — P. 59—70.


Досліджено особливості коливань відцентрових колес (ВЦК) і робочих лопаток осьовихступенів компресорів авіаційних ГТД. Викладено основні принципи і практичні рекомен-дації з вибору припустимого рівня різночастотності ВЦК. Проведено дослідження впливурізних конструктивно-технологічних факторів і заходів на власні частоти і вібронапру-женість ВЦК.

The features of oscillations produced by impellers and compressor blades of aircraft gasturbine engines are studied. The fundamental principles and practical recommendations concerningimpeller mistuning tolerance are set out. The influence of various design and technologicalfactors and measures on impeller intrinsic oscillation frequencies and vibration stress is researched.


— 58 —

УДК 539.91/37

В. В. Погосов, П. В. Вакула

РАБОТА ВЫХОДА ЭЛЕКТРОНОВ ИЗДЕФОРМИРОВАННЫХ МЕТАЛЛОВ

Поверхностный стресс и контактная разность потенциалов упруго-деформированныхграней Al, Cu, Au, Ni и Ti кристаллов вычислены с помощью самосогласованного методаХартри-Фока-Кона-Шема. Расчеты демонстрируют уменьшение/увеличение работы вы-хода при растяжении/сжатии металлического кристалла. Результаты вычислений указы-вают, что измерения методом Кельвина контактной разности потенциалов деформиро-ванной поверхности соответствуют не изменению работы выхода электронов, а измене-нию поверхностного значения эффективного потенциала. Полученные величины стресса,работы выхода и контактной разности потенциалов находятся в хорошем согласии срезультатами вычислений из первых принципов.

© В. В. Погосов, П. В. Вакула, 2009

1 Введение

К настоящему времени накопился определен-ный объем экспериментальных исследований за-висимости работы выхода W от деформации. Поэтой зависимости можно судить о параметрахнапряженного состояния металла: величине ос-таточных механических напряжений, дислокаци-онной структуре и пр. Химическая активность,определяемая величиной поверхностной энергииили стресса, также чувствительна к деформацииповерхности металла [1].Прямые измерения, использующие метод

Кельвина (метод динамического конденсатора)[2-4], указывают на уменьшение/увеличение кон-тактной разности потенциалов (КРП) упруго-растянутого/сжатого плоского металлическогообразца. Эти, на первый взгляд, неожиданные ре-зультаты означают, что работа выхода увеличи-вается/уменьшается при одноосном растяжении/сжатии металлического образца. Этот факт про-тиворечит другому факту: работа выхода про-стых металлов уменьшается с уменьшением кон-центрации электронов металла (т.е. при переходеAl→Na →Cs в таблице Менделеева).

Рис. 1. Качественная схема растянутого образца вдольx-направления,

0>xxu — относительная деформация, S — площадь

грани, xyz SSS ,>>

Общепризнанный метод измерения работывыхода в зависимости от деформации вдольx-оси (рис. 1) основан на выражении:

−=ΔW 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 де-формация образца вдоль x -оси.В данной работе вычислены деформационные

зависимости поверхностной энергии, работы вы-хода и КРП для различных плоскостей такихметаллов, как Al, Ti, Ni, Cu и Au. Обсуждается про-блема корректного определения работы выхода.Точность соотношения (1) тестирована полнос-тью самосогласованными вычислениями. Пока-зано, что использование выражения (1) можетпривести к неверным результатам в диагностикеупруго-напряженной металлической поверхности.

2 Методика вычисления

В рамках метода функционала плотности пол-ная энергия металла является функционалом нео-днородной электронной концентрации )(rn , ко-

торая стремится 0)( nrn → к своему объемному(постоянному) значению в объеме металла ибыстро убывает за поверхностью в вакуум. Зада-вая деформацию xxu по оси х, деформация подругим направлениям определяется коэффици-ентом Пуассона. Равновесный профиль электро-нов рассчитывается из условия минимума пол-ной энергии кристалла. Для этого используетсяметод Хартри-Фока-Кона-Шема, учитывающийобменно-корреляционные эффекты в неоднород-ном электронном газе на фоне ионного желе [1,5]. Когда равновесный профиль известен, рассчи-тывается поверхностная энергия и работа выхо-



да. Диагональная −xx компонента поверхностно-го стресса для верхней грани образца, на которойв [2-4] измерялась КРП, равна

xxxx du

dγ+γ=τ , (2)

где γ — удельная поверхностная энергия этойграни. Работа выхода определяется как

Feffface VW ε−−= , (3)

где 0<effV — положение дна зоны проводимости

в металле (объемное значение эффективного по-тенциала для электронов проводимости), 0>εF —энергия Ферми (кинетическая энергия ферми-евских электронов).

3 Результаты и их обсуждение

Вначале вычисления значений работы выхода)( xxface uW и поверхностной энергии )( xxface uγ

выполнены для ненапряженной металлическойповерхности, а затем для напряженной в областиупругой 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 об-разца в х-направлении. Верхняя грань образцапредполагается упакованной как (100) или (110),(111), (0001).Расчетные значения работы выхода и поверх-

ностной энергии ненапряженных поверхностейAl, Au, Cu, Ni и Ti находятся в согласии с хорошоизвестными экспериментальными данными ирасчетами других авторов [1]. Деформационныезависимости указанных величин линейны по от-ношению к отрицательным и положительнымдеформациям, т.е. деформационные градиентыположительны. Величина компоненты стресса xxτ

меняется в интервале (1,15 ÷ 1,75) faceγ (рис. 2).

Соответствующее изменение в работе выходаравно примерно 1% при максимальных растяже-

ниях. С ростом сжатия ( 0<xxu ) хвосты элект-ронного профиля и, соответственно, эффектив-ного потенциала становятся более крутыми приубывании в вакуум, зануляясь вдали за поверх-ностью. При растяжении наблюдается противо-положная тенденция этих величин. Полное умень-шение/увеличение работы выхода W определя-ется положительным/отрицательным сдвигомзначения эффективного потенциала в объеме ме-талла относительно деформации (пренебрегая

деформационной зависимостью )( xxF uε можно

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

считать effVW Δ−≈Δ ). Наши вычисления имити-

руют глобальную зависимость работы выхода отэлектронной концентрации в металлах, т.е. «пе-реход» Al→ Na→ Cs. С другой стороны, выраже-

ние (1) дает неверную зависимость )( xxuW вупругой области, что, на первый взгляд, противо-речит экспериментам [2-4].

Рис. 3. Расчетные значения работы выхода и контактнойразности потенциалов

— гцк (100), Δ — (110), — (111), — гбц (0001), × —експ

Экспериментальные наблюдения могут бытьобъяснены не деформационным изменением дназоны проводимости, а изменением эффективно-го потенциала за поверхностью металла на мни-мой поверхности изображения, отстоящей на рас-

стоянии 0z (примерно одного радиуса Бора), т.е.

КРП ),( 0zuV xxeffΔ= . В работе проведены незави-

симые вычисления WΔ и КРП без использова-ния выражения (1). Рис. 3 демонстрирует, с одной


— 60 —

стороны, хорошее качественное согласие вычис-

ленных величин КПР )( xxu с эксперименталь-ными данными [2-4], а с другой стороны — зави-

симость )( xxuW , обратную той, что следует из(1). Экспериментальные значения КРП взяты из

[2,3] для сжатых ( 03,0−=xxu ) поликристалловAl, Cu и Au образцов, и из [1, 3] — для растяну-

тых Al ( 03,0+=xxu ) и Ni ( 01,0+=xxu ) образцов.

Выводы

1. По оригинальной вычислительной схемевыполнен расчет деформационных зависимостейповерхностной энергии, стресса и работы выходаAl, Ni, Cu, Au и Ti. Результаты вычислений пока-зывают, что при одноосной деформации (незави-симо от ее знака и от индексов кристаллографи-ческого направления) наблюдается линейныйрост поверхностной энергии. Величина работывыхода убывает линейно с ростом деформации вупругой области.

2. Решена важная, с практической точки зре-ния, задача адекватной интерпретации результа-тов измерений деформационного изменения КРПпо методу Кельвина. Доказано, что результаты

таких измерений демонстрируют изменение по-тенциала поверхности, а не работы выхода.


1. Шпак А. П. Введение в физику ультрадис-персных сред / А. П. Шпак, В. В. Погосов,Ю. А. Куницкий. — К. : Академпериодика,2006. — 424 с., ил.

2. Craig P.P. Direct observation of stress-inducedshifts in contact potentials / P. P.Craig // PhysicalReview Letters. — 1969. — Vol. 22, № 14. — P.700—703.

3. Левитин В. В. Влияние дефоpмации и меха-нического напpяжения в металлах на pаботувыхода электpонов / В. В. Левитин, С. В. Лос-кутов, В. В. Погосов // Физика металлов иметалловедение. — 1990. — № 9. — C. 73—79.

4. Li W. Effects of elastic and plastic deformations onthe electron work function of metals during bendingtests / W. Li, D. Y. Li // Philosophical Magazine. —2004. — Vol. 84, № 35. — P. 3717—3727.

5. Pogosov V. V. Density-functional theory ofelastically deformed finite metallic sample: workfunction and surface stress / V. V.Pogosov,V. P. Kurbatsky // Журнал эксперименталь-ной и теоретической физики. — 2001. — Т. 119,№ 2. — C. 350—358.


Поверхневий стрес і контактна різниця потенціалів пружно-деформованих граней Al,Cu, Au, Ni і Ti кристалів обчислені за допомогою самоузгодженого методу Хартрі-Фока-Кона-Шема. Розрахунки демонструють зменшення/збільшення роботи виходу при розтя-ганні/стисканні металевого кристала. Результати обчислень указують, що вимірюванняметодом Кельвіна контактної різниці потенціалів деформованої поверхні відповідають незміні роботи виходу електронів, а зміні поверхневого значення ефективного потенціалу.Отримані величини стресу, роботи виходу і контактної різниці потенціалів добре узгоджу-ються з результатами обчислень з перших принципів.

Surface stress and contact potential difference of elastically deformed faces of Al, Cu, Au, Ni,and Ti crystals are calculated using the self-consistent Hartry-Fock-Kohn-Sham method. Thecalculations display a decrease/increase in work function when stressing/straining a metal crystal.The calculation results indicate that contact potential difference measured on a deformed surfaceby the Kelvin method does not correspond to work function but does correspond to the surfacepotential change. The values of stress, work function, and contact potential difference obtainedshow the best correlation with the calculation results based on the principles above mentioned.



УДК 620.178.179.119

Л. Й. Івщенко, В. В. Циганов, С. В. Лоскутов, С. В. Сейдаметов

ВПЛИВ ТРИВИМІРНОГО НАВАНТАЖЕННЯ НАЕНЕРГЕТИЧНИЙ СТАН ПОВЕРХНЕВОГО ШАРУ

ДЕТАЛЕЙ ГТДРозглянуто знос та енергетичний стан поверхневого шару зразків після тертя з триви-

мірним навантаженням. Аналізом розподілу величини роботи виходу електронів по по-верхні, шорсткості та топографії поверхні, а також методом рентгеноструктурного ана-лізу визначено вплив умов контактної взаємодії на зносостійкість і стан поверхневогошару. Показано, що зміна характеру навантаження супроводжується зміною зносостій-кості та мікрогеометрії поверхні, що визначається енергетичним станом поверхневогошару і може бути оцінена величиною роботи виходу електронів по поверхні. Це дозволяєвизначити ділянки поверхні, які отримали різний ступінь пластичної деформації.

© Л. Й. Івщенко, В. В. Циганов, С. В. Лоскутов, С. В. Сейдаметов, 2009

Більша частина деталей трибоз’єднань машинта механізмів таких, як, наприклад, анти-вібраційні полиці лопаток вентилятора газотур-бінного двигуна, працює в умовах складного,часто тривимірного навантаження, від якого взначній мірі залежить закономірність розподілурізних матеріалів за зносостійкістю. Ця зно-состійкість значно відрізняється від тієї, яка маємісце при однонаправленому або двовимірномунавантаженні. Під час експлуатації у поверхне-вому шарі металу відбуваються зміни, які при-зводять до втрати працездатності деталі.Відомо, що під час тертя максимальні напру-

ження виникають у мікрообґємах поверхневогошару. При цьому у кожному мікрообґємі прохо-дить циклічна зміна напружень, що створює умо-ви до прояву ефекту Баушингера. У поверхневихшарах матеріалу виникає деструкційне дефор-мування — накопичення мікроскопічних пошкод-жень. У зв’язку з дискретністю контакту це відбу-вається неодночасно і залежить від ступеню дис-кретності та умов тертя. Одночасність деформаціїта дифузії елементів середовища призводять доособливостей механізму пластичної деформації,який визначається активацією поверхневогошару і підвищенням дефектності структури ме-талів [1].Однак, особливості та специфічність механіз-

му пластичної деформації під час тертя в умовахскладного навантаження до цього часу не дозво-лили розробити фізичні основи та розкрити за-кономірності поверхневого руйнування. Дляпідвищення довговічності деталей трибоз’єднань,що працюють за умов тривимірного навантаження,потрібні додаткові дослідження, які дозволили брозкрити механізм процесу руйнування, змінивластивостей поверхневого шару та обґрунтува-ти вибір конструктивно-технологічних заходів.Необхідно визначити також ступінь впливу ста-

ну пластично-деформованого металу, його дест-рукції на ступінь придатності до експлуатації.Згідно з дослідженнями [2], процеси тертя та

зношування залежать в значній мірі від елект-ронної будови металів. Умовою інтенсивного схоп-лювання, а отже, й інтенсивного зношування підчас тертя є обмін електронами атомів металівпари тертя з утворенням стабільних у енергетич-ному відношенні електронних конфігурацій.Інтенсивність зносу мінімальна, якщо атоми ме-талів пари тертя характеризуються великою час-ткою нелокалізованих (вільних) електронів. Вцьому випадку міцність утворених під час тертязв’язків невелика, вони легко руйнуються привзаємному переміщенні поверхонь. Таким чином,нелокалізовані електрони, які знаходяться увільному стані, утворюють своєрідне електроннемастило і спостерігається безперечна кореляціяміж антифрикційними характеристиками та особ-ливостями електронної будови металів. Більш того,величина лінійного зносу визначається інтенсив-ністю електронного обміну та міцністю фрик-ційних зв’язків, обумовлених енергетичною ста-більністю утворених в результаті цього обмінуелектронних конфігурацій.Одним з найбільш інформативних методів

визначення зміни енергетичного стану поверх-невого шару матеріалів, які взаємодіють під частертя, є аналіз розподілу величини роботи вихо-ду електронів (РВЕ) по поверхні. Цей параметрнеобхідний при розрахунках поверхневої енергіїтвердих тіл. На зміні РВЕ засновано один з на-прямків вивчення складних за своєю природоюфізико-хімічних процесів, які протікають у зоніконтакту пар тертя [3].Величина РВЕ — одна з фундаментальних ха-

рактеристик речовини в конденсованому мета-левому стані, фізико-хімічних і механічних влас-тивостей металів. Цю характеристику викорис-


— 62 —

товують при вивченні явищ деформації і руйну-вання металевих тіл, а також явищ адсорбції тадесорбції. Наявність відносно простих методів ізасобів, які дозволяють проводити її визначеннябезконтактно і без будь-яких додаткових дій навимірювану поверхню, робить її досить приваб-ливою в плані дослідження поверхонь металів ісплавів, деформованих, в тому числі і тертям.Формула, яка пов’язує величину роботи ви-

ходу електронів з поверхневою енергією металумає вигляд [4]:

ϕ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅≅σ

65

31015,1ADz , (1)

де σ — поверхнева енергія; z — кількість валент-них електронів на атом; D — густина; A — атомнавага; ϕ — робота виходу.Отже, вимірюючи величину РВЕ по поверхні

металу та за допомогою формули (1) можнакількісно оцінити зміну його поверхневої енергії.Як метод вимірювання РВЕ в роботі викори-

стовувався метод динамічного конденсатора Кель-віна [5], в якому вимірювання проводиться законтактною різницею потенціалів, що виника-ють між вимірюваною поверхнею і поверхнеюеталонного зразка. Вимірюваний і еталонний зраз-ки формують плоский конденсатор і не контак-тують механічно між собою, але при цьому мож-ливим є ефективний обмін електронами під дієюрізниці роботи виходу електронів використанихметалів.Вимірювання контактної різниці потенціалів

в цій роботі виконувалися при атмосферномутиску. Частота коливань електроду-еталону із зо-лота складала 500 Гц, діаметр 1,4 мм. РозподілРВЕ визначали скануванням з кроком 0,2 мм поодній лінії в центрі робочої поверхні зразків зточністю до 1 меВ. Зразки перед вимірюваннямипротиралися спиртом і витримувалися протягомоднієї доби до встановлення термодинамічнорівноважного стану поверхні.Методами рентгеноструктурного аналізу було

досліджено макро- та мікроструктуру зразків зісплаву титана ВТ8. Рентгеноструктурний аналіззразків виконувався на дифрактометрі ДРОН-3М,який працює на лінії з ПК. Використовувалимонохроматичне випромінювання лінії CoKβ.Остаточні макронапруження розраховувалисьметодом «2θ—sin2ψ». Для розрахунку розмірів об-ластей когерентного розсіювання D та величинимікроскопічних деформацій ε використовувалиметод гармонічного аналізу форми рентгенівсь-ких ліній [6]. Робочими відображеннями служи-ли лінії (102) та (213). За отриманими експери-ментальними даними розраховувались коефіціє-нти Фур’є для досліджуваних зразків та для ета-лона (зразок після вакуумного відпалу). Розра-

хунки виконувалися за спеціально розробленоюпрограмою на комп’ютері.Було проведено випробування на знос зразків

зі сплавів ВТ20, ХТН-61, 60С2А, які вимірюва-лись на стенді [7] при двовимірному (ударі зпроковзуванням) та тривимірному навантаженні(проковзуванні у двох взаємо перпендикуляр-них площинах та ударі). Умови проведення вип-робувань: амплітуда поперечних прослизань0ѕ0,2 мм; амплітуда поздовжніх прослизань0,1мм; частота поперечних прослизань 30 Гц; ча-стота поздовжніх прослизань 66 Гц; нормальненавантаження 20 Н, час досліджень 2ѕ4 години.Як показали досліди, для всіх трьох дослід-

жуваних сплавів ВТ20, ХТН-61, 60С2А зпідвищенням амплітуди поперечних проковзу-вань від 0 до 0,2 мм зростає об’ємна інтен-сивність зношування та знижується шорсткістьповерхні (рис.1 та табл. 1). Об’ємна інтенсивністьзношування знаходилась як відношення об’ємузношеного матеріалу до шляху тертя. Оцінкашорсткості поверхні зразків після випробуваньпроводилась на профілометрі-профілографі«Калібр 201».Більш детально топографію поверхні зразків

визначали на безконтактному 3D профілографі«Мікрон-альфа» за методикою Національногоавіаційного університету [8]. Як показують ре-зультати досліджень зразків, з підвищенням ам-плітуди поперечних проковзувань під час тертявід 0 до 0,2 мм, шорсткість поверхні знижуєтьсяу поперечному напрямку від 1,3 до 10 разів; упоздовжньому напрямку — від 1,3 до 2 разів длявсіх досліджених матеріалів (60С2А, ХТН-61,ВТ20). При цьому однорідність поверхонь підви-щується. Наявність поперечних прослизань під частривимірного навантаження призводить до ут-ворення поверхні меншої шорсткості без явнихпоздовжніх рисок, що наглядно можна побачитина 3D моделях поверхонь (рис. 2 та 3).

Рис. 1. Залежність інтенсивності зношування відамплітуди поперечних прослизань

1 — сплав ВТ20; 2 — сплав ХТН-61; 3 — сталь 60С2А



В процесі деформації тертям відбуваласяструктурна еволюція поверхні металів, що відоб-ражується в зменшенні величини та розкиду РВЕпо поверхні (рис. 4 та 5).

Аналогічні результати були отримані длязразків зі сталі марки 60С2А та сплаву титанаВТ20.

Матеріал зразка Апоп,мм V, мм3 Rz, мкм Rmax, мкм L, м Iv⋅10-3, мм3/м

ВТ20 0,06 0,17 0,20

0,585 1,074 0,949

6,0 4,5 6,0

14,0 12,0 10,5

1776 2496 1920

0,33 0,43 0,49

ХТН-61

0 0,01 0,05 0,10

0,041 0,099 0,139 0,112

6,5 10,0 8,5 8,0

11,0 26,0 16,0 11,0

960 1164 1368 1056

0,04 0,09 0,10 0,11

60С2А

0 0,03 0,06 0,08

0,052 0,090 0,033 0,071

3,0 5,0 3,0 1,0

9,7 9,5 4,0 1,5

1920 2496 1104 1920

0,03 0,04 0,05 0,05

Таблиця 1 — Результати випробувань при двовимірному та тривимірному навантаженні

Примітка: Rmax, Rz — параметри шорсткості; V — об’ємний знос; L — шлях тертя; Iv — об’ємна інтен-сивність зношування.

Рис. 2. 3D модель поверхні зразка зі сталі ХТН-61 післязносу з двовимірним навантаженням (Апоп = 0 мм)

Рис. 3. 3D модель поверхні зразка зі сталі ХТН-61 післязносу з тривимірним навантаженням (Апоп = 0,05 мм)

Рис. 4. Розподіл РВЕ вздовж поверхні зразків зі сплавуХТН-61 після зносу з різною амплітудою поперечних

прослизань

1 — Апоп= 0 мм; 2 — Апоп = 0,05 мм; 3 — Апоп = 0,1 мм

Рис. 5. Розподіл дисперсії РВЕ вздовж поверхні зразківзі сплаву ХТН-61 після зносу з різною амплітудою

поперечних прослизань

1 — Апоп = 0 мм; 2 — Апоп = 0,05 мм; 3 — Апоп = 0,1 мм


— 64 —

Як видно з рис. 4, стан поверхневого шарузразків до тертя приблизно однаковий і визна-чається РВЕ близько 4,10 еВ. В результаті тертяз різною амплітудою поперечних прослизань станповерхневого шару зразків змінювався. Тертя здвовимірним навантаженням (Апоп = 0) призво-дить до отримання поверхневого шару з підви-щеним та великим розкидом РВЕ від 3,90 до4,40 eВ. Це пов’язано з тим, що виникає новийструктурний стан поверхні, близький до аморф-ного, тому РВЕ збільшується.Підвищення амплітуди поперечних просли-

зань призводить до зменшення величини та роз-киду РВЕ. При випробуваннях на тертя з Апоп =0,05 мм РВЕ монотонно зменшується з 4,10 до4,00 еВ, розкид в значеннях РВЕ при цьому скла-дає інтервал 3,90…4,10 еВ. Поверхневий шарзразків після тертя з тривимірним навантажен-ням з Апоп = 0,1 мм забезпечує РВЕ від 3,95 eВдо 4,05 eВ (см. рис. 5). Збільшення амплітуди по-перечних прослизань призводить до зменшеннядисперсії РВЕ. Зменшення розкиду в значенняхРВЕ вказує на підвищення при цьому одно-рідності структури поверхневого шару.Зниження РВЕ при збільшенні амплітуди по-

перечних прослизань можливе тому, що під часвипробувань на тертя під впливом зовнішніхзмінних напружень відбувається зародження дис-локацій, які рухаються в пересічних системахковзання. Частина з них виходить на поверхнюметалу. В результаті виходу дислокацій на по-верхню утворюються дислокаційні сходинки.Відомо, що ці сходинки несуть електричний за-ряд і, отже, утворюють електричні диполі [9]. Вне-сок диполів дислокацій призводить до зменшенняРВЕ, що знижує зносостійкість досліджуванихповерхонь.Рентгеноструктурні дослідження зразків зі

сплаву титана ВТ8 показали, що зі збільшеннямамплітуди поперечних прослизань зменшуєтьсявеличина остаточних стискуючих макроскопіч-них напружень та мікроскопічних деформацій(табл. 2). Розміри областей когерентних розсію-вань для дослідів з Апоп = 0 та 0,06 мм майжеоднакові, D = 291 та 293 мм, відповідно. Однакподальше підвищення амплітуди поперечних про-слизань до 0,2 мм призводить до зменшеннярозмірів областей когерентних розсіювань до 230 нм.Можна припустити, що стан реальної поверхні

металів зв’язаний з формуванням у поверхнево-му шарі кристалітів з різними міцнісними та де-формаційними властивостями, внаслідок різноїщільності дислокацій. Це супроводжується наяв-ністю на поверхні певних електричних диполь-них моментів і локальних електричних зарядів,що визначають величину електростатичного ба-р’єра в роботі виходу електронів. Унаслідок нео-днорідної будівлі металевої поверхні виникає

Примітка: σ — остаточні стискуючи макронапру-ження; D — розмір областей когерентного розсіювання;ε — остаточні мікроскопічні деформації.

Апоп, мм σ, МПа D, нм ε, 10-5

0 -532 291 -1,44

0,06 -467 293 -1,93

0,2 -446 230 -2,30

Таблиця 2 — Дані розрахунку параметрів мак-ро- та мікроструктури зразків зі сплаву титанаВТ8 після іспитів на тертя при різних ампліту-дах поперечних прослизань

відповідний рельєф електростатичного бар’єра,обумовлений розходженням РВЕ для різних діля-нок поверхні. Таким чином, для даної поверхніметалу характерний енергетичний рельєф, обу-мовлений через розподіл РВЕ по поверхні.Підвищення однорідності мікрогеометрії по-

верхні та неминуче підвищення при цьому пло-щини контакту зразків під час тертя з тривимір-ним навантаженням, а також стан структурноїоднорідності поверхневого шару за розміром кри-сталітів та їх міцнісними та деформаційними вла-стивостями є найбільш імовірною причиноюрозбіжностей отриманих результатів дослідів танаведених вище у роботі [2] висновків. Визна-чення чіткої залежності між величиною РВЕ тазносостійкістю металів потребує додаткових дос-ліджень з урахуванням умов навантаження підчас тертя та зміни при цьому однорідності по-верхневого шару. В цьому випадку величина РВЕзможе виступати мірою структурної однорідностіповерхневого шару.Залежність величини РВЕ від шорсткості по-

верхні також нелінійна [10] і визначається роз-міром зерен, умовами впливу на поверхню тамеханічними властивостями поверхневого шару.Але під час тертя з тривимірним навантаженнямв умовах проведення випробувань підвищенняамплітуди поперечних проковзувань призводитьдо зниження шорсткості та підвищення одно-рідності мікрогеометрії поверхонь. При цьомузнижується величина та розкид РВЕ по поверхні.Можна припустити, що зменшення РВЕ відбу-вається в результаті дезорієнтації та роздрібнен-ня блоків і зерен металу (що підтверджують ре-зультати рентгенодифрактометричних досліджень),інтенсивним утворенням дефектів і нових по-верхонь. Однак при великій щільності дислокаційпідсилюється їхня взаємодія, відбувається їхнєзакріплення, що у свою чергу утруднює вихід наповерхню металу нових дислокацій і супутніхдефектів. Кількість активних центрів на поверхніз малою РВЕ перестає наростати, досягнувшинасичення, і величина РВЕ стабілізується.



Таким чином, деформаційні процеси на по-верхні тертя в залежності від умов навантаженняпризводять до зміни поверхневого шару та мікро-геометрії поверхні. Ці зміни можливо зареєстру-вати за допомогою визначення величини РВЕ.Порівнюючи вихідний енергетичний рельєф (додосліджень на деформування) з рельєфом післядеформування, можна визначити ділянки по-верхні, які отримали різний ступінь пластичноїдеформації. Встановлено, що наявність попереч-них прослизань під час тертя з тривимірним на-вантаженням спричиняє утворення однорідногоповерхневого шару з більш рівномірною мікро-геометрією поверхонь, що супроводжується зни-женням величини та розкиду РВЕ по поверхні.Рентгенодифрактометричні дослідження підтвер-джують припущення, що зменшення РВЕ відбу-вається в результаті дезорієнтації та роздрібнен-ня блоків і зерен металу.Враховуючи отримані залежності, визначення

енергетичного стану поверхонь деталей трибо-з’єднань дозволить прогнозувати їх довговічністьта дасть можливість управляти зношувальноюздатністю матеріалів технологічними методами,скоротити термін приробітку деталей в умовахфрикційно-контактної взаємодії і тим самимпідвищити ефективність експлуатації машин тамеханізмів.


1. Рыбакова Л. М. Структура и износостойкостьметалла / Л. М. Рыбакова, Л. И. Куксенова. —М. : Машиностроение, 1982. — 212 с.

2. Самсонов Г. В. Антифрикционные характери-стики и электронное строение металлов /Г. В. Самсонов, А. А. Запорожец // Проблемы

трения и изнашивания. — К. : Техника, 1971.— № 1. — 48 c.

3. Марков А. А. Измерение работы выхода элек-трона при трении / А. А. Марков — В кн. :Электрические явления при трении, резании исмазке твердых тел. — М. : Наука, 1973. — 28 c.

4. Задумкин, С.Н. Работа выхода и поверхнос-тная энергия металлов / С. Н. Задумкин,В. Г. Егиев // Физика металлов и металловеде-ние. — 1966. — Т. 1, № 2. — С. 121—122.

5. Вудраф Д. Современные методы исследова-ния поверхности : [пер. с англ.] / Д. Вудраф,Т. Делчар. — М. : Мир, 1989. — 564 с.

6. Горелик С.С. Рентгенографический и элек-тронно-оптический анализ / С. С. Горе-лик, Л. Н. Расторгуев, Ю. А. Скаков. — М. :Металлургия, 1970. — 156 c.

7. Циганов В.В. Зв’язок структурного стануповерхневого шару та зносостійкості деталейтрибоз’єднань при тривимірному навантаженні/ В. В. Циганов, Л. Й. Івщенко // Вісник дви-гунобудування. — 2008. — № 2. — С. 57—62.

8. Игнатович С.Р. Контроль качества поверхно-сти с использованием интерференционногопрофилометра / С. Р. Игнатович, И. М. Закиев //Винахідник и раціоналізатор. — 2007. — № 6. —С. 8—11.

9. Алехин В. П. Физика прочности и пластич-ности поверхностных слоев материалов /В. П. Алехин. — М. : Наука, 1983. — 280 с.

10. Лоскутов С. В. Влияние механических обра-боток металлической поверхности на фор-мирование энергетического рельефа / С. В. Лос-кутов // Вісник двигунобудування. — 2006. —№ 2. — С. 109—112.


Рассмотрен износ и энергетическое состояние поверхностного слоя образцов послетрения с трехмерным нагружением. Анализом распределения величины работы выходаэлектронов по поверхности, шероховатости и топографии поверхности, а также методомрентгеноструктурного анализа определено влияние условий контактного взаимодействияна износостойкость и состояние поверхностного слоя. Показано, что изменение характе-ра нагружения сопровождается изменением износостойкости и микрогеометрии поверх-ности, что определяется энергетическим состоянием поверхностного слоя и может бытьоценено величиной работы выхода электронов по поверхности. Это позволяет определитьучастки поверхности, которые получили разную степень пластической деформации.

The article is dedicated to wear-out and energy state of a sample surface layer after frictionwith three-dimensional loading are addressed. The influence of contact interaction conditions onwear-resistance and the surface layer condition are determined by the analysis of electron workfunction distribution over the surface, the surface roughness and topography analysis, and X-raystructure analysis as well. The article shows the loading character modification accompaniedwith the modification of surface wear-resistance and micro geometry, which is determined withenergy state of a surface layer and can be estimated with the value of electron work function onthe surface. It makes it possible to determine the surface parts that received plastic deformationof a different degree.

ùÍÒÔÎÛ‡Ú‡ˆËfl, Ì‡‰ÂÊÌÓÒÚ¸, ðÂÒÛðÒ

— 66 —

УДК 621. 438: 62-762

Г. И. Пейчев, Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис,М. А. Гребенников, С. И. Хижняк, Л. Л. Каминская

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ЩЕТОЧНОГО ИЛАБИРИНТНОГО УПЛОТНЕНИЙ ГТД

В данной статье рассматриваются щеточные уплотнения (ЩУ) как альтернативалабиринтным (ЛУ) ГТД. Проведен обзор отечественной и зарубежной литературы, и вы-полнен сравнительный анализ щеточного уплотнения с лабиринтным. Представлены гра-фики и фотографии, благодаря которым можно оценить преимущество ЩУ перед ЛУ.Описаны конструкторско-технологические параметры ЩУ, влияющие на расходную ха-рактеристику уплотнения.

© Г. И. Пейчев, Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис, М. А. Гребенников, С. И. Хижняк, Л. Л. Каминская, 2009

Постановка проблемы и ее связь с практичес-кими задачами

На сегодняшний день в авиационной промыш-ленности актуальным вопросом является повы-шение экономичности современных авиацион-ных ГТД за счет повышения коэффициента по-лезного действия отдельных узлов. Одним изпутей, позволяющих повысить КПД двигателя,является сведение к минимуму паразитных уте-чек воздуха в компрессоре и турбине, для чегоприменяют различные типы уплотнений в сис-теме охлаждения и суфлирования.В условиях высоких окружных скоростей и

больших перепадов давления обычно использу-ют лабиринтные уплотнения. Эффективность ЛУзависит от величины радиального зазора, числагребешков и их конфигурации. Однако мини-мальная величина радиального зазора определя-ется технологией изготовления, радиальным пе-ремещением ротора, а также зависит от прогревастаторных и роторных узлов.Действие ЛУ основано на торможении (за-

вихрении) газа в узкой кольцевой щели с пос-ледующим расширением в смежной кольцевойщели, где давление преобразуется в скоростнойнапор; на выходе газа из щели давление восста-навливается, но только частично. Необратимыепотери при завихрении-расширении приводят кпотерям полного давления. Чем больше эти по-тери (т.е. чем меньше сечение щели и острее об-разующие ее кромки), тем меньше доля давлениявосстанавливается в камере и, следовательно, темэффективнее работает уплотнение [1].Можно упомянуть и о применении сотовых

статорных лабиринтных колец для уменьшениярадиального зазора. Благодаря тому, что сотовыестаторные кольца имеют тонкие стенки сот, по-верхность контакта с ротором примерно в 10 разменьше, чем при обычном ЛУ. Это позволяет до-пускать сборку узла уплотнения с минимальны-

ми зазорами, при работе двигателя происходитприработка уплотнения за счет износа сотовыхколец [2]. Однако изготовление сот, впайка их всоответствующие кольца детали и окончатель-ная обработка в узле по размерам чертежа явля-ется сложным процессом, который включает всебя много ручных работ и ряд операций, выпол-няемых с использованием средств малой меха-низации или универсального оборудования [3].Кроме лабиринтных, применяют контактные

уплотнения, работающие при малых окружныхскоростях и небольших перепадах давления.Обычно они изготавливаются на основе графита,что требует большой трудоемкости и точной сбор-ки. Контактные уплотнения выходят из строя приповышенных вибрациях или осевом перемеще-нии ротора.Принимая во внимание преимущества и не-

достатки этих типов уплотнений, на современ-ных авиационных ГТД стали применять щеточ-ные уплотнения, имеющие высокую эффектив-ность (рис. 1).

Цель работы

Целью настоящей работы является выполне-ние сравнительного анализа ЩУ с ЛУ по рас-ходным характеристикам. На сегодняшний день

Рис. 1. Замена ЛУ на ЩУ в узле турбины ГТД



на предприятии ГП «Ивченко-Прогресс» ужесуществует технологический процесс и изготов-лены опытные образцы щеточных уплотнений(ЩУ) в различном конструкторско-технологи-ческом исполнении. И с целью определения не-которых конструкторско-технологических пара-метров, которые влияют на величину потерь че-рез уплотнение, выполнен обзор зарубежной ли-тературы. Наш начальный опыт и многолетнийопыт иностранных фирм дает возможность уви-деть дополнительный ряд проблем при изготов-лении и исследовании ЩУ, и спрогнозироватьповедение ЩУ в работе. В результате чего пред-ложены методы достижения необходимых пара-метров ЩУ, что в дальнейшем даст возможностьвыбрать рациональную конструкцию и стабили-зировать технологический процесс изготовленияЩУ (рис. 2).

УЭ

Опорная пластина

Рис. 2. Фотографии щеточного уплотнения ГТД

Содержание и результаты исследований

Идея использования щеток, как подвижногоуплотнительного элемента, возникла еще в на-чале прошлого столетия [4].Для газотурбинных двигателей ЩУ представ-

ляет собой круглое кольцо, где пучок гибких во-локон обжат или сварен между двумя рабочимикольцами под углом 45°.

Так как ЩУ свойственна гибкость и подат-ливость, они способны значительно уменьшатьутечки за счет своей приспосабливаемости к кон-струкции и изменениям положения ротора в тур-бомеханизмах. И уже в начале 80-х ведущие за-рубежные фирмы успешно применяли ЩУ вавиадвигателях [5].Основной характеристикой оценки эффектив-

ности уплотнения является расходная характери-стика. Выполнив обзор зарубежной литературы[6, 7, 8] можно сделать вывод, что в целом, приодинаковых зазорах, перепадах давления и др. ус-ловиях эксплуатации, расход воздуха через ЩУ в2…5 раз ниже, чем у лабиринта (см. рис. 3, 4, 5).

Рис. 3. График зависимости расхода от перепада давле-ния через ЩУ при различных зазорах в сравнении с

типичным ЛУ [6, 7]

Рис. 4. График зависимости расхода от времени эксплу-атации ЩУ в сравнении с ЛУ [8]

На рис. 5 представлены кривые изменения рас-хода воздуха через щеточные уплотнения, выпол-ненные на предприятии, в зависимости от пере-пада давлений на входе в уплотнение и на еговыходе, а также рассчитан расход прямоточного,гладкого, четырехгребешкового лабиринтного уп-лотнения. Исследования проводились с учетомодинаковых условий работы (давления на входе


— 68 —

и на выходе, температуры подаваемого воздуха,радиального зазора). С целью сравнения расход-ных характеристик ЩУ № 1 и № 2 приведенакривая расхода ЩУ зарубежной фирмы (из ли-тературных источников). По результатам, приве-денным на графике, можно оценить эффектив-ность ЩУ.За счет увеличения количества гребешков ЛУ

можно достичь одинаковых значений расходавоздуха через ЛУ и ЩУ. Однако такое уплотне-ние будет значительно габаритнее, тяжелее, слож-нее в изготовлении и технологии ремонта, следо-вательно, экономически невыгодно.Таким образом, преимущества ЩУ по сравне-

нию с ЛУ заключаются в следующем:— эффективность в 2...…5 раз выше;— приспосабливаемость уплотнения к смеще-

ниям вала во время начала и конца работы дви-гателя и других кратковременных условий;

— компактность конструкции, и соответствен-но, значительно меньше осевой размер в узле;

— расход не зависит от уровня вибраций вдвигателе;

— способность поддерживать относительномаленькие зазоры между уплотнительным паке-том и сопрягаемым с ним ротором за счет угланаклона волокон;

— конкурентоспособность в цене.

Рис. 5. Статическая дроссельная характеристика ЩУ, выполненных на ГП «Ивченко-Прогресс», в сравнении схарактеристикой ЩУ зарубежной фирмы-производителя и четырехгребешковым ЛУ

В свою очередь, на эффективность ЩУ влия-ет ряд геометрических параметров и материалуплотнительного пакета. Для выбора рациональ-ной конструкции необходимо оценить влияниена расходную характеристику и экспериментальноисследовать данный ряд параметров:

— диаметр проволоки;— плотность пакета волокон (уплотнительно-

го элемента);— жесткость уплотнительного элемента (УЭ);— длину волокна УЭ;— выступающую высоту УЭ за опорную пла-

стину;— влияние зазора в защитной пластине;— влияние геометрии опорной пластины;— форму заделки УЭ в корпус;— метод и режимы сварки для крепления УЭ

с корпусом;— технология гибки для получения кольце-

образного УЭ из прямого элемента, которая всвою очередь влияет на плотность пакета ЩУ повсей его длине.Особое внимание должно быть направлено на

длительную эксплуатацию и долговечность ЩУпри работе в ГТД. Однако существует проблемарадиального износа волокон и ротора, а особен-но, износа в условиях переменных режимов. Из-носу проволоки способствует разница осевого



давления через щетку [8]. Из рисунков 4 и 6сделан вывод, что щеточные уплотнения будутприспосабливаться к рабочим условиям за ихжизненный цикл. Согласно зарубежной литера-туре [8, 9] внутренний диаметр УЭ в процессеработы на двигателе притирается, и со временемустанавливается стабильный зазор между рото-ром и сопрягаемым с ним ЩУ. График явно по-казывает, что после эксплуатации продолжитель-ностью 50 часов первоначальная норма износарезко растет и кривая выравнивается только после250 часов работы, что дает постоянную характе-ристику уплотнения. Износ ЩУ затем может уве-личиваться только по причине высоких пере-грузок и резких маневров в полете.

Рис. 6. Кривая износа волокон ЩУ от времени работы вдвигателе [8, 9]

На зарубежной фирме Siemens PG несколь-кими осмотрами доказали, что щеточное уплот-нение может приспосабливаться к рабочим ус-ловиям, и в результате контакта проволочек сротором может поддерживать маленький эффек-тивный зазор, и таким образом ЩУ способнообеспечивать непрерывно низкую утечку и улуч-шать производительность [8].После 7 лет работы, уплотнительный пакет все

еще сохраняет работоспособность (рис. 7).

Рис. 7. Щеточное уплотнение после 7 лет работы вбольшой паровой турбине (вид со стороны низкого

давления (выхода)) [8]

Перспективы дальнейших исследований

Последующие экспериментальные исследова-ния должны быть направлены на изучение всехконструкторско-технологических параметров, вли-яющих на расходную характеристику ЩУ и, сле-довательно, на выбор рациональной конструкциии технологии изготовления.С целью компенсации первоначального из-

носа волокон на предприятии запроектированои изготавливается специальное приспособлениедля доводки внутреннего диаметра ЩУ по опре-деляющим расходным характеристикам. Данноеприспособление даст возможность:

1 прирабатывать внутренний диаметр УЭ ЩУпри рабочем давлении и оборотах вала по опре-деляющим расходным характеристикам;

2 задавать радиальные и осевые смещения,имитирующие врезания ротора при эволюцияхсамолета и температурное расширение вала приработе двигателя;

3 испытывать ЩУ диаметром до 450 мм засчет переналадки приспособления;

4 зафиксировать и исследовать поведениеволокон УЭ при подаче воздуха под давлением;

5 исследования ЩУ в статическом и дина-мическом положениях.


— 70 —

Выводы

Выполнен обзор отечественной и зарубежнойлитературы, вследствие чего установлена акту-альность темы по изготовлению щеточных уп-лотнений в настоящие время. С внедрением ЩУв производство и постановкой их на изделие мож-но повысить КПД двигателя до 1,5% за счет по-вышения уплотняющих свойств, при сниже-нии металлоемкости и веса конструкции.


1. Основы конструирования : cправочно-мето-дическое пособие: в 2-х кн. Кн. 1. / [Под ред.П. Н. Учаева]. — Изд. 3-е, испр. — М. : Маши-ностроение, 1988. — 560 с.

2. Скубачевский Г. С. Авиационные газотурбин-ные двигатели. Конструкция и расчет дета-лей / Г. С. Скубачевский. — Изд. 5-е, перераб.и доп. — М. : Машиностроение, 1981. — 550 с.

3. Современные технологии в производстве га-зотурбинных двигателей / [Братухин А. Г.,Г. К. Язов, Б. Е. Карасев] ; под ред. А. Г. Братухи-на. — М. : Машиностроение, 1997. — 416 с.

1. Mehmet Demiroglu. An investigation of tip forcecharacteristics of brush seals / Mehmet Demiroglu,Mustafa Gursoy, John A. Tichy // ASME PaperNo. GT2007-28042. — Proceedings of Rowerfor Land, Sea and Air, Montreal, Canada, May14-17, 2007. — P. 1—12.

2. J. Ferguson. Brushes as High Performance GasTurbine Seals / J. Ferguson // ASME PaperNo.88-GT-182, 1988.

3. Raymond E. Chupp. Sealing in Turbomachinery /Raymond E. Chupp, Robert C. Hendicks // NASATechnical Memorandum-2006-214341.

4. Fundamental design issues of brush seals forindustrial application. Saim Dinc, MehmetDemiroglu, Norman Turnquist [et al.] // ASMEPaper No. 2001-GT-0400. — New Orleans,Louisiana, USA, June 4-7, 2001. — P.1—10.

5. Design features and performance details of brushseals for turbine applications / [Matthias Neef,Eric Sulda, Norbert Surken, Jan Walkenhorst] //ASME Paper No. GT2006-90404. — Proceedingsof Rower for Land, Sea and Air, Barcelona, Spain,May 8-11, 2006. — P. 1—8.

6. Alfons Gail. The MTU Brush Seal Design /Alfons Gail, Stefan Beichl // MTU Aero Engines. —Germany, Munich. — P. 1—11.


У поданій статті розглядаються щіткові ущільнення (ЩУ) як альтернатива лабірин-тним (ЛУ) ГТД. Проведено огляд вітчизняної та закордонної літератури та виконанопорівняльний аналіз щіткового ущільнення з лабіринтним. Представлено графіки та фо-тографії, завдяки яким можна оцінити перевагу ЩУ перед ЛУ. Описано конструкторсько-технологічні параметри ЩУ, які впливають на витратну характеристику ущільнення.

The paper is dedicated to brush seals (BS) as an alternative to labyrinth seals (LSs). Thedomestic and foreign literature review as well as a comparative analysis between a brush sealand a labyrinth seal are carried out. Graphs and photos to estimate advantages of BSs comparedto LSs are also provided. Furthermore, BS design and technological parameters that may affectthe seal meteinng characteristic are specified.

íÂıÌÓÎÓ„Ëfl ÔðÓËÁ‚Ó‰ÒÚ‚‡ Ë ðÂÏÓÌÚ‡


УДК 621.438:621.923.4

В. А. Богуслаев, А. Я. Качан, В. Ф. Мозговой

ФИНИШНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ ГТДВ работе представлены технологические особенности финишных технологий основных

деталей ГТД, применяемых на ОАО «Мотор Сич».

© В. А. Богуслаев, А. Я. Качан, В. Ф. Мозговой, 2009

Конкурентная способность, экономичность ибезопасность полетов летательных аппаратов взначительной степени определяются ресурсом инадежностью авиационных двигателей, которыеприменяются на них в качестве основных сило-вых установок.Ресурс и надежность авиационных двигателей

определяются выносливостью рабочих лопатоккомпрессора и турбины, дисков роторных валов идругими ответственными и высоконагруженны-ми деталями, которые в процессе эксплуатациииспытывают значительные знакопеременные ициклические нагрузки с большими частотами.Одним из важных направлений повышения

эксплуатационных характеристик указанных де-талей на этапе их производства является разра-ботка и внедрение прогрессивных финишныхтехнологий, которые обеспечивают значительныйвклад в качество изготовления изделия, а следо-вательно, и в повышение его ресурса и надежно-сти [1, 2].Цель работы — обобщить имеющийся на ОАО

«Мотор Сич» опыт разработки и внедрения фи-нишных технологий и оборудования для изго-товления деталей ГТД.

Результаты работ и исследований

На ОАО «Мотор Сич» широкое распростра-нение получили следующие финишные техно-логии обработки деталей ГТД: электроалмазноешлифование рабочих лопаток вентилятора, лен-точное шлифование, глубинное шлифование хво-стовиков и бандажных полок турбины, турбоаб-разивная обработка дисков, сварных барабанов ивалов роторов компрессоров, а также ультразву-ковое упрочнение.

Электроалмазное шлифование рабочих лопа-ток вентилятора

Разработано две технологические схемы элек-троалмазного шлифования пера крупногабарит-ной лопатки из титанового сплава ВТ3-1, кото-рое выполняется после технологической опера-ции фрезерования.Шлифование производится профильными

алмазными кругами (рис. 1) 1А 1300×127×20×5АС 15...АС20400/315 М1-01 с односторонней(продольная строка) и двухсторонней обработ-кой (поперечная строка) (рис. 2).

1

2

R16

5

Рис. 1. Рабочий профиль алмазного круга

1— металлический диск; 2 — режущая поверхность

(-)+ -

(+)

5 3

4 2 1

Рис. 2. Схема электроалмазного шлифования лопаток

1 — лопатка; 2, 3 — алмазный круг;4, 5 — сопло подведения СОЖ

Двухстороннее электроалмазное шлифованиепера вентиляторных лопаток в сравнении с од-носторонней обработкой повышает производи-тельность в 2 раза и точность из-за компенса-ции усилий резания от двух алмазных кругов.Создано специальное оборудование: модели

ЗАШП-500 и ЗАШП-1000.


— 72 —

Ленточное шлифование аэродинамических по-верхностей пера лопаток

Разработано две технологические схемы фор-мообразования входных и выходных кромок пераабразивной лентой: свободной ветвью и на кон-тактном ролике (рис. 3).В процессе формообразования входных и вы-

ходных кромок пера лопатки абразивной лентойвеличина съема составляет 0,05…...0,4 мм, погреш-ность формы — 0,03...…0,15 мм, а шероховатостьповерхности кромки — Rа = 0,4 мкм. Произво-дительность увеличивается в 5...…20 раз по срав-нению с ручной обработкой.Созданы специальные станки моделей

ЗЛШК-1000 и ЗЛШК-1000А.Формообразование корневых участков отдель-

ных лопаток абразивными лентами осуществля-ется одновременно со стороны спинки и корыта(рис. 4).Точность обработки — 0,05...…0,1 мм.Производительность по сравнению с ручной

обработкой повышается в 5…...20 раз.

Рис. 3. Схема формообразования входных и выходныхкромок пера лопатки абразивной лентой, огибающей

контактный ролик

1 — перо лопатки; 2 — контактный ролик;3 — абразивная лента; 4...…9 — элементы схемы

4

C

5a

15б

23

A AИ

B

B

Б

V

5αБ

γ2 3в

2

a

в 2

4

5в1a

3

1б

O

Д

Д

β 1

γ 1

А-А

В-В

Б-Б

O

β 3бв

3γ

β 3

O

δ

Д-Д1a

3

ε

И

Vб

S

Sв1 Sв1

Sв1

Sв 2

Sв 2

Рис. 4. Схема формообразования корневых участков отдельных лопаток одновременно со стороны спинки и корыта

1, 2 — абразивная лента; 3, 4 — копирные элементы; 5 — перо лопатки

б

а



Глубинное шлифование хвостовиков и бан-дажных полок лопаток турбины

Сущность технологии глубинного шлифова-ния состоит в удалении за один, два прохода пол-ного припуска на обработку, величина которогоможет находиться в диапазоне от десятых долейдо нескольких десятков миллиметров.Наиболее широкое распространение глубинное

шлифование получило при обработке отдельных,пересекающихся под различными углами, плос-ких и сложнопрофильных поверхностей (табл. 1).Технология глубинного шлифования позво-

ляет:— повысить концентрацию технологических

операций и за счет этого исключить негативноевлияние технологической наследственности;

— повысить точность взаимного расположе-ния разных участков сложнопрофильных повер-хностей, их формы и геометрических парамет-ров;

Таблица 1 — Классификация схем обработки хвостовиков и бандажных полок лопаток турбиныметодом глубинного шлифования

Класс Вид

обрабатываемой поверхности

Схема обработки

1 Плоскость

2 Пересекающиеся

плоские поверхности

3 Сложнопрофильные поверхности

— повысить стабильность параметров качестваповерхностного слоя;

— сократить трудоемкость изготовления ло-паток в 2…2,5 раза;

— обеспечить полную автоматизацию циклаобработки.Режимы глубинного шлифования «елочного»

профиля хвостовика лопатки турбины из сплаваЖС6У-ВИ представлены в табл. 2.Точность обработки — 8…...10 квалитет.Шероховатость поверхностей хвостовика после

глубинного шлифования не превышает Ra =0,8…...1,2 мм.В поверхностном слое «елочного» профиля

хвостовика образуются остаточное напряжениясжатия в пределах от 75 до 125 МПа с глубинойраспространения до 40…...80 мкм.Максимальная величина степени наклепа —

5…...12%.Глубина наклепанного слоя — 0,03…...0,04 мм.

Таблица 2 — Режимы глубинного шлифования «елочного» профиля хвостовика лопаток турбиныиз сплава ЖС6У-ВИ

Число проходов

Скорость круга

Vкр, м/с

Скорость детали

Vд, м/мин

Глубина резания

t, мм

Продольная подача

Sпр, мм/об.кр

Скорость правя-щего ролика

Vд, м/с

Направление шлифования

1 проход 25 60…75 3,5 0,5 18 попутное 2 проход 25 110…130 0,45 0,3 18 попутное 3 проход 27 150 0,05 – – попутное


— 74 —

Микроструктура стабильна и представляетсобой твердый раствор с карбидным интерме-таллидным упрочнением.Глубинное шлифование поверхностей хвос-

товиков лопаток турбины по сравнению с фор-мообразованием этих поверхностей резанием по-вышает предел выносливости на 4,0…...7,0%.При необходимости дополнительной стабили-

зации и повышения предела выносливости хво-стовиков лопаток турбин после глубинного шли-фования выполняют стабилизирующую термо-обработку с последующим поверхностным уп-рочнением.

Технологическая наследственность напряжен-ного состояния и микроструктуры в поверхнос-тном слое в зависимости от вида обработки

Исследовалась технологическая наследствен-ность после выполнения технологических опе-раций обработки пера вентиляторной лопатки изтитанового сплава ВТ3-1 в следующей последо-вательности: фрезерование + электроалмазноешлифование + ленточное шлифование + глян-цевание сизалевыми щетками с абразивными па-стами. Режимы обработки спинки и корыта пералопатки соответствовали установленным для ука-занных технологических операций в серийномпроизводстве.Величина снимаемого припуска при электро-

алмазном шлифовании составила δ1 = 0,4...…0,5мм.Поэтому технологическая наследственность пре-дыдущей операции фрезерования не оказывалавлияния на распределение остаточных напряже-ний в поверхностном слое. Распределение оста-точных напряжений в поверхностном слое в этомслучае определяется электроалмазным шлифова-нием.После электроалмазного шлифования на об-

работанной поверхности пера образуются растя-гивающие остаточные напряжения 20…...40 МПас глубиной распространения до 5…...10 мкм, а вболее глубоких слоях, расположенных от поверх-ности от 10 до 100 мкм, — остаточные напряже-ния сжатия. Послойный максимум остаточных на-пряжений сжатия составляет 260…...320 МПа и рас-положен на глубине 20 мкм (рис. 5, а).После операции электроалмазного шлифова-

ния выполнялось ленточное шлифование, съемприпуска на котором составлял δ = 0,1 мм. По-этому после этой технологической операции про-является технологическая наследственность пред-шествующего электроалмазного шлифования.На поверхности корыта образуются остаточ-

ные напряжения растяжения, а на спинке — сжа-тия, что определяется технологической наслед-ственностью (рис. 5, б). В более глубоких слояхматериала, расположенных на расстоянии от 2 до50 мкм, образуются остаточные напряжения сжа-

тия. Максимальные значения остаточных напря-жений сжатия составляют 240…...320 МПа и рас-полагаются на глубине 5…...10 мкм. Максималь-ное значение остаточных напряжений сжатия при-близилось к поверхности на 10 мкм.

Рис. 5. Распределение остаточных напряжений в поверх-ностном слое пера лопатки в зависимости от вида

обработки

а — после электроалмазного шлифования; б — послеленточного шлифования; в — после глянцевания

сизалевыми щетками

а

б

в



При глянцевании сизалевыми щетками по-верхностей спинки и корыта снимался припускδ3 в диапазоне от 10 до 30 мкм. После глянцева-ния в поверхностном слое наблюдаются остаточ-ные напряжения сжатия с максимальным значе-нием 300…...320 МПа на поверхности и глубинойраспространения до 80…...100 мкм (рис. 5, в).Технологическая наследственность предше-

ствующих операций начинает проявляться, когдавеличина припуска, что удаляется на последую-щей операции, находится в области ее влияния.Негативное влияние технологической наслед-

ственности возможно исключить путем увели-чения величины припуска, что удаляется на пос-ледующей операции, на величину, необходимуюдля выхода из области этого влияния.При этом на последующей технологической

операции следует применять финишную обра-ботку, которая в поверхностном слое образуетсжимающие остаточные напряжения.Следует также отметить, что на последней тех-

нологической операции финишной обработки,когда удаляемая величина припуска находитсяв диапазоне 10…...30 мкм, наиболее значительнопроявляется технологическая наследственностьпредшествующих операций. Неравномерностьснятия припуска в указанном диапазоне при-водит к значительной нестабильности величи-ны остаточных напряжений в поверхностныхслоях, что приводит к высокому уровню вариа-ции выносливости при испытании лопаток наусталость.

Микроструктура поверхностного слоя аэроди-намических поверхностей лопатки в зависимостиот вида обработки

После фрезерования спинки и корыта перарабочей вентиляторной лопатки из титановогосплава ВТ3-1 в поверхностном слое наблюдаетсятекстура, что свидетельствует о высоком уровнеостаточной деформации, распространяющейся наглубину до 30…...40 мкм. При этом текстура в при-поверхностном слое имеет четко выраженнуюнаправленность в направлении максимальнойдеформации под влиянием воздействия инстру-мента (рис. 6, а).После электроалмазного шлифования в по-

верхностном слое спинки и корыта также на-блюдается текстура, что свидетельствует о высо-ком уровне остаточной деформации, распростра-няющейся на глубину до 10…...20 мкм (рис. 6, б).Установлено, что при электроалмазном шли-

фовании пера лопатки на более производитель-ных режимах могут возникать шлифовочныеприжоги.Ленточное шлифование пера лопатки, выпол-

няемое после электроалмазного шлифования, со-здает микроструктуру в поверхностном слое без

Рис. 6. Микроструктура поверхностного слоя аэродина-мических поверхностей лопаток в зависимости от вида

обработки

а — после фрезерования пера; б — после электроалмаз-ного шлифования пера; в — после ленточного шлифова-ния пера; г — после ленточного шлифования корневых

участков

следов пластической деформации и шлифовоч-ных прижогов (рис. 6, в).Глянцевание поверхностей пера лопатки си-

залевыми щетками с абразивными пастами улуч-шает их микрогеометрию и микроструктуру вер-хних граничных слоев поверхностного слоя.

а

б

в

г


— 76 —

Турбоабразивная полировально-упрочняю-щая обработка дисков компрессора в псевдо-ожиженном абразиве

Обработка дисков компрессоров диаметром от200 до 820 мм авиационных газотурбинных дви-гателей выполняется, в зависимости от их типо-размеров, на специальных турбоабразивных уста-новках моделей АПС-350Б, АПС-600А, АПС-1000и АПСБ-1000. Диск устанавливают на шпиндельустановки с погружением в слой абразивногозерна на глубину 0,8…...1,0 радиуса диска.Обработку производят абразивным зерном

электрокорунда нормального зернистого № 63.Скорость вращения дисков составляет 15…...23 м/с.

При этом в процессе обработки производят ре-версирование вращения шпинделя детали.Машинное время обработки для дисков из

титановых сплавов (ВТ3-1, ВТ8, ВТ9) составляет2…...5 мин, а для дисков, изготовленных из жаро-прочных сплавов (ЭИ-698-ВД и др.) — 4...…8 мин.Турбоабразивная обработка обеспечивает:— снятие заусенец;— скругление кромок до R = 0,3...…0,5 мм с

шероховатостью, равной Ra = 0,5...…0,3 мкм;— шероховатость поверхностей дисков после

турбоабразивной обработки — Ra = 0,7...…0,5 мкмпри исходной после токарной — Ra = 2,5…...1,6 мкм;

— в поверхностном слое полотна дисков изтитановых сплавов ВТ3-1 и ВТ9 образуются ос-таточные напряжения сжатия σост = -(300…...350)МПа в сравнении с остаточными напряжениямирастяжения σост = 100…...200 МПа в этих же дис-ках после технологической операции точения.Диски компрессора до обработки и после об-

работки в псевдоожиженном абразиве представ-лены на рис. 7.

Рис. 7. Диски компрессора

а — до обработки; б — после обработки

а

б

У дисков компрессора из сплава ЭИ698-ВДпосле технологической операции точения в по-верхностном слое полотна образуются остаточныенапряжения растяжения σост = 200…...250 МПа,которые распространяются на глубину 25…...30 мкмс максимальным значением σост= 350 МПа. Пос-ле турбоабразивной обработки этих дисков в по-верхностном слое возникают остаточные сжима-ющие напряжения σост = -200 МПа, которые наглубине 15...…18 мкм переходят в напряжение ра-стяжения.Турбоабразивная обработка дисков компрес-

сора в псевдоожиженном абразиве увеличиваетциклическую долговечность дисков в 2,0…...3,0раза. «Живучесть» дисков повышается в 2 раза.Повышение долговечности дисков обеспечи-

вается за счет улучшения микрорельефа, сниже-ния шероховатости поверхностей кромок и при-кромочных зон, а также создания благоприятныхсжимающих остаточных напряжений сжатия вповерхностном слое.Результаты исследований шероховатости, ка-

чества геометрии скругления кромок и состоя-ния поверхностного слоя дисков из различныхматериалов позволяют сделать вывод, что тур-боабразивная обработка может применяться и кактехнологическая операция упрочняющей финиш-ной обработки деталей авиадвигателей.

Турбоабразивная обработка сварных бараба-нов роторов компрессоров ГТД

После сварки дисков в барабаны выполняютпоследующую термообработку для снятия терми-ческих напряжений, что, в зависимости от режи-мов ее проведения, частично или полностью уст-раняет эффект от предыдущего их упрочнения.Схема обработки сварных барабанов роторов

компрессоров ГТД представлена на рис. 8.

3

15

6

2

4

ωБ

h

Рис. 8. Схема турбоабразивной обработки сварныхбарабанов роторов компрессоров ГТД

1 — барабан ротора компрессора; 2 — шпиндель;3 — рабочая камера; 4 — псевдоожиженный абразив;

5 — пазы дисков; 6 — воздушные сопла



Упрочняющую обработку осуществляют зер-ном электрокорунда нормального в течение3…...5 мин. Шероховатость поверхностей после об-работки составляет Ra = 0,8…...0,5 мкм, уровеньостаточных напряжений сжатия, а также цикли-ческая долговечность и «живучесть» дисков имеюттакие же значения величин, что и при турбоабра-зивной обработке отдельных дисков до их свар-ки в барабан.При обработке ремонтных барабанов КВД

окисная пленка и нагар удаляются за 90…...120 с.Турбоабразивная обработка позволяет произ-

водить повторное упрочнение ремонтных дета-лей, в том числе и сварных барабанов, с цельюпродления назначенного ресурса.

Рис. 9. Технологическая схема обработки пустотелого вала

1 — обрабатываемый вал; 2 — шпиндель; 3 — рабочая камера; 4 — специальная технологическая оснастка; 5 — камера;6 — воздухоразделительная решетка; 7 — вентилятор; 8 — псевдоожиженный абразив; 9 — «абразивное кольцо»;

10, 11 — сопла; 12 — кривошипно-шатунный механизм; 13 — регулятор давления; 14 — окно

Рис. 10. Фрагменты вала КВД до и после обработки в псевдоожиженном абразиве

1 — после токарной обработки; 2 — после ПСА

Обработка пустотелых валов в псевдоожижен-ном абразиве

Одновременная обработка внешних и внутрен-них поверхностей стенок валов производится всоответствии со схемой, представленной на рис. 9.После обработки пустотелых валов КВД из

сплава ЭИ437БУ-ВД в псевдоожиженном абра-зиве обеспечивается:

— шероховатость поверхностей, Ra = 0,5…...0,6 мкм;— остаточное напряжение сжатия, σост =

-(390...…410) МПа;— предел выносливости σ-1 = 350…...370 МПа.Фрагменты вала КВД до и после обработки

в псевдоожиженном абразиве представлены нарис. 10.


— 78 —

Упрочнение деталей авиационных газотурбин-ных двигателей шариками в ультразвуковом поле

На ОАО «Мотор Сич» упрочняются стальны-ми шариками в ультразвуковом поле более 275наименований деталей сложной конструкции —это лопатки компрессора и турбины, диски ком-прессора и турбины, трактовые поверхности цен-тробежных и осевых моноколес, зубчатые колеса,шлицевые поверхности валов и др.Основными технологическими особенностя-

ми упрочнения деталей ГТД шариками в уль-тразвуковом поле являются:

— в качестве рабочих тел применяют сталь-ные шарики из материала ШХ15 или нержавею-щей стали диаметром 0,4…...3,0 мм;

— загрузка шариков при упрочнении пера ло-паток находится в пределах 200…...1000 г, а приупрочнении их хвостовиков — 30…...60 г;

— время упрочнения пера лопаток составляет4…...10 мин, а хвостовиков — 20…...45 с;

— количество одновременно упрочняемых ло-паток — 10...…60 штук;

— количество смачивающей жидкости в ра-бочем объеме находится в пределах 4…...10 мл;

— частота колебаний преобразователя —16…...22 кГц, а амплитуда колебаний излучающейповерхности 10…...25 мкм.Установка для ультразвукового упрочнения и

барабан компрессора представлены на рис. 11.

б

а

Рис. 11. Установка (а) для ультразвукового упрочненияи барабан компрессора (б)

В процессе ультразвукового упрочнения вповерхностном слое несущих поверхностей дета-лей формируются остаточные напряжения сжа-тия σост = -(250..…550) МПа, максимум которыхнаходится на глубине 20...…40 мкм.Основной особенностью профилограммы по-

верхностей после ультразвукового упрочнения,в сравнении с их предыдущим шлифованием,является увеличение радиуса впадин микроне-ровностей, что приводит к снижению величинытехнологической концентрации напряжений.Глубина пластически деформированного слоя

изменяется в пределах 15…...35 мкм.Микротвердость поверхностного слоя после

ультразвукового упрочнения повышается. Пре-дел выносливости после ультразвукового упроч-нения деталей увеличивается на 23...…40%.

Выводы

1. В работе представлены основные техноло-гические особенности электроалмазного, ленточ-ного и глубинного шлифования деталей ГТД.

2. Показано влияние видов обработки перарабочей лопатки вентилятора из титанового сплаваВТ3-1 на технологическую наследственность на-пряженного состояния и микроструктуру в по-верхностном слое несущих поверхностей.

3. Представлены технологические возможнос-ти турбоабразивной полировально-упрочняющейобработки дисков, сварных барабанов и валовроторов компрессоров ГТД.

4. Раскрыты основные технологические осо-бенности упрочнения деталей ГТД шариками вультразвуковом поле.


1. Технология производства авиационных двигате-лей : монография / [Богуслаев В. А., Качан А. Я.,Мозговой В. Ф., Кореневский Е. Я.]. — Запорожье :ОАО «Мотор Сич», 2000. — 945 с.

2. Технологическое обеспечение эксплуата-ционных характеристик деталей ГТД : мо-нография. Ч. I. Лопатки компрессора и венти-лятора / [Богуслаев В. А., Муравченко Ф. М.,Жеманюк П. Д. и др.]. — Запорожье : ОАО«Мотор Сич», 2003. — 396 с.


У роботі представлено технологічні особливості фінішних технологій основних дета-лей ГТД, які застосовують на ВАТ «Мотор Січ».

The article provides technological particularities of finish technologies applied by Motor SichJSC to basic components of gas turbine engines.



УДК 539.374.001.8.621.7-111

В. В. Чигиринский, А. Н. Бень

РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИВЫДАВЛИВАНИЯ ПЛОСКОЙ ЗАГОТОВКИ В

КОНИЧЕСКОЙ МАТРИЦЕПоказано аналитическое решение обобщенного уравнения равновесия в полярных коор-

динатах. Получен тригонометрический закон распределения компонентов тензора напря-жений с переменным по очагу деформации сопротивлением пластической деформации насдвиг.

© В. В. Чигиринский, А. Н. Бень, 2009

При производстве лопаток различного назна-чения одной из основных технологических опе-раций является операция выдавливания. Предва-рительный анализ деформированного состоянияметалла в процессе изготовления показал, что внекотором приближении задачу можно считатьплоской, так как диаметр заготовки и ширинапера лопатки являются примерно одинаковыми.На коническом участке матрицы формоизмене-ние принимается плоским. Рассмотрим плоскуюзадачу теории пластичности в полярных коорди-натах.Постановка задачи включает в себя два урав-

нения равновесия вида:

01=

ρ

σ−σ+

ϕ∂

τ∂⋅

ρ+

ρ∂

σ∂ ϕρρϕρ,

021=

ρ

τ⋅+

ρ∂

τ∂+

ϕ∂

σ∂⋅

ρρϕρϕϕ

(1)

и уравнение пластичности:

( ) 222 44 k⋅=τ⋅+σ−σ ρϕϕρ . (2)

Граничные условия на контакте задаются внапряжениях:

( )ФАk 1sin⋅=τρϕ . (3)

После преобразований выражений (1) и (2)имеем обобщенное уравнение равновесия в по-лярных координатах [1]:

.12

3

22

2

2

2

22

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ τ−⋅⋅ρ⋅

ϕ∂ρ∂∂

⋅±

±=ρ∂

τ∂⋅ρ⋅+

ϕ∂

τ∂−

ρ∂

τ∂⋅ρ

ρϕ

ρϕρϕρϕ

kk (4)

В работах [2] и [3] предложено решение урав-нения (4) со значительными упрощениями. Диф-

ференциальные уравнения в этом случае пред-ставляются в виде:

02

2

2

2=

∂

τ∂=

ϕ∂

τ∂ ρϕ

zxy ,

032

2

2

22 =

ρ∂

τ∂⋅ρ⋅+

ϕ∂

τ∂−

ρ∂

τ∂⋅ρ ρϕρϕρϕ

.

Использование условия (3) позволяет изба-виться от радикала в правой части обобщенногоуравнения равновесия (4).Сопротивление пластической деформации k

на сдвиг принимается переменной величиной и,следовательно, функцией координат очага дефор-мации:

),( ϕρ= fk

θ⋅= σ expCk . (5)

С учетом граничных условий (3) фундамен-тальной подстановки (5) обобщенное уравнениеравновесия (4) разбивается на два оператора присинусах и косинусах и принимает вид:

( ) ( ),223 11

21

21

2

ρϕϕρ

ϕρϕϕϕρρρ

⋅ρ⋅−⋅−=θ⋅ρ⋅+

+θ−⋅ρ−θ−+θ⋅ρ+θ⋅ρ

ФАФА

ФАФА

( ) ( ).223

2

11

12

11

ρϕϕϕϕρρ

ρρϕρϕρ

θ⋅ρ⋅+θ⋅=−⋅ρ⋅+

+⋅ρ+θ−⋅ρ⋅+θ⋅ρ⋅

ФАФА

ФАФАФА

(6)

В результате преобразований появились скоб-

ки ( )ϕρ +θ⋅ρ ФА1 и ( )ϕρ θ−⋅ρ ФА1 . Анализ показы-

вает, что их равенство нулю превращает систему(6) в тождество, тогда

.1

1

ϕρ

ϕρ

θ=⋅ρ

−=θ⋅ρ

ФА

ФА(7)


— 80 —

Имеем соотношение Коши-Римана, которое

определяет тип неизвестных функций θ и ФА1 .Преобразуя систему (7), получаем уравнение Лап-ласа для полярных координат вида:

02

2

2

22 =

ϕ∂

θ∂+

ρ∂

θ∂⋅ρ+

ρ∂θ∂

⋅ρ ,

021

2

21

221 =

ϕ∂

∂+

ρ∂

∂⋅ρ+

ρ∂∂

⋅ρФАФАФА

. (8)

Следовательно, функции θ и ФА1 , вводимыев решение как неизвестные, являются гармони-ческими и могут быть определены из уравнений(8).Полученные значения для касательных напря-

жений подставляем в уравнение равновесия, ин-тегрируя которое определяем нормальные напря-

жения ρσ и θσ :

ФАС 1sinexp ⋅θ⋅=τ σρϕ ,

( ) CfПФАС +ϕ+σ+−⋅θ⋅=σ −σρ 051cosexp ,

( ) CfПФАC +ρ+σ+−⋅θ⋅−=σ −σϕ 061cosexp , (9)

при ϕρ −=θ⋅ρ ФА1 и ϕρ θ=⋅ρ ФА1 .

Рассмотрим плоское выдавливание образца взоне пластического участка (рис. 1).

Решая уравнение (8) и удовлетворяя очевид-ным условиям в очаге деформации, можно при-нять следующее:

( )ρ⋅ϕ⋅+ϕ⋅⋅= ln6511 АААФА . (10)

Действительно, подставив выражение (10) вдифференциальные уравнения (8), имеем:

ρ⋅ϕ⋅=ρ1

611 ААФА , 26111

ρ⋅ϕ⋅−=ρρ ААФА ,

ρ⋅+=ϕ ln61511 ААААФА , 01 =ϕϕФА ,

0011261

261 =+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ρ⋅ϕ⋅⋅ρ−+

ρ⋅ϕ⋅⋅ρ АААА .

Рис. 1. Схема к расчету напряжений при выдавливании

Имеем тождество.

Так как функции ФА1 и θ связаны соотно-шением Коши-Римана, получим:

( )⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ϕ−ρ⋅⋅+ρ⋅⋅−=θ 22

651 ln21ln AAA . (11)

В гармонические функции (9), (10), (11) вхо-

дят постоянные коэффициенты σC , 51AA , 61AA .Определим их из граничных условий. Величина-

ми −5П и −

6П пренебрегаем.

Проанализируем граничные и очевидные ус-ловия для определения постоянных коэффици-

ентов σC , 51AA , 61AA . Принимаем в точке b ка-

сательное напряжение ρϕτ , равное нулю [2]. На

оси симметрии 0=ϕ касательные напряжениятакже равны нулю. С учетом последних замеча-

ний определим постоянные 51AA и 61AA .

1. При 2α

=ϕ (контакт, точка b ) r=ρ , 0=τρϕ ,

01 =ФА .

0ln22 61511 =⋅α

⋅+α

⋅= rААААФА ,

rАААА ln6151 ⋅−= .

2. При 2α

=ϕ , 1r=ρ , 02k=σ−σ ϕρ .

Пренебрегаем влиянием контактного тренияв условии пластичности (2) на выходе из очага

деформации [4]. Подставляя в разность ( )ϕρ σ−σ

их значения из (9), получим:

0010 2cosexp2 kФАC ⋅=⋅θ⋅⋅ σ ,

где 0θ и 01ФА — значения функций θ и АФ вточке a .Из последнего выражения получим:

010

0cosexp ФАkC⋅θ

=σ . (12)

3. При 2α

=ϕ (контакт, точка a ) 1r=ρ ,

0k⋅ψ=τρϕ , ( )ff −⋅=ψ 1 .

Используя условие 3 с учетом формулы (12),запишем:

0010010

0 sinexpcosexp

kФАФА

k⋅ψ=⋅θ⋅

⋅θ=τρϕ ,

01ФtgА=ψ , отсюда

ψ= arctgФА 01 . (13)



С учетом выражения (11) определим 0θ (кон-такт, точка a ):

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ α−⋅⋅+⋅⋅−=θ=θ

4ln

21ln

2

12

61510 rArAA . (14)

Также из условия 3 определим значение фун-

кции ФА1 в точке a , с учетом переменной 51АА :

rААrААФАФА ln2

ln2 6161011 ⋅

α⋅+⋅

α⋅−== ,

rrААФА 1

6101 ln2

⋅α

⋅= , отсюда

rrФААА

101

61ln

2

⋅α

⋅= .

Введем обозначение:

α=δ 01ФА , тогда

rrАА1

61ln

2 δ⋅= .

Подставляя значения 51АА и 61АА в выраже-ния (10) и (14), получим:

rrrФА ρ

⋅ϕ⋅δ⋅

= lnln

21

1 . (15)

Подставляем зависимости (12), (13), (14) вуравнения (9). При этом в показателе экспонен-

ты появляется разность 0θ−θ . С учетом после-днего запишем:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ−

α−

ρ⋅⋅

ρ⋅

δ−=θ=θ−θ 2

2

211

10 4

lnlnln

'r

rr

rr

. (16)

Зная значения ФА1 и 0θ−θ (выражения (15)и (16)) и подставляя их в условия (9), получимотносительные значения компонент тензора на-пряжений в виде:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅θ⋅−=

⋅

σρ 1coscos'exp

21

2 01

1

0 ФАФА

k ,

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅θ⋅⋅−=

⋅

σϕ 1coscos'exp3

21

2 01

1

0 ФАФА

k ,

01

1

0 cossin'exp

ФАФА

k⋅θ=

τρϕ . (17)

Результаты расчета по формулам (17) приве-дены на рис. 2.

Рис. 2. Распределение нормальных и касательных напряжений вдоль очага деформации при угле 2/α=ϕ ,

08,0/1 =rr


— 82 —

Показано, что распределение нормальных икасательных напряжений реагирует на коэффи-циент трения и положение в очаге деформации.Результаты расчетов совпадают с реальными эпю-рами контактных напряжений [2, 3]. Следует под-черкнуть, что полученные выражения едины длявсего очага деформации и нет необходимостиразбивать его на отдельные зоны контактноготрения, как это было сделано Смирновым [3].Значения нормальных и тангенциальных напря-жений увеличиваются от входа к выходу в ко-нический участок матрицы, а значения касатель-ных напряжений, наоборот, уменьшаются.В целом, необходимо отметить, что данные

математические модели качественно и количе-ственно отражают общие закономерности распре-деления полей тензора напряжений по всему оча-гу деформации и в полной мере удовлетворяютграничным условиям. Предложенная методикаможет применяться для решения прикладныхзадач теории пластичности.


1. Чигиринский В.В. Развитие теории прокат-ки, разработка технологии и внедрение тон-костенных профилей сниженной металлоем-кости в промышленность : дис. ... д-ра техн.наук : 05.03.05 / Чигиринский Валерий Вик-торович. — Днепропетровск, 1999. — 332 с.

2. Овчинников А. Г. Прогрессивные технологи-ческие процессы холодной штамповки /А. Г. Овчинников. — М. : Машиностроение,1997. — 184 с.

3. Смирнов В. С. Теория пластической дефор-мации / В. С. Смирнов. — М. : Металлургия,1981. — 432 с.

4. Сторожев М. В. Теория обработки металловдавлением / М. В. Сторожев, Е. А. Попов. — М. :Машиностроение, 1977. — 422 с.

Поступила в редакцию13.06.2008

Показано аналітичне рішення узагальненого рівняння рівноваги в полярних координа-тах. Отримано тригонометричний закон розподілення компонентів тензора напружень зізмінним по осередку деформації опором пластичному деформуванню на зсув.

An analytical solution of the generalized equation of equilibrium in polar coordinates isshown. The study deduces a trigonometric formula of the distribution of voltage tensor componentswith variable resistance to plastic shear deformation strain in the deformation center.



УДК 621.771.2: 669.295

Ю. С. Кресанов, А. Я. Качан, А. В. Богуслаев, А. А. Войтенко

ИЗГОТОВЛЕНИЕ ТОЧНЫХ ШЕСТИГРАННЫХПРОФИЛЕЙ ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ

В работе разработана технология и рассмотрены вопросы профилирования валков дляпрокатки предварительного шестигранного профиля (ШП) с последующим волочением иправкой для обеспечения точности.

© Ю. С. Кресанов, А. Я. Качан, А. В. Богуслаев, А. А. Войтенко, 2009


Отраслевыми и другими стандартами предус-мотрена прокатка ШП из углеродистых и дру-гих сталей размерами от 7 до 80 мм. Металлурги-ческая промышленность для авиационной про-мышленности требуемых ШП не производит, чтосвязано со спецификой используемых материа-лов, в том числе и со свойствами титановых спла-вов, а также большой номенклатурой и малой ихпартионностью.Значительный рост цен на конструкционные

материалы (титан, алюминий, жаропрочные спла-вы) за последнее время привел к тому, что состав-ляющая затрат на материалы в производстве авиа-ционных двигателей увеличилась с 30 до 60 % [1].Уменьшение расхода металла и снижение трудо-емкости при производстве деталей авиационныхдвигателей является актуальной и важной про-блемой современного двигателестроения, посколь-ку повышает их конкурентную способность.Цель работы — разработка технологии изго-

товления точных шестигранных профилей из ти-тановых сплавов.


Разработка технологии получения точных ШПиз титановых сплавов по схеме (рис. 1) базиро-валась на имеющемся на ОАО «Мотор Сич» обо-рудовании: непрерывном трехвалковом стане 280[2] и волочильном стане усилием 300 кН (рис. 3,поз. 2).Разработку параметров рабочей части валков

и технологического процесса волочения произ-водим для наиболее распространенного размераШП 17 мм из титанового сплава ВТ3-1.Предварительная оценка жесткости клети стана

280 и относительно малая длина исходного прутка,что на значительной его части предопределяетнеустановившийся процесс прокатки, выявилиневозможность получения готового ШП с до-пусками, соответствующими нормативной доку-ментации. Поэтому была принята технологичес-кая схема получения точного ШП размером бо-лее 14 мм методами прокатки предварительногои волочения окончательного ШП.

Рис. 1. Технологическая схема получения шестигранных профилей из титанового сплава

1 — исходная заготовка: а — пруток; б — шестигранник; 2 — острение конца; 3 — обдувка;4 — отжиг оксидирующий; 5 — смазка; 6 — волочение; 7 — правка предварительная;

8 — термообработка; 9 — правка окончательная; 10 — мерное травление


— 84 —

Практически известны несколько способовпрокатки ШП, каждый из которых имеет своипреимущества и недостатки [3].Для прокатки ШП выбрана наиболее приемле-

мая технологическая схема: круглая заготовка —прокатка в предчистовом и чистовом калибрах(рис. 2).Чистовой калибр расположен таким образом,

чтобы разъем валков располагался по серединебоковых граней шестигранника, что обеспечива-ет хорошее выполнение углов профиля и ниве-лирует неизбежные в процессе прокатки коле-бания величины уширения на размеры ШП. Этообстоятельство предполагает также, что избытокили недостаток металла, идущего в уширение,располагается по всей длине боковых граней ине может в значительной степени исказить ши-рину профиля, полученную при первоначальнойнастройке.Так как требуемый ШП размером 17 мм по-

лучают методом волочения, то размер прокаты-ваемого ШП принимаем, исходя из (4…...10)% об-жатия (вытяжки) при волочении.

При этом для прокатки имеем диаметр впи-санной окружности 18-0,4 мм.Расчет построения ручьев валков (калибров-

ки) для трехпарного непрерывного стана 280начинаем с чистового калибра (см. рис. 2, поз. 2).Задавшись средним размером холодного профи-ля 17,8 мм (dх), определяем размеры горячегопрофиля (dГ):

— диаметр вписанной окружности

dГ = dх (1+λt), (1)

где λ = 1,009 — коэффициент линейного расши-рения сплава ВТ3-1 при температуре 900 °С;

— стороны (грани) ШП

ГГ

Г ddC 577,03

== , (2)

— диаметр описанной окружности (размермежду противоположными ребрами)

ГГ

Г Сdh 23

2== . (3)

Рис. 2. Калибровка валков для прокатки предварительного шестигранного профиля под волочение

1 — предчистовой калибр горизонтальный; 2 — чистовой калибр вертикальный;3 — калибровочный ручей горизонтальный

* — РАСЧЕТНЫЕ ЗНАЧЕНИЯ

** — ФАКТИЧЕСКИЕ ЗНАЧЕНИЯ



Для облегчения выхода профиля из калибраи предупреждения его переполнения при слу-чайном увеличении уширения, уклоны боковыхграней принимаем равными 2° (tg ϕ = 0,035), азазор между верхним и нижним ручьями t =0,1hГ = 2 мм. Тогда ширина калибра в месте разъе-ма валков будет

22 tСdв Г

ГГ−

+= , (4)

а площадь чистового калибра:

22 866,023

ГГч ddF == . (5)

Размеры и форма чистового калибра пред-ставлены на рис. 2 (поз. 2).Предчистовой калибр (рис. 2, поз. 1) строим

с уклоном боковых стенок 45°, в верхней и ниж-ней образующих выполняется вогнутость со стре-лой прогиба 0,5 мм, которая способствует пре-дотвращению получения в чистовом калибревыпуклой боковой грани, и минимальными ра-диусами закруглений (R 0,2 мм) или без них.Уширение в предчистовом калибре определим

по выражению [3]:

hRВhКв к Δ

Δ=Δ 35,0 , (6)

где К = 0,62 — по опытным данным для титано-вых сплавов;

Δh — обжатие в предчистовом калибре, Δh =В-h;В — ширина предчистового калибра, которую

принимаем при заданном коэффициенте высот-ной деформации η = 1,35, В = ηh;

Rк — катающий радиус [4, выражение (14, а)].Катающий диаметр (радиус) примем равным

прок hДД −= , (7)

hпр — приведенная высота чистового калиб-ра;

оД = 280 мм (межцентровое расстояние вал-ков для стана 280).

Г

чпр в

Fh = . (8)

При этом геометрия предчистового калибрасоставляет:

— высота вdH Г Δ−= , (9)

— ширина по дну калибра )( SHВВдн −−= , (10)

— площадь ⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

−= tBSHBHF днпр

2

22 . (11)

Из приведенных выражений очевидно, что раз-меры предчистового шестиугольного калибра взначительной степени зависят от расчетного уши-рения, при этом вытяжка в чистовом калибребудет

ч

пр

FF

=μ2 . (12)

Характеристика калибра

Вид калибра

Площадь Fчист, мм2

Коэф. высотной деформации

Уширение Δв, мм

Катающий радиус Rк, мм

Вытяжка, μ

Предчистовой

Чистовой

Калибровочный

344,8

279

279

1,35

7,28

–

1,5

1,8

–

134,85

132,35

136,27

1,23

1,20

1,07

Диаметр исходного прутка – расчетный – 25,2 мм – принятый – 23,0 мм μΣ = 1,48

Таблица 1 — Характеристика калибров

Частота вращения, n, (мин-1)

валков двигателя Вид калибра

теоретическое теоретическое фактическое

Чистовой

Предчистовой

Калибровочный

36,6

29,8

57

640

521,5

969

520

460…490

870

Таблица 2 — Частота вращения валков в зависимости от вида калибра

где


— 86 —

Наиболее рациональной заготовкой для про-катки ШП (в нашем случае) является круглыйпрофиль, диаметр которого определим по разме-рам соответственной полосы.При принятом коэффициенте высотной де-

формации размеры соответственной полосы рав-ны:

— высота — HHсп η= ; (13)

— ширина — BBсп )85,0...80,0(= . (14)

Тогда спспз BFF = , (15)

а диаметр исходного прутка tF

d зз λ+

=1274,1

. (16)

Для выполнения требований к готовой дета-ли на исходном прутке перед прокаткой не до-пускаются поверхностные дефекты, а шерохова-тость его должна быть не хуже Rа =6,3 мкм. Прииспользовании прутков в горячекатаном состоя-нии они должны быть обработаны с удалениемдефектного слоя и обеспечением требуемой ше-роховатости.Характеристики деформации в предчистовом

калибре будут:

— обжатие HHh сп −=Δ 1 ; (17)

— уширение 11

1 35,0 hRH

hКв ксп

ΔΔ

=Δ . (18)

На рис. 2 представлена калибровка валков дляпрокатки ШП 17,8 мм, а в табл. 1 результатырасчета.Прокатка ШП происходит одновременно в 3-х

парах валков, а скорости выхода полосы из валков,ввиду наличия опережения, изменяются и не со-впадают с оборотами самих валков. Поэтому необ-ходимо согласование частоты вращения валковпоследующего калибра с предыдущим — по вы-ражениям (5...…11) [2]. Аналитические расчеты ифактическая частота вращения двигателей пред-

ставлены в табл. 2. Прокатка ШП производитсяс нагревом исходной заготовки в электропечидо температуры (Тпп — 30) °С (где Тпп — тем-пература полиморфного превращения титаново-го сплава), которая регламентируется требуемойструктурой и свойствами материала.Контроль поверхности (100%) прокатанного

предварительного ШП обусловлен недопущени-ем под последующее волочение грубых дефек-тов, нарушающих сплошность металла.Прокатанный ШП доводится до стандартных

размеров методами волочения на цепном воло-чильном стане усилием 300 кН (рис. 3, поз. 2).Суммарный припуск ШП, полученного волоче-нием, принимается из условия утонения размерапри обдувке и травлении на выявление дефек-тов, составляющего суммарно 0,05 мм, правке —1,5% и гарантированного снятия дефектного по-верхностного слоя, обусловленного нагревами ввоздушной атмосфере не менее 0,12 мм (см. рис.1, поз. 7, 9, 10).Для задачи (шестигранного, круглого) прутка

в фильеру его концы длиной 180…...200 мм уто-няют на 0,1...…0,4 мм относительно канала филь-еры горячей вальцовкой на вальце обжимногостана (см. рис. 1, поз. 2).Перед волочением после заправки концов

прутки покрывают смазкой, которой предшествуетобдувка мелким песком и оксидация при темпе-ратуре 730 °С в течение 10...…15 мин. Ввиду высо-кой склонности титанового сплава к адгезии ок-сидация, наравне со смазкой, предотвращает на-липание металла на фильеру при волочении. Смаз-ка наносится методом окунания прутков в тече-ние 3...…7 с. Прутки нагревают до температуры(80…...100) °С и окунают в ванне следующегосостава, растворенного в воде: бура техническая —(7...…8)%, мелкодисперсный графит — (15…...18)%,тальк молотый — (3...…4)%, эмульгатор ОП-7 —0,05%.После полного высыхания смазки прутки на-

гревают в проходной электропечи (рис. 3, поз. 1)при температуре (550...…750) °С. Критерием вы-бора температуры нагрева прутков является ка-чественное выполнение геометрии ШП, при ко-тором обеспечивается заполнение углов граней ине происходит его утонение. Рабочая поверхностьфильеры должна постоянно или перед каждымпроходом смазываться смазкой в составе: молиб-денит ДМ1 (ТУ 48-19-133) — 70% и эмульгаторОП-7 — 20%.Максимальная величина обжатия на первых

проходах составляет 20%, на последующих (в томчисле и калибрующем) — 10%.ШП размером менее 14 мм получают только

волочением за несколько переходов, при кото-ром происходит постепенное формоизменениекруглого сечения. После каждого перехода про-

Рис. 3. Участок волочения прутков1 — электропечь; 2 — волочильный стан; 3 — стан

обжимной



изводят 100% контроль состояния поверхности.Это позволяет удалить выявленные дефекты глу-биной в пределах минусового допуска пологойзачисткой.На термообработку прутки поступают с кри-

визной не более 1,0 мм на 300 мм длины. Этитребования прямолинейности ШП не удастсяполучить в процессе прокатки и волочения, по-этому он перед термообработкой и после перво-го отжига подвергается предварительной правкерастяжением с удлинением не более 0,5%.Термообработка (для титанового сплава ВТ3-1)

по режиму двойного отжига с нагревом в элект-ропечи на поддонах с песком (высота насыпки —20...…30 мм и укладкой не более чем в 2 ряда)(первая ступень при температуре 900 °С, вторая —680 °С) придает деформируемому материалуокончательные механические свойства и струк-туру, требуемые нормативной документацией.Важным требованием для изготовления кре-

пежных деталей (гайки, болты) на станках авто-матах является прямолинейность (минимальнаякривизна) обрабатываемого ШП, а прокатка, во-лочение и термообработка не позволяют их вы-полнить.Поэтому прутки ШП перед механической об-

работкой подвергаются окончательной правкеметодом горячего растяжения на специализиро-ванной установке (рис. 4, табл. 3).При окончательной правке прутков ШП мак-

симальное растяжение находится в пределах 1 %,а суммарное утонение с предварительной прав-кой — 1,5% во избежание нежелательного из-менения размеров. Нагреваемый пруток зажи-мается между двумя парами водоохлаждаемыхконтактов (2 и 5), соединенных со вторичнойобмоткой трансформатора (6). Пропусканием токапруток разогревается до необходимой темпера-

Рис. 4. Установка для правки прутков

1 — электродвигатель регулировки захвата; 2 — контакт-захват регулируемый; 3 — термометр; 4 — цилиндр

тянущий; 5 — контакт-захват тянущий; 6 — трансформатор

Таблица 3 — Техническая характеристика установки для правки прутков методом электросопро-тивления

Позиция Характеристика Величина

Трансформатор

Цилиндр натяжения

Мощность

Первичное напряжение

Вторичное напряжение

Давление воздуха

Усилие

Размеры рихтуемых прутков:

длина: максимальная

минимальная

диаметр

100 кВт

380 В

12, 24, 30, 40 В

0,5 МПа

50 кН

2,5 м

0,4 м

20 мм

туры (табл. 4), которая устанавливается либо пореле времени, либо фотопирометром (3).Для надежного подвода тока и предотвраще-

ния прижогов концы прутка в местах соприкос-новения с контактами обдуваются и травятся илимеханически зачищаются.Время нагрева до требуемой температуры оп-

ределяется по выражению [5]:

трaPTGct

ηΔ

=18,4

, сек, (19)

где G — масса нагреваемого прутка, кг;с — средняя удельная теплоемкость материала,

ккал/кг °С (например, для сплава ВТ8с = 0,12 ккал/кг °С);ΔТ — градиент повышения температуры прут-

ка, °С;


— 88 —

Марка титанового сплава Температура нагрева, °С

ОТ4-1 ВТ3-1 ВТ-8

850 880 900

Таблица 4 — Предельная температура нагревапрутков шестигранных профилей при правке

Рa — средняя активная мощность трансформа-тора, развиваемая в процессе нагрева, Вт

(например, для прутка из сплава ВТ-8 диа-метром 16 мм — Рa =11 кВт);

ηтр — коэффициент полезного действия транс-форматора (для указанной установки ηтр > 0,75).

Время нагрева для соответствующего матери-ала и размеров прутка, определенное по выраже-нию (19), корректируется с помощью оптическо-го фотоприбора или термопары. Неравномерностьнагрева прутка из-за недогрева под водоохлаж-даемыми контактами не сказывается на их кри-визне ввиду малой величины контактируемыхзон.С целью предотвращения коробления прут-

ков после правки из-за неравномерного охлаж-дения последние охлаждаются на установке дотемпературы не более 300 °С без снятия нагруз-ки растяжения.Так как все нагревы, связанные с деформаци-

ей, выполняются в воздушной атмосфере, то назаключительных операциях изготовления ШПнеобходимо удаление дефектного (альфирован-ного) слоя. Отрихтованные прутки, предваритель-но обдутые и обезжиренные, проходят мерноетравление в растворе азотной и фтористоводород-ной кислот (3:1) при температуре (18...…25) °С втечение 1...…3 мин. При этом съем металла, уста-новленный опытным путем, должен составлятьне менее 0,12 мм на размер (фактически на прут-ках диаметром 8…...12 мм стравливается 0,3 мм, адиаметром более 14 мм — 0,4 мм).До травления 3…...5 прутков от партии, разме-

щаемой в травильной ванне, контролируются поразмеру всех граней в трех позициях — по сере-

дине и с обоих концов. Контрольные прутки ШПслужат в дальнейшем для проверки величинысъема металла. Эти же прутки после травления соснятым гарантированным слоем и имеющие тре-буемую геометрию проверяют по той же схемена наличие дефектного слоя методом измерениямикротвердости, которая для титановых сплавовне должна превышать Hμ 500.Прутки после правки и травления контроли-

руются (100 %) по геометрии по всем граням идлине и на наличие растрава поверхности, кото-рый не допускают путем периодического встря-хивания прутков в травильной ванне.От каждой партии-плавки-термосадки оконча-

тельно готовый ШП проходит металлургическийконтроль, при котором проверяются механичес-кие свойства, микро- и макроструктура (табл. 5).Макроструктура полученного ШП матовая и

не имеет расслоений, трещин и включений. Мик-роструктура соответствует 1…3 типу (норма 1…4 тип),а величина зерна — 1…2 баллу (норма не более 3балла по шкале ВИАМ) (рис. 5).

Таблица 5 — Механические свойства шестигранных профилей

Механические свойства Относительное Материал,

титановый сплав Состояние материала

Предел прочности,

σо, МПа удлинение

δψ, % сужение

ψ, %

Ударная вязкость, КСИ, Дж/см2

ВТ3-1 ВТ-6 ОТ4-1

отожженный – // – – // –

1060-1120 970-1100 620-760

16-22 14-20 20-26

40-54 38-47 41-50

32-36 36-38 48-50

Рис. 5. Микроструктура прутков шестигранныхпрофилей

Результаты работы

Прутки ШП (рис. 6), идущие для изготовле-ния крепежных деталей (болтов, гаек) авиаци-онных двигателей и изготовленные по разрабо-танной технологии, по механическим свойствам,микро- и макроструктуре полностью отвечаюттребованиям нормативной документации,предъявляемым к основному материалу по ОСТ190006.



По геометрии шестигранные прутки соответ-ствуют 5 классу точности ОСТ 1025 за исключе-нием отклонения диаметра описанной окружно-сти по одной из диагоналей грани на 0,4 ммниже нижнего предела по ОСТ (стандарт ОАО«Мотор Сич») ввиду трудности выполнения го-рячей деформацией для титановых сплавов срав-нительно острых углов. Кривизна прутков со-ставляет не более 2 мм, а скручивание вокругпродольной оси — 8° на 1 м длины.

Рис. 6. Прутки шестигранных профилей

Перспективы дальнейших разработок

В связи с дороговизной используемых мате-риалов целесообразно разработать процесс полу-чения прутков ШП из нержавеющих и жаро-прочных сплавов, а также на базе стана 280 —процесс передела прутков с большего на мень-ший диаметр, который в настоящее время не про-изводит металлургическая промышленность.

Выводы

Проведенные исследования и разработанныйтехнологический процесс изготовления пруткаШП из титановых сплавов методом прокатки иволочения без последующей механической обра-ботки по граням для крепежных деталей авиа-двигателя позволили повысить на 30...…40 % ко-эффициент использования металла и снизить на40...…60 % трудоемкость их изготовления.


1. Чуйко В. М. 10-й Международный салон «Дви-гатели-2008» станет крупным событием /В. М. Чуйко // Новости десятого междуна-родного салона «Двигатели-2008». — Изд-вогазеты «Аэромедия». — 2008. — № 1.

2. Прогрессивная технология изготовления про-фильных кольцевых заготовок для авиаци-онных газотурбинных двигателей / [Ю. С. Кре-санов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан, А. А. Войтен-ко] // Вестник двигателестроения. — 2007. —№ 1. — С. 116—125.

3. Бахтинов Б.П. Калибровка прокатных валков /Б. П. Бахтинов , М. М. Штернов. — М. : Метал-лургиздат, 1953. — 783 с.

4. Кресанов Ю.С. Аналитическое определениекатающего радиуса при прокатке в калибрахс заусенцем / Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев,А. Я. Качан // Вісник двигунобудування. —2006. — № 4. — С. 80-82.

5. Ковка и объемная штамповка стали / [под ред.М. В. Сторожева]. — М. : Машиностроение, 1967. —165 с.


У роботі розроблено технологію та розглянуто питання профілювання валків для про-катки попереднього шестигранного профілю (ШП) з наступним волочінням і правкою длязабезпечення точності.

The article represents a development of roller contouring technology for pre-rolled hexagoncross-section type blanks (HB) followed with dragging and straightening procedure to assureaccuracy.


— 90 —

УДК 62.-233.1: 621.7.075

Е. В. Вишнепольский, Г. В. Пухальская, И. Л. Гликсон

ПОВЫШЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ МЕСТКОНЦЕНТРАЦИИ НАПРЯЖЕНИЙ В ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ

ОБОЛОЧКАХ АЛМАЗНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ

Предложен метод повышения сопротивления усталости мест концентрации напряже-ний на тонкостенных валах алмазным выглаживанием. Установлено влияние режимовалмазного выглаживания на характеристики поверхностного слоя и предел выносливости.Даны рекомендации по определению оптимального режима выглаживания.

© Е. В. Вишнепольский, Г. В. Пухальская, И. Л. Гликсон, 2009

Рис. 1. Упрочняемый элемент отверстия

а — варианты получения поверхности сопряжения отверстия и валаб — эпюра концентрации напряжений у поверхности сопряжения отверстия и вала типа «острая кромка»;

в — эпюра концентрации напряжений у поверхности сопряжения отверстия и вала, выполненного в виде радиуса

а б в

Конструкции валов ГТД содержат конструк-тивные концентраторы напряжений, создаваемыепеременным диаметром внутренней и наружнойповерхностей, радиальными (на цилиндрическойповерхности) и осевыми (на фланце) отверсти-ями [1].Повышение выносливости конструкции мо-

жет быть достигнуто путем упрочнения мест кон-центрации напряжений [2-3]. Обработка отвер-стий на поверхности вала сопровождается рядомтрудностей, главной из которых является нетех-нологичность, так как приходится по отдельнос-ти выглаживать наружную поверхность вала иотверстие (рис. 1, исполнение 1). Для обеспечениятехнологичности обработки, без ухудшения экс-плуатационных свойств, место сопряжения по-верхностей отверстия и вала делают скруглен-ным (рис. 1, исполнение 2).При этом скругление поверхности сопряже-

ния отверстия и вала сдвигает максимум напря-жений вглубь отверстия (рис. 1, в), снижая вели-чину концентрации напряжений по сравнению снезакругленными кромками (рис. 1, б). Концент-рация напряжений, создаваемая отверстиями,практически не меняется при деформационномупрочнении внутренней или наружной поверх-

ности. Следовательно, упрочнению необходимоподвергать непосредственно поверхность сопря-жения отверстия и вала.Разработанное специальное устройство (рис. 2)

позволяет сначала сделать резцом скруглениеповерхности сопряжения отверстия и вала, а за-тем, после замены резца на индентор, выполнитьалмазное выглаживание.Для создания одинакового скругления по пе-

риметру отверстия на поверхности вала сошли-фовывается площадка (рис. 3), в пределах допус-ка на диаметр.Для внедрения технологии упрочнения скруг-

ления кромки отверстия и вала необходимо оп-ределить оптимальные значения силы, подачи искорости выглаживания. При этом в качествеконтролируемых выходных параметров былиприняты шероховатость, микротвердость, степеньнаклепа поверхности.Обработка выполнялась на токарном стан-

ке индентором радиусом 2,5 мм. В качествеобразцов использовали кольца шириной 10 мм(рис. 4), поверхность которых легко проконтро-лировать после выглаживания. Полученные ре-зультаты были использованы в качестве базо-вых для выглаживания кромок отверстий.



Таблица 1 — Режимы обработки и параметры поверхностного слоя образцов, упрочненных алмаз-ным выглаживанием

№ режима

Сила вы-глажива-ния, Н

Скорость вы-глаживания,

м/мин

Подача индентора, мм/об

Параметр ше-роховатости Ra,

мкм

Микро-твердость,

МПа

Степень наклепа, UН , %

Глубина наклепа, мкм

1 Обработка по заводской технологии шлифованием 0,8 3800 – – 2 100 80 0,07 0,59 3950 4 10 3 200 30 0,07 0,40 4530 20 Не измер. 4 200 80 0,07 0,30 4460 17 25 5 200 80 0,05 0,28 4550 21 Не измер. 6 200 80 0,12 0,49 4180 10 Не измер. 7 200 120 0,07 0,38 4480 18 Не измер. 8 200 150 0,07 0,32 4300 13 Не измер. 9 300 80 0,07 0,25 4350 14 Не измер. 10 400 30 0,07 0,70 4350 14 Не измер. 11 400 80 0,07 0,35 4920 30 35 12 400 120 0,07 0,41 5300 40 Не измер. 13 400 150 0,07 0,30 5020 32 40

Рис. 2. Схема устройства для алмазного выглаживания

Рис. 3. Площадка на поверхности вала для созданияодинакового скругления

Рис. 4. Образец для исследования параметров алмазноговыглаживания

Результаты измерений при различных режи-мах выглаживания приведены в таблице 1.На основании полученных данных построе-

ны графики зависимостей параметров поверхно-стного слоя от режимов выглаживания (рис. 5).Направление разброса точек показывает на на-личие корреляционных зависимостей.

Анализ результатов показывает, что основ-ное влияние на параметры поверхностного слояоказывают сила выглаживания и подача. При уве-личении силы выглаживания cо 100 до 400 Нмикротвердость и степень наклепа увеличилисьна 40%. При увеличении подачи произошло ухуд-шение шероховатости и снижение микротвердо-сти. Скорость выглаживания не оказала суще-ственного влияния на параметры поверхностно-го слоя. В качестве оптимальных режимов выг-лаживания можно рекомендовать силу выглажи-вания 400 Н, скорость выглаживания 150 �м/мин,подачу 0,07 мм/об.Так как предполагается упрочнять отверстия

диаметром от 4 �мм, а геометрические размерыиндентора радиусом 2,5 мм это сделать не позво-ляют, то выглаживание выполняли инденторомрадиусом 0,5 мм.Для обеспечения при упрочнении оптималь-

ных давлений были выполнены расчеты силывыглаживания при обработке индентором ради-усом 0,5 мм на основании результатов обработкииндентором радиусом 2,5 мм. Кроме этого, былауменьшена скорость, чтобы температура в зонеконтакта была идентичной температуре при уп-рочнении индентором радиусом 2,5 мм.


— 92 —

Рис. 5. Влияние режимов выглаживания на параметры поверхностного слоя

а — влияние режимов резания на шероховатость Ra (мкм);б — влияние режимов резания на микротвердость HV (МПа)

а

б

Дальнейшие исследования проводили при об-работке отверстий. Для этого были изготовленыплоские образцы (рис. 6), имитирующие конст-руктивный концентратор напряжений. Парамет-ры образцов были рассчитаны на ПЭВМ с ис-пользованием программного комплекса ANSYSWorkBench. Обработку отверстий выполняли наразработанном устройстве (рис. 2). Упрочнениепроизводили по следующему маршруту: на пер-вом этапе производили скругление поверхностисопряжения отверстия и вала на сверлильномстанке, второй этап — алмазное выглаживаниеповерхности сопряжения отверстия и вала на томже оборудовании. Конструкция оправки и гео-

метрия отверстия позволяют упрочнить зону мак-симальной концентрации напряжений.Исследования проводили как при однопро-

ходной обработке, так и при двухпроходной сразличными режимами на каждом проходе. Ре-жимы обработки приведены в табл. 2.Испытания для определения предела вынос-

ливости проводили по стандартной методике[5] на полной базе N0 = 2 × 107 циклов (рис. 7).Первый уровень нагружения для исходных об-разцов — σ = 370 МПа, для упрочненных об-разцов — σ = 460 МПа, ступень нагружения —Δσ = 30 МПа. Результаты испытаний на уста-лость приведены в табл. 3.

Рис. 6. Образец для испытаний на усталость



№ партии

Геометрия кромки

Количество проходов

Сила выглаживания, Н

Скорость выглаживания,

м/мин

Подача, мм/об

1 мм5,1=R Обработка кромки образца по заводской технологии – вручную полированием

2 мм5,1=R 1 30 1,88 0,05 60 1,88 0,05 3 мм5,1=R 2 30 2,51 0,03 120 1,88 0,05 4 мм5,1=R 2 60 2,51 0,03 30 2,51 0,03 5 мм5,1=R 2 60 1,88 0,05

Таблица 2 — Режимы обработки

Таблица 3 — Результаты исследования характеристик поверхностного слоя и предела выносливо-сти образцов, упрочненных алмазным выглаживанием

№ режима

Радиус скругле-ния кром-

ки

Кол-во проходов

Сила выглажи-вания, Н

Скорость выглажива-

ния , м/мин

Подача,мм/об

Микро-твердость,

МПа

Степень наклепа,

%

Предел вынос-ливости, σ-1, МПа

Шерохова-тость

Ra, мкм

1 мм5,1=R Обработка кромки образца по заводской технологии – вручную полированием 3760 – 400 0,65

2 мм5,1=R 1 30 1,88 0,05 4460 20 490 0,3 60 1,88 0,05

3 мм5,1=R 2 30 2,51 0,03

4660 25 520 0,2

120 1,88 0,05 4 мм5,1=R 2 60 2,51 0,03 3960 5 490 0,34

30 2,51 0,03 5 мм5,1=R 2 60 1,88 0,05 4600 22 520 0,23

Рис. 7. Схема испытаний на усталость

Эффективность пластического деформирова-ния поверхностного слоя оценивали степеньюнаклепа UН.Измерение микротвердости упрочненной по-

верхности сопряжения отверстия с плоскостьюобразца производили по общеизвестной методи-ке на прямоугольных образцах (рис. 8).Значения микротвердости и степени наклепа

приведены в табл. 3.

Рис. 8. Образец для измерения микротвердости


— 94 —

Запропоновано методику підвищення опору втоми місць концентрації напружень натонкостінних валах алмазним вигладжуванням. Встановлено вплив режимів алмазноговигладжування на характеристики поверхневого шару та межу витривалості. Дано реко-мендації по визначенню оптимального режиму вигладжування.

The method of diamond burnishing to increase resistance to fatigue in the places with tensionconcentration on the thin-walled shafts is described. The influence of diamond burnishing modeson the surface layer characteristics and endurance limit is established. The recommendations todefine the optimum burnishing mode are given.

Применение двухпроходной обработки (режи-мы 3, 5) позволило увеличить предел выносли-вости и уменьшить шероховатость по сравнениюс однопроходной.Варьирование усилием выглаживания на 1 и

2 проходах (режим № 3 и № 5) показало, чтонет различий в полученных результатах шерохо-ватости и предела выносливости. При увеличе-нии силы до 120 Н (режим № 4) произошлосущественное ухудшение характеристик поверх-ностного слоя и предела выносливости: шерохо-ватость ухудшилась до Ra = 0,34 мкм, степеньнаклепа уменьшилась почти до исходной 5%,предел выносливости снизился до 490 МПа, чтосвязано с перенаклепом поверхности.На основании проведенных исследований ус-

тановлено, что лучший результат дает двухпро-ходная обработка. В качестве оптимальных мож-но рекомендовать обработку с режимами: припервом проходе — сила выглаживания 60 �Н, ско-рость выглаживания 1,88 м/мин, подача 0,05 мм/об;при втором проходе сила — выглаживания 30 Н,скорость выглаживания 2,51 м/мин, подача0,03 �мм/об. При этом степень наклепа увеличи-лась на 25%, шероховатость уменьшилась сRa = 0,65 мкм до Ra = 0,2 мкм и предел вынос-ливости возрос на 25% по сравнению с исход-ным образцом.

Выводы

1. Алмазное выглаживание скругления сопря-жения отверстия и вала с помощью разработан-ного устройства позволило повысить прочност-ные характеристики мест концентрации напря-жений.

2. Установлено, что основное влияние на пара-метры поверхностного слоя оказывают сила выг-лаживания и подача. При увеличении силы выг-

лаживания cо 100 до 400 Н микротвердость истепень наклепа увеличилась на 40%. При увели-чении подачи произошло ухудшение шерохова-тости и снижение микротвердости. Скорость выг-лаживания не оказала существенного влия-ния на параметры поверхностного слоя.

3. Установлено, что двухпроходная обработкаболее эффективна, чем однопроходная. В каче-стве оптимальных режимов упрочнения отвер-стия можно рекомендовать: при первом проходе —сила выглаживания 60 Н, скорость выглажива-ния 1,88 м/мин, подача 0,05 мм/об; при второмпроходе — сила выглаживания 30 Н, скоростьвыглаживания 2,51 м/мин, подача 0,03 мм/об.Обработка по данному режиму мест концентра-ции напряжений позволяет повысить пределвыносливости образцов на 25 % по сравнению сисходным образцом.


1. Богуслаев В. А. Технологическое обеспечениеи прогнозирование несущей способности де-талей ГТД / В. А. Богуслаев, В. К. Яценко,В. Ф. Притченко. — М. : Машиностроение, 1993. —338 с.

2. Повышение несущей способности деталей ма-шин алмазным выглаживанием / [В. К. Яценко,Г. З. Зайцев , В. Ф. Притченко и др.]. — М. :Машиностроение, 1985. — 232 с.

3. Торбило В. М. Алмазное выглаживание /В. М. Торбило. — М. : Машиностроение, 1972. —106 с.

4. Коллинз Дж. Повреждение материалов в кон-струкциях / Коллинз Дж. ; [пер. с англ.А. М. Васильева]. — М. : Мир, 1984. — 624 с.

5. Школьник Л.М. Методика усталостных ис-пытаний / Л. М. Школьник. — М. : Металлур-гия, 1978. — 305 с.




УДК 621.92

В. В. Петрыкин, Р. Я. Петрыкина

ИЗМЕНЕНИЕ ТОНКОЙ СТРУКТУРЫПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ПОД ДЕЙСТВИЕМ

ТЕПЛОВОГО ФАКТОРАВ работе представлены результаты исследования влияния теплового фактора при шли-

фовании титановых сплавов на изменение тонкой структуры поверхностного слоя.

© В. В. Петрыкин, Р. Я. Петрыкина, 2009

Температура, возникающая в зоне резания,оказывает значительное влияние на тонкуюструктуру (микронапряжения, размер блоков, плот-ность дислокаций) обрабатываемых металлов.Для определения микроискажений II рода и

размеров блоков шлифованная поверхность и эта-

лоны титановых сплавов с β+αα, и β — струк-

турами исследовались в медном излучении в ка-мерах РКД и КРОС-1 на рентген установкеУРС5ОН с автоматической записью.Под микронапряжением обычно понимают

напряжения, которые уравновешиваются в объе-ме отдельных кристаллов или частей кристаллов(мозаичных блоков). Расчет их основан на пред-ставлении о том, что они связаны с неоднород-ной упругой деформацией кристаллов и, как след-ствие этого, с закономерным неоднородным из-менением межплоскостных расстояний.При наличии микронапряжений (напряжений

II рода) каждая система атомных плоскостей вместострого определенного межплоскостного расстоя-ния «а» имеет межплоскостные расстояния, ле-жащие в пределах aa Δ± . Величину микронап-ряжений оценивают по величине относитель-ной деформации (микродеформации) aa /maxΔ .Соответственно значениям maxaa Δ± соответ-

ствуют углы θ ( θ — угол скольжения пучкалучей по отношению к отражающей плоскости),которые для каждой из систем атомных плоско-стей будут лежать в интервалах значений

maxθΔ±θ , что приводит к расширению на рент-генограмме и тем большему, чем больше будутмаксимальные значения αΔ и θΔ ).Перед съемкой эталоны подвергались отжигу

в вакууме в течение часа при следующих темпе-ратурах; сплавы с α структурой при 750 °С, спла-вы β и α +β структурами при 800 °С с после-дующим охлаждением с печью.Результаты рентгенографических исследований

тонкой кристаллической структуры шлифуемых ма-териалов (Д — размер блоков мозаики, ρ — средняяплотность дислокаций, Δа/а — микронапряжения)

в зависимости от характеристики абразивного ин-струмента и режимов шлифования указывают наизменение физико-механического состояния по-верхностного слоя обрабатываемого материала.При глубине шлифования до 3⋅10 -5 м (тем-

пература в зоне резания детали и круга увеличи-вается до 600 °С) наблюдается интенсивный ростмикронапряжений и измельчение блоков (рис. 1).С повышением глубины резания свыше 3⋅10 -5 м

повышается температура в зоне резания до тем-ператур отжига титановых сплавов, а интенсив-ность роста микронапряжения и измельченияблоков снижается.Изменение условий шлифования оказывает

влияние на степень наклепа поверхностного слоя(рис. 2, а), а, следовательно, и на величину микронап-ряжений, размер блоков и плотность дислокаций.Наклеп поверхностного слоя ведет к образо-

ванию большого количества поверхностей сдви-га, к дроблению мозаичной структуры, что повы-шает плотность дислокаций и одновременно по-рождает упругие искажения кристаллическойрешетки, создавая многочисленные препятствияперемещению дислокаций (рис. 2, б).Величина aa /Δ растет с увеличением накле-

па, но интенсивность этого роста замедляется пристепени наклепа более 25ѕ30%. Увеличение ско-рости детали оказывает незначительное влияниена измельчение блоков.Упрочнение (наклеп) поверхностного слоя при

шлифовании обусловлено, в основном, упругимвзаимодействием подвижных дислокаций с дис-локациями, накопленными в материале в резуль-тате процессов деформации при шлифовании.Насыщение обрабатываемого материала дис-

локациями в основном заканчивается при дос-тижении степени наклепа порядка 25-30%.Максимальная плотность дислокации достигала

(при шлифовании титановых сплавов с β — струк-турами) критической величины 9⋅1012 (глубина ре-зания 5⋅10-5 м, скорость резания 30 м/с, скоростьдетали 0,2 м/с), а это может стать источником воз-никновения микротрещин в поверхностном слое об-работанной детали и повлиять на качество изделия.


— 96 —

Рис. 1. Влияние глубины резания и контактной температуры на характеристики тонкой структуры сплава ВТ15

(D·10-9 м — размер блоков, aaΔ

— микронапряжения II рода, t — глубина резания, Т — температура)

Рис. 2. a — зависимость характеристик тонкой структуры сплава ВТ15; б — зависимость характеристик тонкой

структуры сплава ВТ15, шлифованного на разных режимах, от степени наклепа (D·10-9 м — размер блоков, aaΔ

—

микронапряжения II рода; Нμ — микротвердость, N — степень наклепа)




1. Лысак Л. И. Вопросы физики металлов и ме-талловедения / Л. И. Лысак. — М. : Изд-воАН СССР, 1954. — Вып. 5. — 45 с.

2. Ван Бюррен. Дефекты в кристаллах / ВанБюррен. — М. : Изд-во Иностранной литера-туры, 1962. — 433 с.

3. Фридель Л. Дислокации / Л. Фридель. — М. :Мир, 1967. — 534 с.

4. Уманский Я. С. Рентгенография металлов иполупроводников / Я. С. Уманский. — М. :Металлургия, 1969. — 303 с.

5. Горелик С.С. Рентгенографический и элект-ронномикроскопический анализ / С. С. Горе-лик, Л. П. Расторгуев, Ю. А. Скаков. — М. :Металлургия, 1970. — 146 с.

6. Чечулин Б. Б.Титановые сплавы в машино-строении / Б. Б. Чечулин, С. С. Ушков ; подред. Г. И. Капырина. — Л. : Машиностроение,1977. — 248 с.

7. Бородкина М. М. Рентгеноструктурный ана-лиз текстуры металлов и сплавов / М. М. Бо-родкина, Э. Н. Спектор. — М. : Металлургия,1981. — 271 с.

8. Прикладная рентгенография металлов. Все-союзная научно-техническая конференция поприкладной рентгенографии металлов : те-зисы докладов. — Л., 1986.

9. Суворов А. Л. Структура и свойства поверх-ностных атомных слоев металлов / А. Л. Су-воров. — М. : Энергоатомиздат, 1990. — 294 с.


В роботі представлено результати досліджень впливу теплового фактору при шліфу-ванні титанових сплавів на зміну тонкої структури поверхневого шару.

The article provides findings of the study of heat influence on changes in a fine structure of asurface layer of titanium alloys when grinding.


— 98 —

УДК 621

Michaі Styp-Rekowski, Dariusz Ozimina

ENLARGEMENT OF PRODUCTION METHODS SET BYNON-TRADITIONAL HYBRID MACHINING METHODS

The article focuses on possible combinations and reference divisions of metal machining insimple and hybrid methods, as well as in conventional and non-conventional methods of impactingmaterials. Characteristic features of both method groups are described, with trends of theirdevelopment shown.

Based on the findings as well as on the nature and mechanism of electric-spark alloying, themachining modes have been developed to make it possible to obtain new properties of surfacelayers. Those technological methods may be quite progressive in manufacturing various machineryelements such as gas turbine components.

© Michaі Styp-Rekowski, Dariusz Ozimina, 2009

Introduction

Dynamic development of technosphere generatesessential progress in production techniques. In thisprogress one can distinguish two main stream. Firstof them consist in improvement of well-knowntechnologies, increasing their rate production andaccuracy. It is possible first of all thanks to applyinggreater values of machining parameters (as an resultof better tools using), and also constans improvementof machine-tools constructional solution, as well theirgeometric structure as control.

Second, mentioned main stream of productiontechniques progress is realized through extensive usingof new technologies and hybrid processes, in actualknowledge level admited as non-traditional ones. Thistrend enable to extend of machined materials set, includingmaterials which are almost unworkable or simplyunworkable by means of traditional production methods.

In this paper some hybrid machining methods,in which concentrated energy carriers are applied,

were identified. These ones of them, which can besuitable in progressive technologies of gas turbineelements production are indicated.

Non-traditional hybrid machining methods

As a hybrid process of machining one accept suchmaching method in which different or different waygenerated energy forms are simultaneously (in onetechnologic cut) influence on machined material [6].

In machining process, in which concentratedenergy carrier is the tool, onto workpiece acts energyexisting in four forms:

— mechanical,— electric,— thermal,— chemical.Below, in the Table 1 there are compiled different

configuration of energy form existing in hybridmachining methods. Presented setting-up isexemplary and it should be accepted as developmental.

Assist energy forms Dominant energy forms mechanical electric thermal chemical

mechanical USAM, AWJM ECH cutting with point-wise heating explosive methods

electric AMM, BEDMM EDM, ESA ECM, CEPT

thermal EDUM PVD group

chemical ECAFM. ECG ECP, ECM-M SLS, CVD group

Description of used acronyms: USM – Ultrasonic Abrasive Machining, AWJM – Abrasive Water Jet Machining, ECH – Electro Chemical Honing, AMM – Abrasive Mechanical Machining, BEDMM – Brush Electro Discharge Mechanical Machining, EDM – Electro Discharge Machining, ESA – Electro Spark Alloying, ECM – Electro Chemical Machining, CEPT – Combined Electro Physical Treatment, EDUM – Electro Discharge Ultrasonic Machining, PVD – Physical Vapour Deposition group of treatment, ECAFM – Electro Chemical Abrasive Flow Machining, ECG – Electro Chemical Grinding, ECP – Electro Chemical Polishing, ECM-M – Electro Chemical Milling, SLS – Selective Laser Sintering, CVD–- Chemical Vapour Deposition group of treatment.

Table 1. Exemplary hybrid machining methods by means of contcentrated energy carriers for variedassociation of energy forms



Division on dominant and assist energy formswhich act onto workpiece could be subiective andadditional it depends on recived measure: quantitativeor qualitative. Some of mentioned in Table 1manufacturing processes will not happen without aidand other-will be very slowly, however all of themthere are numbered among hybrid processes.

Moreover, one can see that in number ofmachining cases cited in Table 1, during processesmore than two energy forms can overlap, this waycreated complex hybrid machining method, e.g.electrochemical milling (ECM-M).

In some metods of machining by concentratedenergy carriers also energy in two forms takes advantage,e.g. in laser beam machining (LBM) — electric andthermal or in ion beam machining (IBM) — electricand chemical, however in these methods only oneform directly acts onto workpiece so, in abovementioned meaning, they are not include amonghybrid machining methods. These methods do notsatisfied a condition of simultaneousness acting onmachined surface two form of energy. Energy in oneform is transformed into other one and then, inchanged form acts on workpiece. However, they couldbe non-traditional methods.

On actual knowledge level it is not possible toindicate hybrid machining method for all mentionedin the Table 1 associations of energy forms, but itdoes not mean that such machining methods arenot potential possible. On the ground of literaturemessages one can find only that currently there arenot conduct researches over them. In futer, whensuch needs and possibilities will appear they probablywill invent. In initial stage of their existing, they willinclude into the group of non-traditional hybridmachining processes.

Such formulation of hybrid machining methodsclassification caused situation that their set is stillopen. Development of this type of methods one canobserve on the ground of numerous literature source.Their authors especially examine following problemsof hybrid machining methods:

— designing of improve machine-tools,— working out and optimization of manufacturing

processes,— maintenance: production with using of above

mentioned machines and processes.Other possible criterion of division of hybrid

manufacturing methods by concentrated energycarrier can be erosion source which generates changeof workpiece shape, taking also into considerationsurrounding of machining. In the Table 2 examplesof machining methods, divided using this criterion,are compiled.

Division machining methods into traditional ornon-traditional ones (conventional or unconventional,typical or untypical) is decidedly less visible thanmentioned above (simply or hybrid). In literatureconcern this problem, e.g. [4, 6, 9] there are not non-traditional machining univocal definition. Inconsideration of observed rapid manufacturingtechniques development, include particular methodas non-traditional has not argumented. Progress ofdefined machining method causes situation that suchmethod is more and more productive and often andoften use in production. This way, it practical disposesits unconventional character.

The representative example of such rapid evolutionof machining methods could be electro-erosivemachining, especially in plastic moulds and gasturbines (blades) production.

Machining method Erosion source, main parameters

Basic character of machining process Machining surroundings

LBM stream of photons (103…106) W/cm2

thermal (8000…12000) K

air

EBM stream of electrons (103…109) W/cm2

thermal (3000…8000) K

vacuum

IBM stream of ions

(100…5000) eV chemical/physical

(373…673) K vacuum

WJM, FJM high-pressure water (fluid) jetmechanical

(10…700) MPa air

AWJM, ASJM abrasive and water (suspension) jet

mechanical (10…700) MPa

air

Description of other used acronyms:

LBM – Laser Beam Machining, EBM – Electron Beam Machining, IBM – Ion Beam Machining, FJM – Fluid

Jet Machining, ASJM – Abrasive Suspension Jet Machining

Table 2. Characteristic features of jet-erosive machining methods, acc. to [3]


— 100 —

Electro-spark alloying — example of hybridmachining methods

One of example of hybrid method in whichmachining is realized by concentrated energy carrieris electro-spark alloying (ESA). It is method includedto type of partial meltings ones [2]. The most importantphase of surface layer (SL) generating is beginingstage — process initiation, connected with plasmaproduction, coming into existence of electron andion currents and other concomitant phenomena.

After supply system switching on, intensificationof electric field intensity and contact initiationbetween electrodes (workpiece [-], tool [+]) followingas result of jump of so-called «precursor»„. It causesgaseous ionization in contact area and in consequenceof this — flow of electrons stream. Secondary effectof electro-spark discharges is inertial heat occuring.Existing in this process unbalance plasma andconnected with plasma: ions, electrons and photonsbeams, create area in which transfer of materia (metalatoms and electric charge) is performed [8]. Themost essential factors existing in described process ofcoating creating by ESA are shown in Fig. 1.

Fig. 1. Essence of shaping and modification of SL in ESAprocess: 1 — material of base (cathode), 2 — working electrode(anode), 3 — created layer with expected operational features,

4 — plasma, 5 — diffusive or reactive-diffusive zone, 6 — nearersurroundings (shielding gas), 7 — further surroundings (air),

8 — electrode holder with channels for supplying gas;IR — infrared radiation, UV — ultraviolet radiation,f — frequency of vibration, ω — rotational speed [7]

As result of described above phenomena, transferof material from electrode (M1) to base material ofworkpiece (M2) is going on. This way reactive orreaktive-diffusive zone with the structure xM1

*%yM2*

is created. In volume of created layer exist alsoadmixture components and on its surface oxidatedform of this zone: xM1 % yM2 % Ox [8].

Modificated SL in effect of useful introducingatoms (particles) of some metals (or other matters)can be characterized by new properties changed in

expected direction. It is important that features can bechanged in precisely limited area. This way, it is possiblemachining of edge of turbine blade (not all its surface)or places of bearing fitting (not whole shaft).

According to the needs, it is possible to coat one-or (more often) multicomponent covers. It is alsopossible to coat multilayer covers, in which individuallayer assures defined features thanks to them cancharacterize by features impossible to obtain by othermethods [5, 7].

Operational features of coatings covered by ESAcan be improve by following treatment by othertechniques, e.g. laser treatment. In effect of suchmachining sequence, one can obtain surfaces withe.g.: greater hardness, more corrosion or/and fatigueresistant and more hermetic [1].

Directions of hybrid methods development

On the ground of conducted analyse, one canidentify the two basic directions of development. Firstof them concern expansion of hybrid machining byconcentrated energy carriers on special materials, suche.g.: composites, sandwiches, special alloys. In thisgroup of researches following scientific problems areessential (the most often discussed):

— increasing rate of production and resultingaccuracy,

— consideration of surface layers and their surfacegeometric structure features,

— optimization of manufacturing parameters andconditions.

Second direction of development leads to designnew, very interesting production techniques. As anexample could be abrasive flow machining (AFM).During this type of machining individual phenomenaresulting different energy form (mechanical, chemicaland electric) mutually put on what generate synergeticreactions. Improvement of this method consist mainlyon optimization of composition and properties ofworking paste.

Rеferences

1. Antoszewski B. Ti and Mo Coatings Covered bymeans of Electro Spark Alloying / B. Antoszewski,N. Radek . — Welding Review.— N 8-10/2002.

2. Burakowski T. Engineering of Metal Surfaces /T. Вurakowski, E.Roliński. — Wierzchoń T. WNTWarszawa (Poland). — 1995 (in Polish).

3. Gołąbczak A. Selected Problems of JET Shaping.Proceedings of VIth Conference EM 2000(Electromachining) / A. Gołąbczak, J. Kozak . —Academy of Technology and AgriculturePublishers, Bydgoszcz (Poland). — 2000. — P. 43—64 (in Polish).

4. Groover M.P. Fundamentals of ModernManufacturing. Materials, Processes and Systems /M. P. Groover. — Prentice-Hall Inc. — New Jersey(USA). — 1996.



5. Musiał J.Geometrical Structure of SurfaceGenerated by Erosive Methods. Proceedings ofVIIth Conference EM’03 (Electromachining) /J. Musiał, M.Styp-Rekowski. — Academy ofTechnology and Agriculture Publishers. —Bydgoszcz (Poland). — 2003. — P. 253—260 (inPolish).

6. Oczośњ K. E. Nature, Importance and Developmentof Hybrid Metal Removal Processes. ScientificPublications of Academy of Technology andAgriculture 225, serie : Mechanics / K. E. Oczoś.њ —Bydgoszcz (Poland), 2000. — N 46. — P. 135—144(in Polish).

7. Ozimina D. Modification of Surface Layer

Features by means of Electro DischargeMachining / D. Ozimina , N. Radek , M. Styp-Rekowski // Archive of Machine Technologyand Automatization, Poznań (Poland). — 2004. —N 24 (2). — P. 229—238 (in Polish).

8. Ozimina D. Antiwear Surface Layers Formingby means of Electro-Spark Alloying. In: Styp-Rekowski M.(edit.) : Some Problems ofMachining by Concentrated Energy Carrier /D. Ozimina , H. Scholl, M. Styp-Rekowski //Bydgoszcz Scientific Association Publishers. —Bydgoszcz (Poland) 2003. — P. 104—110 (in Polish).

9. Ruszaj A. Non-conventional Methods of Machinesand Devices Elements Production / A. Ruszaj. —Institute of Cutting Publishers, Krakуw (Poland)(in Polish).


В представленной статье описаны возможные комбинации, образцовые деления меха-нической обработки металлов в простых и гибридных методах, в традиционных и нетра-диционных способах влияния на материал. Описаны характерные черты для групп обоихметодов и тенденций их развития.По результатам анализа природы и механизма обработки электроискровым легирова-

нием получены режимы нового качества поверхностных слоев. Эти технологические ме-тоды могут быть достаточно прогрессивными в производстве многих элементов машин,например, деталей газовых турбин.

У представленій статті описано можливі комбінації, зразкові розділення механічноїобробки металів у простих та гібридних методах, у традиційних і не традиційних техно-логічних способах впливу на матеріал. Описано характерні риси для груп обох методів татенденції їх розвитку.За результатами аналізу природи і механізму обробки електроіскровим легуванням от-

римано режими нової якості поверхневих шарів. Ці технологічні методи можуть бутидостатньо прогресивними у виробництві багатьох елементів машин, наприклад, деталейгазових турбін.


— 102 —

УДК 621.669.018.4

Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан, А. А. Войтенко

ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПРУТКОВ КРУГЛОГОПРОФИЛЯ ИЗ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ

В работе разработаны основы профилирования (калибровки) валков и технология изго-товления прутков круглого профиля из жаропрочных сплавов.

© Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан, А. А. Войтенко, 2009


Отраслевыми стандартами предусмотрена про-катка прутков круглого профиля из жаропроч-ных сплавов диаметром до 20 мм. Однако, метал-лургическая промышленность прутки меньшегодиаметра не выпускает, что связано со специфи-кой материала и малой их партионностью.Для изготовления деталей авиадвигателя не-

обходимы прутки с круглым профилем меньше-го диаметра, применение которых уменьшает рас-ход дорогостоящего материала и снижает трудо-емкость их производства.Значительный за последнее время рост цен

на стали и сплавы, в том числе на жаропрочные,привел к тому, что составляющая затрат на мате-риалы в производстве авиационных двигателейувеличилась в 2 раза, достигнув 60% [1]. Поэто-му снижение себестоимости производства авиа-ционных двигателей является актуальной и важ-ной проблемой повышения их конкурентоспо-собности на мировом рынке.

Цель работы — разработка и исследованиетехнологии изготовления прутков круглого про-филя малых диаметров из жаропрочных спла-вов.


Работы, связанные с разработкой технологииизготовления прутков круглого профиля малогодиаметра методом прокатки из жаропрочныхсплавов ХН77ТЮР, ХН73МБТЮ, ХН60ВТ,ХН38ВТ и др., выполнялись на существующемна ОАО «Мотор Сич» непрерывном трехпарномпрокатном стане 280 [2]. Экспериментальные ис-следования разработанной технологии были на-правлены на определение ее рациональных па-раметров при изготовлении наиболее распростра-ненных прутков диаметром 16,5; 14,5 и 12,0 мм,применяемых в процессе производства различ-ных деталей авиационных ГТД, в том числе ирабочих лопаток компрессора.Профилирование валков для указанных про-

филей проводили по схеме овал-круг (рис. 1, схе-ма I). Несмотря на имеющиеся недостатки при-нятой схемы, связанные с малыми вытяжками

(отношение длины прутка до прокатки к длинепрутка после прокатки), которые составляют1,3...…1,4; неравномерностью деформации по ши-рине профиля в овальном и круглом калибрах;неустойчивостью овала в круглом калибре;склонностью к образованию поверхностных де-фектов в круглом калибре даже при незначи-тельном избытке металла, выбранная схема наи-более приемлема для прокатки жаропрочныхсплавов. В профилях, полученных прокаткой попринятой схеме, отсутствуют наведенные напря-жения (чему способствуют форма калибров, обес-печивающая плавный переход одного профиля вдругой, и равномерное охлаждение профиля пос-ле прокатки).В практике существует несколько вариантов

калибровки валков по схеме овал-круг (см. рис. 1)[3]. В случае применения исходного профиля, какнаиболее экономичного и выгодного (круглыепрофили большего диаметра поставляются ме-таллургической промышленностью), рассмотримдва правых ряда рис. 1. В варианте II применяют-ся плоские овалы, облегчающие его удержаниепри задаче в круглый калибр, но при этом уве-личивается неравномерность деформации. В ва-риантах III-IV может образовываться заусенец

Рис. 1. Разновидности калибровки валков по схемеовал-круг



даже при незначительном переполнении кругло-го калибра. С учетом этого, профилирование вал-ков проводилось по варианту I (см. рис. 1).Калибровка валков проводится для каждого

диаметра профиля в следующей последователь-ности: круг 20 мм прокатывали на круг 16,5 мм,круг 16,5 — на круг 14,5 мм и круг 14,5 — накруг 12,0 мм.Калибровка валков рассчитывалась по средней,

горячей величине диаметра с учетом допуска:

( )tноdв

оdоdгсрod ⋅α+⋅

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛ ++= 1

2, (1)

где od — номинальный диаметр профиля;вod , н

od — диаметр профиля соответственно по

верхнему и нижнему пределу допуска;α — коэффициент линейного расширения при

температуре прокатки. (При нагреве сплаваХН77ТЮР до температуры 1000 °С α = 16,8·10-6);

t — температура прокатываемого металла.Вытяжку между овалом и последующим кру-

гом определяем с помощью метода описанныхпрямоугольников (рис. 2) [3].Так как черновые круглые калибры в нашем

случае не применяются, то считаем, что круглыйкалибр заполнен полностью и его площадь со-ставляет

24 oпAoF ⋅π

= , (2)

где 2oпA — диаметр исходной круглой заготовки

с учетом выражения (1).Тогда площадь предчистового овала будет [3]:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅=

hmhb

hm

oпhoпbF 2312

31

1 , (3)

а площадь второго (круглого) калибра (такжепри условии его полного заполнения):

242 oпdF ⋅π

= . (4)

Рис. 2. Схема метода описанных прямоугольников для определения вытяжек в системе овал-круг

Тогда вытяжка в первом (овальном) и вто-ром (круглом) калибрах, соответственно, опреде-ляется по формуле:

11 F

oF=μ ,

21

2 FF

=μ , (5)

где 1μ ; 2μ — вытяжка, соответственно, в первом

и втором переходах, а их отношение, соответствен-но:

21

221

F

FoF ⋅=

μ

μ. (6)

С учетом выражений (3…...5) после преобразо-вания постоянных величин выражение (6) при-мет вид:

( )2

2

255,5

21

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅

⋅=

μ

μ

hmhb

oпdoпA. (7)

Отношение вытяжек в калибрах сложной фор-

мы можно считать равными фKbK ⋅Δ , которое

получилось бы при прокатке не фактическогопрофиля, а описанных прямоугольников:

фKbK ⋅Δ=μ

μ

21 , (8)

где bKΔ — коэффициент относительных ушире-

ний;

фK — коэффициент форм.

2

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅

⋅=Δ hb

oпdoпAbK . (9)


— 104 —

С учетом (9) отношение вытяжек (7) приметвид:

( )2

2

255,5

21

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

⋅=

μ

μ

hmoпdoпA

. (10)

Приняв bKΔ = 1 (так как переполнение ка-

либра недопустимо) из выражения (8) с учетом(10), получим коэффициент формы калибра:

22

55,5

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=

hm

фK , (11)

где hm

— степень притупления овала, определяе-

мая по графику [3, рис. 210] в зависимости отдиаметра получаемого круга (16,66 и 14,63 мм).На основании известных зависимостей (2 и

4) по выражению (6) с учетом (11) оконча-тельно определяем площадь овала:

55,5221

FoFhmF

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += . (12)

Окончательно определяем размеры предчис-тового овала (рис. 3) [3].Высоту

( ) ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−−

−−=

fdDdDкR

DdDdh

2295,0 , (13)

где D — средний диаметр исходной заготовки вгорячем состоянии;

d — диаметр окончательного профиля (послеовального калибра в горячем состоянии);

Rк — катающий радиус [4, выражение 12];f — коэффициент трения.

Коэффициент трения по преобразованнойформуле Экелунда для стальных валков выра-жается зависимостью:

( ) 8,00005,005,1321 ≈−= tKKKf ,

где К1, К2, К3 — коэффициенты, учитывающиесостояние поверхности материала валков (длястальных К1 = 0,9);влияние скорости прокатки (при скорости

прокатки до 2,5 м/с К2 = 0,1) [3, рис. 106];легирующих элементов прокатываемого мате-

риала (для карбидообразующих материаловК3 = 1,6 ) [3, табл. 6]);

t — температура прокатываемого металла(t = 1000 °С).Определяем по формулам:

ширину овала:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=

hmh

Fb2

3 , (14)

радиус овала: ( )( )mh

mhbR−−+

=4

22, (15)

где m = 0,2h.После определения параметров овального ка-

либра выполняем проверочный расчет уширенияв этом калибре:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ Δ−Δ

Δ=Δ

fhhKR

oHh

овb22

15,1 , (16)

где hΔ — обжатие в овальном калибре, опреде-ленное по методу соответственной полосы:

bF

oпAoF

h 1−=Δ ; oпAoF

oH = .

Рис. 3. Калибровка валков для прокатки круглого профиля



После определения уширения, в случае пере-полнения овального калибра, производим уточ-нение его параметров. Третий (круглый) калибр(см. рис. 3) является калибрующим и его разме-ры соответствуют размерам второго (круглого)калибра, но только с горизонтальным разъемомвалков.Данные расчета и уточненные значения по-

лученных величин приведены в таблице 1, а нарис. 3 и в таблице 2 — калибровка валков дляпрокатки прутков диаметрами 16,5; 14,5 и 12 мм.Важным условием прокатки круглых профи-

лей на непрерывном трехпарном стане 280, обес-печивающем качественное получение сортамен-та, является установление частоты вращения дви-гателей (валков), определенной по скоростям дви-жения полосы.Ввиду наличия опережения, скорости выхода

полосы из валков изменяются и не совпадают счастотой вращения валков.Согласование скоростей производим по вы-

ражениям (5…...11) [2].Для получения необходимой геометрии про-

филя рассчитанный скоростной режим прокаткиможет изменяться в пределах ±10%, а также впределах ±0,4 мм производится настройка повысоте калибра (зазор по буртам).Так как деформируемые жаропрочные спла-

вы имеют очень узкий температурный интервалдеформации (например для сплавов ХН73МБТЮон составляет 50 °С), то для получения требуемойструктуры, механических свойств и геометричес-ких размеров профиля важно строго выдержи-вать температуру начала и конца прокатки безее существенной потери. Именно этим условиямнаиболее отвечает стан 280 [2], в котором рабо-чие пары валков располагаются на близком рас-стоянии друг от друга, которое между осями со-седних пар валков составляет 460 мм.

Прокатка каждого размера круга (16,5; 14,5 и12 мм) выполняется в отдельном комплекте вал-ков и проводок [2, рис. 6] с одного нагрева. Прут-ки длиной до 3000 мм (ограничения длины выз-ваны размерами оборудования) нагреваются в элек-трической печи разработки ОАО «Мотор Сич».Разработанная калибровка валков и техноло-

гия используется для изготовления прутков круг-лых профилей из жаропрочных сплавов ХН38ВТ,ХН77МБТЮ, ХН68ВМТЮК и др.Металлургические исследования представлен-

ного ряда диаметров круглых прутков из жаро-прочного сплава ХН77ТЮР, изготовленных про-каткой при температуре 1120 °С на стане 280,показали хорошие результаты, обусловленныеблагоприятными термомеханическими условия-ми пластической деформации. Перед металлур-гическими исследованиями сплав ХН77ТЮРпроходил термообработку по двум режимам, свя-занными с различными требованиями к услови-ям работы крепежных деталей в составе изделия,например, для двигателя ТВ3-117СБМ по вари-анту 1, а для двигателей АИ-25ТЛ и Д436 — поварианту 2 (табл. 2).Механические свойства (длительная и крат-

ковременная прочности при высокой температу-ре) изготовленных прокаткой круглых прутковсвидетельствуют о их преимуществе по сравне-нию с нормами стандарта поставщика (табл. 3, 4).Сравнительные исследования длительной

прочности прутков двух плавок, термообработан-ных по варианту 1, в состоянии поставки (допрокатки — круг диаметр 20 мм) и после про-катки (круг диаметром 16,5 мм) показали суще-ственное увеличение этого показателя (табл. 5).Макроструктура всех полученных профилей

мелкозернистая, равномерная по всему сечению,что полностью соответствует требованиям, предъяв-ляемым к работоспособности деталей (рис. 4).

Диаметр исходной заготовки,

мм

Площадь, мм2

Размеры предчистового овала, мм (рис. 3)

Высота h1

Ширина BК1

Радиус R1

Ном

инальный

Средний

Средний

с учетом

нагрева

Диаметр

получаемо

го профи

ля,

мм

+

0,3

-0

,5

Исходного

круга

Овала

Окончательного круга

Коэфф

ициент

формы

, К ф

Расчетны

й

Фактический

Расчетны

й


Расчетны

й


Катаю

щий

радиус

R к, м

м

0,15,020+

− 20,5 20,83 16,5 340,6 266,52 211,13 1,05 13,32 13,3 26,15 27,62 18,81 19,7 136,07

3,05,016+

− 16,4 16,66 14,5 217,88 176,8 162,78 1,10 13,72 12,5 18,86 19,81 11,97 11,97 134,16

3,05,014+

− 14,4 14,63 12 168,02 132,7 111,16 1,07 9,7 9,7 18,24 19,6 14,4 14,4 86,66

Таблица 1 — Параметры калибров валков


— 106 —

Режимы ТО Вариант ТО Вид ТО Температура, °С Время, час

Закалка 1080 8 1 Старение 700 16 Закалка 1030 8 2 Старение 750 16

Таблица 2 — Режимы термообработки (ТО) прутков из сплава ХН77ТЮР

Таблица 3 — Кратковременная прочность прутков из сплава ХН77ТЮР

Механические свойства Варианты ТО

Температура испытания, °С

Диаметр прутка, мм Предел прочности σ в,

МПа Относительное удлинение, δ, %

Относительное сужение ψ, %

16,5 935…998 24…27,8 36

14,5 875…890 25,6…28 32…36 700

12,0 960…984 28…32 36,2…36,5 1

700 Норма ТУ поставщика 750≥ 15≥ 20≥

Таблица 4 — Длительная прочность прутков из сплава ХН77ТЮР

Диаметр прутка, мм

Вариант ТО

Температура испытания, °С

Приложенное напряжение, МПа

Время выдержки до разрушения, час

1 700 460 123…203 16,5 2 550 800 233…237* 1 700 460 200

14,5 2 550 800 328* 1 700 460 143…198 12 2 550 800 261…315* 1 700 460 40≥ Нормы по ТУ

поставщика 2 550 800 50≥ * – образцы сняты с испытания

Таблица 5 — Сравнительная жаропрочность сплава ХН77ТЮР до и после прокатки

Состояние образца Температура испытания, °С

Приложенное напряжение, МПа

Условный номер плавки

Время выдержки до разрушения, час

1 23…32 В состоянии поставки (до прокатки) 700 46 2 42

1 50…66 После прокатки 700 46 2 81…94

Микроструктура прутков из сплава ХН77ТЮР

представляет собой твердый раствор с карбид-ным и интерметаллидным упрочнением (рис. 5).

Результаты работы

Разработаны калибровка валков и техноло-гия изготовления прокаткой прутков круглыхпрофилей из жаропрочных сплавов, которые по-зволили не только формообразовать прутки мень-ших диаметров, но и обеспечить их высокие ме-ханические свойства и качественную структуру,соответствующие высоким требованиям, предъяв-ляемым к работоспособности деталей авиадвига-теля (рис.6).

Перспективы дальнейших разработок

В связи с дороговизной используемых матери-алов, целесообразно исследовать потребностиавиадвигателестроительной отрасли в прутках диа-метром менее 12 мм и, при необходимости, разра-ботать прогрессивную технологию их изготовления.

Выводы

Разработанные калибровка инструмента и тех-нология изготовления прутков из жаропрочныхсплавов диаметром 16,5; 14,5 и 12 мм позволилив 1,5…...2,8 раза снизить расход дорогостоящегоматериала и существенно уменьшить трудоем-кость изготовления деталей авиадвигателя.



Рис. 4. Макроструктура прутков из сплава ХН77ТЮР-ВД, термообработанная по варианту 1(а) и варианту 2(б)

а б

Круг∅16,5 мм

Круг∅14,5 мм и 12 мм

а б

Рис. 5. Микроструктура прутков из сплава ХН77ТЮР-ВД, термообработанная по варианту 1(а) и варианту 2(б); × 100

Рис. 6. Прутки из жаропрочных сплавов, изготовленныепрокаткой


1. Чуйко В. М. «10-й Международный салон«Двигатели-2008» станет крупным событи-ем» / В. М. Чуйко // Новости десятого меж-

дународного салона «Двигатели-2008». — Изд-во газеты «Аэромедия». — 2008.— № 1.

2. Прогрессивная технология изготовления про-фильных кольцевых заготовок для авиацион-ных газотурбинных двигателей / [Ю. С. Кре-санов, А. В. Богуслаев, А. Я. Качан, А. А. Вой-тенко] // Вестник двигателестроения. — 2007. —№ 1. — С. 116—125.

3. Бахтинов Б. П., Штернов М. М. Калибровкапрокатных валков / Б. П. Бахтинов, М. М. Штер-нов. — М. : Металлургиздат, 1953. — 783 с.

4. Кресанов Ю. С. Аналитическое определениекатающего радиуса при прокатке в калибрахс заусенцем / Ю. С. Кресанов, А. В. Богуслаев,А. Я. Качан // Вестник двигателестроения. —2006. — № 4. — С. 80—82.


У роботі розроблено основи профілювання (калібрування) валків і технологія виготов-лення прутків круглого профілю з жароміцних сплавів.

The article sets out the fundamentals of roller contouring/calibration, as well as the technologyof manufacturing circular section bars made of heat-resistant alloys.


— 108 —

УДК 621.9.04:621.7.015

В. И. Цыпак, В. А. Безкоровайная, П. С. Рыбалкин

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ НАДЕЖНОСТИОПЕРАЦИЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

Показана отработка методики исследования и оценки показателей технологическойнадежности операций механической обработки в производственных условиях. Приведенпример расчета технологической надежности.

© В. И. Цыпак, В. А. Безкоровайная, П. С. Рыбалкин, 2009

Введение

Для операций технологического процесса ком-плексной характеристикой качества принято счи-тать технологическую (или параметрическую)надежность [1], т.к. она наиболее широко учиты-вает технические требования и технологическиевозможности.Технологическая надежность — это свойство

операции (системы станок, приспособление, ин-струмент, деталь (СПИД)) обеспечивать требуе-мые показатели качества обрабатываемых заго-товок при соблюдении назначенных режимоврезания и условий обработки в течение опреде-ленного времени. Если хотя бы один из парамет-ров качества не будет обеспечиваться, то насту-пает технологический или параметрический от-каз.Уровень надежности в значительной степени

определяет развитие техники по основным на-правлениям: автоматизация производства, интен-сификация рабочих процессов и транспорта, эко-номия материалов и энергии. Низкий уровеньнадежности оборудования вполне может приво-дить к серьезным затратам на ремонт, длитель-ному простою оборудования, авариям и т.п.Исследования в этой области актуальны, так

как в настоящее время наблюдается быстрое имногократное усложнение машин, объединение ихв крупные комплексы. И в случае отсутствия ре-зервирования отказ даже одного ответственногоэлемента может привести к отказу или сбою вработе всей системы. Поэтому станочное обору-дование играет важную роль в надежности всейтехнологической системы.Окончательная оценка надежности техноло-

гической системы СПИД производится по ре-зультатам эксплуатационных наблюдений за тех-ническим состоянием станков в условиях заво-дов-потребителей. Для получения достоверныхрезультатов необходимо охватить периодическиминаблюдениями достаточно большое количествостанков одной модели. К наблюдениям привле-кают рабочих, обслуживающих станки.Интегральным показателем параметрической

надежности операции принята вероятность бе-зотказной работы )(nPо за период обработки n

заготовок при одной настройке или поднастрой-ке. Ее необходимо учитывать во время подготов-ки производства к выпуску серийной продук-ции. Вероятность безотказной работы (или ко-эффициент технологической надежности) по оп-ределенному параметру точности рассчитываютпо формуле:

,)(

11)(

5,0)(⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

σ++=

Σ nKnTdЗФnP

Tо (1)

где )(

)(n

TdnKTΣΔ

= — коэффициент точности тех-

нологической операции;)(nΣΔ — суммарная погрешность обработки;

)(nΣσ — среднее квадратическое отклонениесуммарной погрешности обработки;

Td — допуск размера d;

Ф {…...} — функция Лапласа.Вероятность брака — параметрического отка-

за: )(1)( nPnP об −= .Цель работы — отработка методики получе-

ния информации для оценки статистических ха-рактеристик — составляющих суммарной погреш-ности обработки, необходимых для расчета пока-зателей технологической надежности операциймеханической обработки.

Методика исследований

Для определения коэффициента точности)(nKT , суммарной погрешности )(nΣΔ и средне-

квадратического отклонения суммарной погреш-ности обработки )(nΣσ необходимо располагатьследующими статистическими характеристикамиточности на обследуемой операции:

нσ — среднее квадратическое отклонение по-грешности настройки;

σ — среднее квадратическое отклонение по-грешностей при фиксированном значении уров-ня настройки — погрешностей мгновенного рас-сеивания;

nbb =1 — погрешность, обусловленная смеще-



нием начального уровня настройки, которое при-ходится на одну обработанную заготовку;

b — смещение, возникающее при обработкеn заготовок;

bσ — среднее квадратическое отклонение, ха-рактеризующее рассеяние смещений b, получен-ных по результатам m выборок;

nb

bσ

=σ1 — среднее квадратическое отклоне-

ние, обусловленное рассеянием смещений 1b впределах межнастроечного периода.Получение статистических характеристик нσ ,

σ , 1b , 1bσ — достаточно сложный и трудоемкийпроцесс. Существует два пути получения необхо-димой информации:

- расчетно-табличный, когда необходимуюинформацию находят по справочной литературе;

- опытно-статистический, когда необходимыестатистические характеристики точности обработ-ки получают по результатам экспериментальныхисследований в действующем производстве.Наличие этих характеристик дает возможность

определять составляющие суммарной погрешно-

сти обработки )(nΣΔ .Суммарную погрешность обработки в начале

межнастроечного периода, когда действуют по-грешности настройки и погрешности мгновен-ного рассеяния. В этот момент (когда n = 0)будем иметь поле рассеяния, представляющее со-бой композицию двух законов распределения(двух составляющих):

22 )6()6(6 σ+σ=σ нк , (2)

где нσ6 — поле рассеяния погрешностей настрой-ки;

σ6 — поле мгновенного рассеяния.

Погрешность настройки нΔ . При каждой по-

вторной настройке режущего инструмента на тре-буемый размер невозможно обеспечить одно ито же его положение. Поле рассеяния положенийинструмента при настройке составляет погреш-ность настройки.При технологических расчетах ориентировоч-

но погрешность настройки нΔ можно принятьпо таблицам [2]. Так, например, для размеров свыше30...80 мм табличные погрешности настройки:

— для черновой обработки — нΔ =60…...150мкм,

— для чистовой обработки — нΔ = 20 мкм,— для тонкой обработки — нΔ = 6 мкм,— для однократной обработки — нΔ = 25 мкм.Однако табличные значения не учитывают

многих факторов реальной настройки и обра-

ботки. Поэтому погрешность настройки следуетопределять на основе опытно-статистических дан-ных. Проведенные экспериментальные исследо-вания погрешностей настройки нΔ (по лимбу,упору, эталону и др.) и их анализ показали, чтотабличные значения погрешностей настройки со-ответствуют регламентированным только для чер-новой обработки. Для чистовой и тонкой обра-ботки действительные погрешности настройки,как правило, существенно больше (в 1,5…...2 раза)усредненных табличных.Погрешность мгновенного рассеяния исследу-

ется опытно-статистическим методом. При этомоценка среднего квадратического отклонения σнаходится как методом кривых распределения,так и методом точечных диаграмм. Среднее квад-ратическое отклонение мгновенного рассеянияопределяется по формуле:

2

1)(

11 ∑

=−

−=σ

n

iii yy

n , (3)

где i = 1, 2, 3, ... …, n — номер обработанной заготов-ки;

обрii dy = — измеренное значение размера i-ой

заготовки;

iy — ордината точки линии регрессии i-ой

заготовки, определяется по уравнению линии рег-рессии:

)( xxy i −β+α= , (4)

где α — ордината средней точки линии регрес-сии;

x — абсцисса этой же точки;

β — угловой коэффициент.Смещение начального уровня настройки

)(nbb = . При обработке, по мере возрастания

количества обработанных заготовок, появляетсясмещение начального уровня настройки. Это про-исходит, прежде всего, вследствие изнашивания(укорачивания в направлении обрабатываемойповерхности) режущего инструмента (резца).Определение смещения проводится по результа-там экспериментальных исследований в произ-водственных условиях. На настроенном станкеобрабатываются заготовки. Для исследований бе-рется контрольная выборка объемом n штук. По-лученные поверхности измеряются с учетомпоследовательности их обработки. Определяетсяпогрешность каждой обработанной поверхности.Строится точечная диаграмма (откладываются покаждому номеру i-ой обработанной заготовкиточки, символизирующие величину погрешнос-ти), см. рис. 1. По ее данным определяются пара-


— 110 —

метры линии регрессии (линии уровня настрой-ки). Точка пересечения этой линии с осью орди-нат — начальный уровень настройки — нy , а

при ni = определяется кy конечный уровеньнастройки.Смещение начального уровня настройки:

нк yybnb −==)( . (5)

Смещение, которое приходится на одну обра-ботанную заготовку:

1)(

1 −=

nnbb . (6)

Погрешность смещений начального уровня на-стройки. По мере обработки заготовок смещение

b для различных резцов будет различным, то естьбудет иметь место погрешность смещений на-чального уровня настройки. При исследовании

погрешностей смещений b использовали m рез-цов и, соответственно, получили m контрольныхвыборок. Так как скорость изнашивания каждо-го экземпляра режущего инструмента различная,то величина смещений является случайной. Сред-

нее квадратическое отклонение 1bσ , обусловлен-

ное рассеянием смещений 1b , определяется поформуле:

2

111 )(

11

1 ∑=

−−

=σm

jjb bb

m , (7)

где j = 1, 2, 3, ... …, m — номер контрольной выбор-ки;

jb1 — смещение начального уровня настрой-

ки, зафиксированное в j-ой выборке;

1b — среднее значение смещений для m выбо-

рок.После того как будет получено m контрольных

выборок и при этом в каждой выборке обрабо-тано n заготовок, первоначальное поле рассеяния

размеров увеличится на величину nbb ⋅σ=σ1

66 ,

и тогда суммарное поле рассеяния будет опреде-ляться как геометрическая сумма:

22 )6()6()(61

nn bk ⋅σ+σ=σΣ . (8)

Получив оценки статистических характерис-тик, можно рассчитать суммарную погрешностьобработки (изложенный метод позволяет выпол-нить расчет погрешности на момент обработкилюбого количества заготовок):

)(33)( 1 nnbn к ΣΣ σ+⋅+σ=Δ . (9)

Результаты исследований

После сбора статистических данных (получе-ны протоколы измерений координатного разме-ра обрабатываемых заготовок 10 выборок по 20штук в каждой) и их математической обработкиполучены точечные диаграммы погрешностейдлиннового (координатного) размера, рис. 1.Результаты исследований по определению со-

ставляющих суммарной погрешности обработкии расчета показателей технологической надеж-ности приведены в таблице 1 и на рис. 2 и рис. 3.

Рис. 1. Точечная диаграмма



Таблица 1 — Составляющие суммарной погрешности обработки и результаты расчетов

Составляющие суммарной

погрешности, мм Расчетные значения №

п/п j

Коли-чество деталей

nj

Td, мм

σн σ b1 σb1 σк, мм

b1⋅n, мм

σΣ(n), мм

ΔΣ(n), мм

KT(n) tj Ф(tj) Pо(n) Pб(n)

1 20 0,0571 0,0176 0,1565 3,1958 22,5682 0,5 1 0

2 40 0,1141 0,0225 0,2282 2,1906 15,0938 0,5 1 0

3 60 0,1712 0,0289 0,3045 1,6422 9,7761 0,5 1 0

4 80 0,2282 0,0359 0,3828 1,3063 6,2620 0,5 1 0

5 100 0,2853 0,0434 0,4621 1,0819 3,8729 0,4999 0,9999 0,0001

6 120 0,3423 0,0510 0,5421 0,9223 2,1747 0,4852 0,9852 0,0148

7 140

0,5

0,00

24

0,01

5

0 ,00

29

0,00

04

0,01

56

0,3994 0,0588 0,6224 0,8033 0,9169 0,3204 0,8204 0,1796

Примечание: tj — аргумент функции Лапласа, см. формулу (1).

Рис. 2. Схема зависимости суммарной погрешности от количества обработанных заготовок

Из схемы рис. 2 видно: если выполнить на-стройку таким образом, что нижняя граница поля

рассеяния кк σ=ω 6 совпадает с нижней грани-

цей поля допуска Td , то запас точности на раз-мер d в начале межнастроечного периода будет

равен кTdnT σ−=Δ 6)( , а коэффициент точности

)(nKT имеет максимальное значение. Это приве-дет к увеличению продолжительности межнаст-

роечного периода. Зависимость среднего значе-ния смещений начального уровня настройки )(nbот количества обработанных заготовок на схемепоказано линией 5, а закон рассеяния этих сме-щений характеризует кривая 3.Изменение запаса точности ),(nTΔ на схеме

изображено линией 2. Эта же линия характери-зует зависимость максимальной суммарной по-грешности )(nΣΔ от количества обработанных


— 112 —

заготовок. Точка А пересечения этой линии с вер-хней границей поля допуска Td свидетельствует

о том, что 1)( =nKT и 0)( =Δ nT и при дальней-

шей обработке, т. е. при ][nn > , появляются отка-зы по точности. Следовательно, установкой допу-стимого количества обработанных заготовок ][nможно регламентировать продолжительностьмежнастроечного периода и исключить контрольточности обработки.На рис. 3 представлены графики зависимос-

тей )(nKT и )(nPо от количества обработанныхзаготовок.

а

б

Рис. 3. Графики зависимостей коэффициента точности(а) и вероятности безотказной работы (б) от количества

обработанных заготовок

Выводы

1. Исследования по определению статистичес-

ких характеристик нσ , σ , b1, 1bσ позволяют оп-

ределить продолжительность межнастроечногопериода и рассчитать коэффициент надежности

технологической операции )(nPо . В исследуемойоперации продолжительность межнастроечногопериода 110=n заготовок, а коэффициент на-

дежности 9984,0)110( ==nPо .2. При исследовании всех операций механи-

ческой обработки, выполняемых на технологи-ческой линии, информация о параметрическойнадежности позволит:

— выявить операции с показателями наимень-шей надежности;

— установить параметры, которые обеспечи-ваются с минимальной надежностью в пределахоперации;

— провести комплекс инженерно-техническихмероприятий, направленных на повышение пара-метрической надежности;

— регламентировать периодичность процедурподнастройки режущих инструментов;

— исключить операционный контроль каче-ства обработанных заготовок в пределах межна-строечного периода.


1. Проников А.С. Надежность машин / А. С. Прони-ков. — М. : Машиностроение, 1978. — 592 с.

2. Справочник технолога-машиностроителя. Т. 1 /[под ред. А. Г. Косиловой и Р. К. Мещерякова]. —М. : Машиностроение, 1985. — 656 с.


Показано відпрацювання методики дослідження та оцінки показників технологічноїнадійності операцій механічної обробки у виробничих умовах. Наведено приклад розрахункутехнологічної надійності.

The article shows the way to streamline the technique of research and estimation oftechnological safety of machining operations in manufacture conditions. An example of technologicalsafety calculation is given.



УДК 621.452

В. А. Леонтьев, С. Д. Зиличихис, Н. В. Cахнюк

ПОВЫШЕНИЕ РЕМОНТОПРИГОДНОСТИ РАБОЧИХЛОПАТОК КВД

Рассмотрен один из методов ремонта хвостовиков рабочих лопаток компрессоровтипа «ласточкин хвост».

© В. А. Леонтьев, С. Д. Зиличихис, Н. В. Cахнюк, 2009

Хвостовики рабочих лопаток компрессора яв-ляются высоконагруженными элементами кон-струкции лопатки. В процессе эксплуатации наних действуют динамически изменяемые нагру-зочные параметры (амплитуда взаимных переме-щений, реальное давление в контакте, темпера-тура, частота колебаний). Кроме того, они под-вержены коррозии из-за различной влажностивоздуха, температуры, скорости потока воздухаи попаданий воды. Эти и другие факторы, преждевсего, влияют на состояние поверхностного слоярабочих поверхностей хвостовика, а от их состо-яния зависит долговечность лопатки в целом.Технологический процесс изготовления лопа-

ток компрессора предусматривает окончательнуюотделочную обработку хвостовиков — ультразву-ковое упрочнение, которое значительно снижаетуровень концентрации напряжений во впадинахмикропрофиля. Наносится гальваническое покры-тие, которое способствует замедлению процессовизнашивания и коррозии, возникающих приэксплуатации.Тем не менее, при длительной наработке на

хвостовиках рабочих лопаток возникают фрет-тинг-коррозионные повреждения. Повышенныйизнос на крайних участках хвостовика являетсяследствием значительно больших контактныхдавлений и амплитуд взаимного перемещения и

вызывает увеличение зазора в замковом соеди-нении, что способствует росту вибрационных на-пряжений в пере лопатки и, в конечном счете,увеличивает вероятность усталостного разруше-ния последних [1].Целью исследования являлось эксперимен-

тальное устранение фреттинга несущих поверх-ностей хвостовика лопаток компрессора. Объек-том исследований служили лопатки II-й ступениКВД двигателя Д-36 из титанового сплава ВТ8.Производились исследования повреждений и

измерение непрямолинейности партии хвостови-ков рабочих лопаток до и после эксплуатации(рис. 1).Исследования повреждений показывают, что

имеется неравномерный износ поверхности подлине хвостовика. Покрытие отсутствует, видныследы изнашивания основного материала хвос-товика лопатки и повреждения в виде питтин-гов. У входной и выходной кромок повреждениябольшие.Из рисунка 1 видно, что неплоскостность ра-

бочих поверхностей хвостовика до эксплуатациисоставила 0,004…0,006 мм, а после эксплуата-ции 0,05…0,07 мм, соответственно. Ранее, прикапитальном ремонте двигателей, лопатки, име-ющие такой износ, заменялись новыми, что неявляется рациональным.

Рис. 1. Профилограмма непрямолинейности рабочих хвостовиков лопатки II ступени КВД (1 — со стороны спинки;2 — со стороны корыта)

а — до эксплуатации; б — после эксплуатации

а б


— 114 —

Предложенный метод устранения фреттинганесущих поверхностей хвостовика позволяет ре-шить не только вопросы исправления его гео-метрических размеров, но и восстанавливает по-верхностный слой [2]. Суть метода заключаетсяв доводке рабочих поверхностей хвостовика, кон-троле геометрии и качества поверхности, форми-ровании сжимающих напряжений в поверхност-ном слое методом УЗУ с дальнейшим нанесени-ем покрытия.Доводку выполняли специальными притира-

ми. Обработка производится одновременно двухповерхностей (рис. 2).

Рис. 2. Схема установки лопатки в приспособлениипри доводке

Притиры изготавливали из чугуна перлитнойструктуры твердостью НВ 140…...200. В качестверабочей среды использовали абразивные пастына основе карбида кремния (SiC) средней зер-нистости (до 50 мкм). Смазывающей жидкостьюслужил керосин. Через каждые 12…...15 обрабо-танных лопаток выполнялось принудительноевосстановление геометрии притира.Благодаря доводке (рис. 3) достигается высо-

кая точность формы, необходимая шероховатость,небольшой разброс размеров в пределах однойпартии деталей, а также точные допуски на раз-меры при переходе от одной партии детали кдругой.Метод исправления доводкой выбран еще и

потому, что при совершении рабочего движениядетали по притиру абразивные зерна перекаты-ваются между инструментом (притир) и повер-хностью детали и, при этом, острые вершины зернапроникают в материал детали и притир, оставляякратерообразные следы обработки. С увеличени-ем времени обработки, число следов на обраба-

тываемой поверхности увеличивается. При вдав-ливании в материал вершины зерна материалсначала только деформируется. Удаление мелкихчастиц материала невозможно, так как для этогонеобходимо относительное движение вершиныабразивного зерна и поверхностей детали. Извес-тно, что большинство материалов при деформа-ции упрочняются, т.е. растет сопротивление де-формации. Однако возможность упрочнения до-стигает своего предела в том случае, когда сопро-тивление деформации становится равным проч-ности сцепления материала, в этом случае придоводке материал раскалывается на мелкие час-ти [3].С увеличением времени доводки в месте со-

пряжения рабочей поверхности с радиусом обра-зуется уступ. Величина его зависит от глубиныфреттинг-коррозии, а в итоге, от величины сни-маемого материала. Для уменьшения негативныхпоследствий уступ устраняется.В месте сопряжения выполняется поднутре-

ние (выкружка). Глубина поднутрения не пре-вышает 0,1 мм (рис. 4).

2а 2б

1а 1б

Рис. 3. Вид замка лопатки II-й ступени КВД двигателя Д-36(1 — со стороны спинки; 2 — со стороны корыта)

а — до ремонта; б — после притирки



Рис. 4. Эскиз замковой части рабочей лопатки

а — новая лопатка; б — ремонтируемая лопатка

Предложенный метод восстановления работо-способности рабочих лопаток компрессоров изтитановых сплавов позволяет продлить срок ихслужбы, восстанавливать их форму, не нарушаядинамической прочности. Проверка прочностисоединения типа «ласточкин хвост» после ремонтаобеспечивает исходные характеристики и пара-метры соединения.


1. Богуслаев В. А. Прочность деталей ГТД /В. А. Богуслаев, В. Б. Жуков, В. К. Яценко. —Запорожье : ОАО «Мотор Сич», 2003. — 11 c.

2. Авиадвигателестроение. Качество, сертифи-кация и лицензирование / [под общ. ред. д-ратехн. наук В. Ф. Безъязычного]. — М. : Маши-ностроение, 2003. — 278 c.

3. Муравченко Ф. М., Шереметьев А. В. Обеспе-чение динамической прочности деталейавиационных ГТД при прогнозировании боль-ших ресурсов / Ф. М. Муравченко, А. В. Шере-метьев // Вестник двигателестроения. — 2002. —№ 1. — 35 c.

4. Справочник машиностроителя. В 6 кн. Кн. 5 /[под ред. д-ра техн. наук проф. Э. А. Сатель]. —М. : Машиностроение, 1964.


Розглянуто один з методів ремонту хвостовиків робочих лопаток компресорів типу«ластівчин хвіст».

A method of repairing dovetail type compressor blade roots is analyzed.

а б


— 116 —

УДК 629.7.036:621.373

Г. И. Пейчев, Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис, Б. И. Шапар, Н. П. Кришталь

ОСОБЕННОСТИ ЛАЗЕРНОГО МАРКИРОВАНИЯДЕТАЛЕЙ ГТД

В статье рассмотрены возможности лазерного маркирования при изготовлении дета-лей газотурбинных двигателей, а также влияние лазерного луча на поверхностный слой.

© Г. И. Пейчев, Э. В. Кондратюк, С. Д. Зиличихис, Б. И. Шапар, Н. П. Кришталь, 2009

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 достиженийнауки и, в частности, лазерная технология.Маркирование деталей, узлов и изделий явля-

ется важным процессом в современном произ-водстве. Маркировка на всех этапах производ-ства необходима для контроля качества, просле-живаемости и идентификации продукции.При производстве и ремонте газотурбинных

двигателей на ГП «Ивченко-Прогресс» исполь-зуется большая номенклатура традиционных про-цессов маркирования с нарушением и ненару-шением поверхностного слоя детали (электрохи-мическое маркирование, виброкарандаш, ударныйспособ, литье, штамповка, нанесение краски и др.).Метод маркирования выбирается в зависимостиот назначения детали, но одним из основных тре-бований к надписи является четкость, контраст-ность, различимость мелких шрифтов.Методы, не нарушающие поверхностный слой,

такие как нанесение краски, маркирование бир-ки, увеличивают ресурс детали. Ограниченноеприменение данных методов объясняется их не-достатками и, прежде всего, малой сохраняемос-тью информации. А использование электрохи-мического клеймения связано с большими орга-низационными работами. Методы, нарушающиеповерхностный слой — ударный, виброкарандаш,и др. могут влиять на усталостную прочность де-талей, и, следовательно, снижать ресурс.Современное производство требует высоко-

технологичных методов маркировки — гибких,скоростных, не оказывающих влияние на свой-ства маркируемых деталей. Из существующих насегодняшний день методов, лазерная технология —наиболее современный и технологичный метод,обладающий гибкостью, возможностью управлятьинструментом — лазерным лучом во времени ипространстве, а также точно дозировать и регу-лировать мощность и энергию излучения. Ранее,в применении лазерного маркирования существо-вали ограничения, так как лазерное излучениеоказывает термическое воздействие на материал;

широкие возможности совершенствования про-цесса и расширения области применения появи-лись благодаря созданию импульсно-периодичес-ких лазеров, обеспечивающих малую длительностьимпульса и высокую частоту следования импульса.Метод лазерного маркирования — бесконтакт-

ный, обеспечивающий минимальное загрязнениезоны обработки, возможность выполнения какглубокого клеймения (глубина до 0,2 мм), так ибез нарушения поверхностного слоя (образова-ние окисных пленок глубиной до 0,005 мм) дляопределенных материалов, кроме того, отсутству-ет механическое воздействие инструмента на ма-териал, нет вибраций, электрических и другихпаразитных воздействий, нет необходимости вдорогостоящих штампах и трафаретах.Работы проводились на лазерном оборудова-

нии производства фирм ЛВТ и «Сканер» (г.� Чер-кассы) — лазерном маркировочном комплексеOptiScan 100/200Z.Активный элемент лазера — алюмоиттриевый

гранат (YAG), обеспечивает длину волны лазер-ного излучения — 1064 нм. Импульс световогоизлучения большой плотности и интенсивностифокусируется на поверхности обрабатываемойдетали, что вызывает локальный разогрев, плав-ление и частичное испарение материала при ми-нимальном термомеханическом воздействии намаркируемое изделие. Высокая плотность мощ-ности сфокусированного лазерного луча при ла-зерном маркировании позволяет наносить знакина различные материалы, в том числе и на труд-нообрабатываемые, при этом обеспечивая высо-кую степень разрешения и качество знаков.Основной целью нашей работы является тре-

бование минимального нарушения поверхност-ного слоя деталей при лазерном маркированиидля обеспечения ресурса и надежности изделий,соблюдая при этом требование глубины марки-рования — она не должна превышать глубинупри традиционных способах, указанных в конст-рукторской документации (электрохимическийспособ, механическое гравирование и другие).Рассмотрим факторы, оказывающие наиболь-

шее влияние на качество маркировок.1. Длительность импульса. Доля жидкой фазы

находится в прямой зависимости от длительнос-



ти импульса. Одновременно чрезмерная длитель-ность импульса за счет увеличения толщины про-гретого слоя приводит к значительным измене-ниям структуры и свойств материала в зоне, не-посредственно прилегающей к зоне обработки.Длительность импульса и частота следованияподбираются таким образом, чтобы объем жид-кой фазы был минимальным (длительность им-пульса 3…...7 мс, частота модуляции 10…...18 кГц).

2. Энергия накачки активного элемента лазе-ра. Так как увеличение энергии накачки приво-дит к последовательному возбуждению генера-ции мод все более высоких порядков, то болеенизкий уровень энергии накачки позволяет мак-симально приблизить распределение интенсивно-сти излучения по сечению выходного луча к видугауссовой кривой, и, следовательно, получить ста-бильный процесс (ток накачки 21…...23 А).

3. Рабочая скорость. С увеличением скоростимаркирования уменьшается толщина прогретогослоя. Однако в нашем случае скорость оказываетне столь существенное влияние.

4. Для получения более стабильного процессав данном комплексе имеется функция подавле-ния первого импульса.Были проведены исследовательские работы по

применению лазерного маркирования на деталяхиз жаропрочных деформируемых сплавов взаменэлектрохимического и механического гравирова-ния. Проведенные металлографические исследо-вания образцов показали следующее (рис. 1-8):

Образцы из сплава ЭП718-ИД

Рис. 1. Внешний вид маркировки

Рис. 2. Изменения в микроструктуре материала

Полученная маркировка имеет четкие грани-цы, надписи выделяются на поверхности за счетформирования четкого рельефа. Глубина микро-неровностей с измененным слоем составляет0,002…...0,01 мм.



Образцы из сплава ЭИ698-ВД

Полученная маркировка имеет четкие очер-тания, в зоне маркирования сохранен исходныйрельеф поверхности. Формирование клейм про-исходит за счет образования окисных пленок тем-но-коричневого цвета. Глубина измененного слоясоставляет 0,005...…0,01 мм.

Образцы из сплава ЭП742-ИД



В зоне маркировок сохранен исходный рель-еф поверхности, подобно образцам из сплаваЭИ698-ВД. Формирование клейм происходит засчет образования окисных пленок темно-корич-невого цвета. Глубина измененного слоя состав-ляет 0,0025...…0,01 мм.


— 118 —

Образцы из сплава ВЖЛ12Э-ВИ



Полученная маркировка имеет четкие грани-цы, надписи выделяются на поверхности за счетформирования четкого рельефа. Шероховатостьисходной поверхности ∼ 0,025…...0,035 мм. При этомглубина маркирования 0,01...0,015 мм, в том числеглубина измененного слоя 0,005...0,01 мм.В настоящее время ведутся исследовательс-

кие работы по применению лазерного маркиро-вания на деталях из жаропрочных сплавов вза-мен электрохимического маркирования и меха-

нического гравирования. На данных материалахдля объективной рекомендации к выбору како-го-либо метода маркирования необходимо срав-нивать их между собой с позиции концентрациинапряжений, необходимо проведение испытанийна усталостную прочность и металлографичес-ких исследований.Постоянное увеличение номенклатуры изго-

тавливаемых деталей требует постоянного совер-шенствования процессов, максимальной заменытрадиционных методов маркирования лазерныммаркированием, благодаря более широким тех-нологическим возможностям, и, следовательно,продолжения работ по расширению номенклату-ры маркируемых материалов.


1. Григорьянц А.Г. Технологические процессылазерной обработки / А. Г. Григорьянц,И. Н. Шиганов, А. И. Мисюров. — М. : Изд-воМГТУ им. Н. Э. Баумана, 2006. — 664 с.

2. Современные технологии в производстве газо-турбинных двигателей / [Братухин А. Г.,Язов Г. К., Карасев Б. Е. и др.] ; под ред. А. Г. Брату-хина. — М. : Машиностроение, 1997. — 416 с.

3. Рыкалин Н.Н. Лазерная и электронно-луче-вая обработка материалов : справочник /Н. Н. Рыкалин, А. А. Углов, И. В. Зуев, А. Н. Коко-ра. — М. : Машиностроение, 1985. — 496 с.


У статті розглянуто можливості лазерного маркування при виготовленні деталейгазотурбінних двигунів, а також вплив лазерного променя на поверхневий шар деталей.

The article focuses on the feasibility of laser identification when manufacturing gas turbineengine components, and the laser beam effect on a surface layer as well

äÓÌÒÚðÛÍˆËÓÌÌ˚Â Ï‡ÚÂðË‡Î˚


УДК 669.295+621.438

П. Д. Жеманюк, Г. В. Пухальская, А. Д. Коваль,Л. П. Степанова, А. В. Патюпкин

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ОБРАБОТКИ ЛОПАТОК ИЗТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ В ЖИДКОМ АЗОТЕ НА

СТРУКТУРНЫЕ И ПРОЧНОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИИсследовано влияние обработки холодом лопаток из титановых сплавов на структур-

ные и прочностные характеристики. Установлено существенное повышение твердоститонкого поверхностного слоя, уровня остаточных напряжений сжатия, микронапряжений;обработка холодом не приводит к существенным изменениям структуры. Обработка ло-паток в жидком азоте приводит к повышению усталостной прочности.

© П. Д. Жеманюк, Г. В. Пухальская, А. Д. Коваль, Л. П. Степанова, А. В. Патюпкин, 2009

Введение

Большинство отказов газотурбинных двига-телей (ГТД) на этапе доводки и в эксплуатации,связанных с проблемами прочности, вызваны ус-талостными дефектами. Дефекты, приводящие кразрушениям, распределяются следующим обра-зом: 29% — конструктивные, 17% — технологи-ческие, 11% — эксплуатационные; 43% — соче-тание конструктивных, технологических и экс-плуатационных [1].Для конструкционных сталей и сплавов, при-

меняемых в современных ГТД, характерна повы-шенная чувствительность к концентрации напря-жений (надрезам, рискам, галтелям и т.д.) привоздействии на деталь переменных напряжений;наибольшей чувствительностью к концентрациинапряжений обладают титановые сплавы.Сопротивление усталости многих деталей оп-

ределяется прочностью поверхностного слоя. По-этому проблема формирования поверхностногослоя детали с высокой несущей способностьюдолжна решаться уже на стадии проектированияконструкции, а затем — и при разработке техно-логического процесса.Лопатки вертолетного двигателя ТВ3-117 ра-

ботают в неблагоприятных условиях: при взлетеи посадке происходит соударение лопаток с ино-родными телами в виде песчинок и других не-металлических частиц, что приводит к интенсив-ному эрозионному повреждению поверхностипера и последующему усталостному разрушению.Анализ компрессоров двигателей показал, чтоI ступень существенно отличается по количествулопаток, имеющих забоины, от остальных ступе-ней. Лопатки с повреждениями глубиной не ме-нее 0,3…...0,5 мм равномерно распределены на всехступенях компрессора, кроме первой, где забоинпримерно в 4 раза больше, чем на любой после-дующей ступени [2].Существует большое количество эксперимен-

тальных данных, показывающих [2], что при на-

пряжениях, равных пределу выносливости илинесколько ниже, на поверхности после достаточ-но большого числа циклов возникают микро-трещины. Критический размер микротрещиныопределяет границу между зарождением и рас-пространением трещины. При этом предел вы-носливости увеличивается с повышением проч-ности материала. Основные факторы, способству-ющие процессу зарождения и развития усталос-тных трещин на пере лопаток компрессора (осо-бенно на кромках), возникают на финишных эта-пах изготовления и в эксплуатационных усло-виях.Многие элементы современных машин и аппа-

ратов работают в условиях умеренного (до 200 К)и глубокого (до 4 К) охлаждения. Это элементыустановок сжижения и разделения газов, систе-мы космических аппаратов, высотных самолетов,детали и узлы транспортных и горных машин,работающих в условиях Крайнего Севера и др.С понижением температуры большинство мате-риалов становится более прочными и износос-тойкими. При 77 К (-187 °С) — температура ки-пения жидкого азота — предел прочности боль-шинства металлов в 2…...5 раз больше, чем прикомнатной температуре; прочность некоторых пласт-масс увеличивается в 8 раз, стекла — в 12 раз.Уменьшение пластичности и повышение твер-

дости при низких температурах позволяет повы-сить эффективность механической обработкиряда материалов; улучшаются режущие свойстваи повышается стойкость металлорежущего инст-румента. Изменения структуры материала сопро-вождаются изменением его плотности, а такжепрочностных и других характеристик. Совершен-ствование техники получения низких темпера-тур позволяют применять холод в технологиимашиностроения. Изучению влияния обработкилопаток из титановых сплавов в жидком азотена структурные и прочностные характеристикии посвящена данная работа.


— 120 —

Методика проведения экспериментов

Целью работы являлось изучение структур-ных и прочностных характеристик поверхност-ного слоя лопаток компрессора из титановыхсплавов.В качестве объекта исследований применяли

лопатки I ступени компрессора двигателя ТВ3-117серийные и с наработкой около 500 часов. Ло-патки были окончательно обработаны вибропо-лированием (ВП). Лопатки изготовлены из де-формируемого титанового сплава ВТ8М. Этотсплав относится к группе двухфазных (α+β)сплавов мартенситного класса (табл. 1).

Таблица 1 — Химический состав титановогосплава ВТ8М [3]

Массовая доля химических элементов, % Сплав

Ti Al Mo Si Fe Zr

ВТ8М осн. 5,5 4,0 0,25 ≤ 0,3 ≤ 0,3

Механические свойства сплава представлены

в табл. 2.

Таблица 2 — Механические свойства титано-вого сплава ВТ8М [3]

Сплав 2,0σ , МПа

вσ , МПа

δ5, %

ψ5, %

КСU, кДж/м2

ВТ8М 970 980…1180 10 35 400

Микротвердость поверхности пера лопаток,выдержанных различное время в жидком азоте,определяли на приборе ПМТ-3 при нагрузке наалмазную пирамиду 0,5 Н.Для проведения рентгеноструктурных иссле-

дований из средней части лопаток были выреза-ны образцы длиной 20 мм. Съемка дифракто-грамм осуществлялась в медном монохромати-ческом излучении на модернизированном диф-рактометре ДРОН-1 с регистрацией дифракци-онных линий и обработкой данных на компью-тере, сопряженном с дифрактометром с помощьюспециального устройства. Дифрактограммы сни-мались в полном диапазоне углов в интервале2θ -28°…...152°. Съемка производилась с поверхно-сти входной кромки и спинки в их плоских уча-стках пера лопатки. Фазовый состав структурыповерхностного слоя проводили по стандартнойметодике [4]. Количество β-фазы определяли посоотношению интегральных интенсивностей ли-ний (102) α-фазы и (200) β-фазы с учетом всехфакторов, влияющих на интенсивность дифрак-ционных линий. Уровень микронапряжений оце-нивали по ширине линии (213) α-фазы.

Микроструктуру поверхностных слоев выяв-ляли на оптическом микроскопе МИМ-8 в по-перечном сечении лопаток в травителе состава:20 мл HF; 20 мл HNO3; 60 мл H2O.Исследовалимикроструктуру поверхностного слоя и сердце-вины.Исследование остаточных макронапряжений

на пере лопаток производили механическим ме-тодом, разработанным акад. Н. Н. Давиденковым сиспользованием формул из работы [5] для пост-роения эпюр и прибора ПИОН-2.Испытания на усталость выполняли стандарт-

ным методом на базе 100 млн. циклов способомдинамического возбуждения в них колебаний попервой изгибной форме на электродинамическомвибростенде ВЭДС-200. Лопатки испытывали врезонансном режиме до появления макротрещи-ны длиной 1…...3 мм, что соответствовало падениючастоты собственных колебаний на 2…...3%.

Результаты и их обсуждение

Для исследования влияния обработки холо-дом на изменение напряженного состояния ло-патки с наработкой были выдержаны в жидкомазоте продолжительностью от 0,5 до 2,5 часов синтервалом в 0,5 часа (рис. 1). Анализ получен-ных результатов позволяет сделать вывод, чтоуровень остаточных напряжений сжатия увели-чивается на поверхности с 330 МПа — исход-ные лопатки до 440 МПа — эпюра № 2 (выдер-жка в азоте 1,5 часа). Также увеличивается иглубина залегания остаточных напряжений — с 30 до 100 мкм. Известно, что остаточные на-пряжения сжатия повышают сопротивление ус-талости сталей и сплавов.Результаты исследования микротвердости

(табл. 3) показывают, что твердость тонкого по-верхностного слоя существенно возрастает с уве-личением времени выдержки лопаток в жидкомазоте. Микротвердость увеличивается на 38% посравнению с исходной, что должно благоприятносказаться на повышении прочностных характе-ристик лопаток.

Таблица 3 — Результаты исследования мик-ротвердости образцов лопаток с наработкой

№ образца Время выдержки в жидком азоте, ч Hμ, МПа

Исходная ВП 3850 5 0,5 4070 6 1 4440 48 1,5 4800

47-3 2,5 5320

Исходя из полученных результатов для про-ведения дальнейших исследований как наиболееблагоприятное время выдержки лопаток в жид-ком азоте было выбрано 1,5 часа, позволяющее



Рис. 1. Распределение остаточных напряжений в лопатках с наработкой после обработки холодом

а — 1 — ВП; 2 — 0,5 ч; 3 — 1 ч;б — 1 —ВП; 2 — 1,5 ч; 3 — 2 ч; 4 — 2,5 ч

а

б

получить наиболее благоприятную эпюру рас-пределения остаточных напряжений сжатия и до-вольно высокую микротвердость поверхностно-го слоя — 4800 МПа.Исследование остаточных макронапряже-

ний на серийных лопатках, выдержанных

в жидком азоте в течение 1,5 ч, показало(рис. 2) увеличение уровня остаточных на-пряжений сжатия с 210 до 350 МПа, чтосвидетельствует о благоприятном воздей-ствии холода на напряженное состояниелопаток.


— 122 —

Рис. 2. Распределение остаточных напряженийв серийных лопатках

1 — ВП; 2 — обработка холодом (1,5 ч)

Было проведено исследование изменений втонкой структуре поверхностного слоя титано-вого сплава ВТ8М (серийные и лопатки с нара-боткой) при обработке холодом (табл.4).

Таблица 4 — Ширина линий и количествоβ-фазы

Образец Кол-во β-фазы, %

Ширина линии, радианы

Серийный 7,9 4,65·10-2 Серийный + холод 9,4 6,49·10-2 Наработка 3,1 5,58·10-2 Наработка + холод 5,3 7,68·10-2

Анализ полученных данных показал, что фа-зовый состав изученных образцов при обработкехолодом как в серийной, так и в лопатке посленаработки изменяется незначительно. Также мож-но отметить, что в процессе наработки количе-ство β-фазы несколько уменьшается. Выявлено,что при обработке холодом как в серийной, так ив лопатке после наработки количество β-фазынезначительно увеличивается (см. табл. 4).Существенно увеличилась ширина дифракци-

онной линии после обработки холодом. Увеличе-ние ширины линии при выдержке в жидком азотесвидетельствует о существенном повышенииуровня микронапряжений как для серийных ло-паток, так и для лопаток с наработкой. Увеличе-ние уровня микронапряжений является однимиз факторов, ведущих к упрочнению поверхнос-тного слоя [6].Микроструктуру изучали на сечениях образ-

цов, вырезанных из лопаток (серийные + с нара-боткой), а также на образцах, вырезанных из ло-паток, обработанных холодом в течение 1,5 часа.Результаты исследований представлены на рис. 3.

Структура титановой основы лопатки харак-теризуется наличием зерен α- и β-фаз: зернаα-фазы имеют светлую продолговатую форму.Микроструктура поверхностного слоя имеет не-большие отличия от микроструктуры сердцеви-ны, что связано с воздействием как эксплуата-ционных факторов, так и с влиянием обработкихолодом на структуру тонкого поверхностногослоя. Так, на лопатках с наработкой (около 500часов) величина зерен больше, чем на серийных.Выдержка лопаток в жидком азоте в течение1,5 часа приводит к небольшому уменьшениюразмеров зерен тонкого поверхностного слоя инезначительному увеличению количества β-фазы,что должно положительно сказаться на улучше-нии пластических свойств. Следует также отме-тить, что существенных изменений в микрострук-туре лопаток при обработке холодом не проис-ходит.Для оценки влияния обработки холодом на

усталостную прочность были проведены испы-тания на усталость серийных лопаток и лопатокс наработкой (табл. 5...8).

Таблица 5 — Результаты испытаний на уста-лость серийных лопаток после виброполирова-ния

Шифр лопатки

Напряжение испытания,

МПа

Число циклов, млн.

Примечание

3 500 100,0 Н. р. 5 500 100,0 Н. р. 6 530 100,0 Н. р.

1 560 34,83 Разр. по вх. кр. 42 мм

2 530 100,0 Н. р. 4 530 100,0 Н. р.

Таблица 6 — Результаты испытаний на уста-лость серийных лопаток после ВП + обработкахолодом (1,5 часа)



МПа

Число циклов, млн.


Х1 500 100 Н. р. Х2 530 100 Н. р. Х3 560 100 Н. р. Х4 590 100 Н.р. Х5 620 100, Н. р.

Х6 650 0,075 Разр. по вх. кр. L = 32 мм

Х7 620 26,58 Разр. по вх. кр. L = 42 мм

Х10 620 0,535 Разр. по сп. L = 22 мм

Х9 590 100 Н. р. Х8 590 100 Н. р.



Рис. 3. Микроструктура поперечного сечения лопатки, × 600

а, в — поверхностный слой; б, г — сердцевина

серийная лопатка

серийная лопатка, выдержанная в жидком азоте 1,5 часа

лопатка с наработкой

лопатка с наработкой, выдержанная в жидком азоте 1,5 часа

в г

а б

в г

а б


— 124 —

Таблица 7 — Результаты испытаний на уста-лость лопаток с наработкой после виброполиро-вания



МПа

Число циклов, млн


UХ2 45 100,0 Н. р.

UХ1 48 72,354 Разр. по вх. кр. L = 3 мм

UХ3 45 100,0 Н. р.

Таблица 8 — Результаты испытаний на уста-лость лопаток с наработкой после ВП + холод(1,5 часа)



МПа

Число циклов, млн


Х-9 550 31,07 Разр. по вх. кр. L = 22 мм

Х-8 520 39,86 Разр. по вх. кр. L = 27 мм

Х-1 500 100,0 Н. р. Х-7 510 100,0 Н. р. Х-3 510 100,0 Н. р.

Выводы

1. Исследовано влияние обработки холодом каксерийных лопаток, так и лопаток с наработкойна структурные и прочностные характеристики.Установлено существенное повышение твердоститонкого поверхностного слоя, уровня остаточныхнапряжений сжатия, микронапряжений.

2. Исследование микроструктуры поверхност-ного слоя и фазового состава показало, что обра-ботка холодом не приводит к существенным из-менениям структуры: незначительно увеличива-ется количество β-фазы и уменьшается размерзерна.

3. Совокупное влияние повышения микротвер-дости поверхностного слоя, уровня остаточныхсжимающих напряжений, увеличения микронап-ряжений приводит при обработке холодом лопа-ток из титанового сплава к повышению усталос-тной прочности: предел выносливости повыша-ется в среднем на 12%.


1. Петухов А. Н. Сопротивление усталости дета-лей ГТД / А. Н. Петухов. — М. : Машиностро-ение, 1993. — 240 с.: ил.

2. Отделочно-упрочняющая обработка деталейГТД / [В. А. Богуслаев, В. К. Яценко, П. Д. Же-манюк и др.]. — Запорожье: ОАО «МоторСич», 2005. — 559 с.

3. Титановые сплавы в машиностроении /[Б. Б.Чечулин, С. С. Ушков, И. Н. Разуваев идр.]. — Л. : Машиностроение, 1977. — 247 с.

4. Русаков А. А. Рентгенография металлов /А. А. Русаков. — М. : Атомиздат, 1977. — 480 с.

5. Биргер И. А. Остаточные напряжения /И. А. Биргер. — М. : Машиностроение, 1963. — 232 с.

6. Технологическое обеспечение эксплуатаци-онных характеристик деталей ГТД /[В. А. Богуслаев, Ф. М. Муравченко, П. Д. Же-манюк и др.]. — Запорожье: ОАО «Мотор Сич»,2003. — 396 с.


Досліджено вплив обробки холодом лопаток із титанового сплаву на характеристикиструктури і міцності. Встановлено значне підвищення твердості тонкого поверхневогошару, рівня залишкових напруг стиску, мікронапруг; обробка холодом не призводить досуттєвих змін структури. Обробка лопаток в рідкому азоті призводить до підвищеннявтомної міцності.

The article represents a study of cold treatment effect on structure and strength characteristicof titanium alloy blades. A substantial increase in hardness of a thin surface layer, residualcompression stresses, and micro stresses is established. A liquid nitrogen blade treatment results inrising fatigue strength.



УДК 669.295.5

О. М. Шаповалова, И. А. Маркова, Т. И. Ивченко

ИССЛЕДОВАНИЕ СТАБИЛЬНОСТИ МЕХАНИЧЕСКИХСВОЙСТВ ПОЛУФАБРИКАТОВ ИЗ ДВУХФАЗНЫХ

ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВИзучена степень стабильности механических свойств полуфабрикатов различных видов

и размеров из конструкционных титановых сплавов ВТ6, ВТ6С, ВТ23, ВТ3-1. Установленсущественный разброс характеристик пластичности и ударной вязкости металла всехвидов заготовок. Обсуждены причины, порождающие неоднородность структуры и распре-деления легирующих элементов, а, следовательно, и нестабильность свойств.

© О. М. Шаповалова, И. А. Маркова, Т. И. Ивченко, 2009

Стабильность механических свойств, нарядус их уровнем, является одним из основных тре-бований, предъявляемых к титановым сплавам,которые используются для изготовления изде-лий ответственного назначения. Вместе с тем,как показал производственный опыт, даже из-делия, изготовленные по одной технологии, мо-гут иметь существенный разброс характеристик.Титановые сплавы являются многокомпонент-ными системами, в которых происходят слож-ные фазовые превращения, сопряженные с зат-рудненной диффузией легирующих элементов.Это обусловливает склонность их к неоднород-ности состава, структуры и свойств.Проблеме повышения уровня механических

свойств титановых сплавов легированием, опти-мизацией режимов обработки давлением и тер-мической обработки изделий посвящено многоработ. Вопросы стабильности характеристик проч-ности и пластичности изучены недостаточно.Этим определяется актуальность данного иссле-дования.Целью работы было исследование стабильно-

сти механических свойств полуфабрикатов раз-ного вида (прутков, листов, штамповок, поковок)различных размеров, изготовленных из наиболеешироко применяемых титановых сплавов (ВТ6,ВТ6С, ВТ3-1, ВТ23).Нами изучена стабильность механических

свойств полуфабрикатов разного вида (прутков,листов, штамповок, поковок) различных разме-

ров, изготовленных из наиболее широко приме-няемых титановых сплавов (ВТ6, ВТ6С, ВТ3-1,ВТ23). Химический состав сплавов и виды полу-фабрикатов приведены в таблице 1.Из таблицы 2 следует, что для всех исследо-

ванных сплавов и видов полуфабрикатов значе-ния предела прочности были относительно ста-бильными, значения К не превышали 7%, тогдакак характеристики пластичности и ударной вяз-кости имели существенный разброс. Значения ко-эффициента вариации относительного удлинениядля поковок из сплава ВТ3-1 доходили до 46%,для относительного сужения составляли от 8,5%для прутков диаметром 45…...60 мм из сплава ВТ6до 22% для прутков диаметром 110…...150 мм и28% для штамповок из сплава ВТ23. Коэффи-циенты вариации ударной вязкости для прутковимели значения от 11 до 57%, для поковок изсплава ВТ3-1 — 28%.С целью изучения стабильности характерис-

тик в пределах одной заготовки были исследо-ваны механические свойства образцов, вырезан-ных по определенной схеме из листов толщиной3 и 10 мм сплава ВТ6С, прутков диаметром 100 ммсплава ВТ6. В случае крупногабаритных изделийисследовали образцы, вырезанные из технологи-ческих припусков, для сплава ВТ23 — из однойштамповки, для сплава ВТ3-1 — из поковок, из-готовленных из металла одной плавки. В таблице 3приведены средние значения механическихсвойств и коэффициенты вариации.

Таблица 1 — Химический состав и виды полуфабрикатов исследованных титановых сплавов

Химический состав % масс. Полуфабрикат Сплав

Al Mo Cr Fe Si V Zr Вид Размеры

ВТ6С 5,3-6,5 – – ≤ 0,25 ≤ 0,1 3,5-4,5 ≤ 0,3 Лист Толщина от 1 до 10 мм

ВТ6 5,3-6,8 – – ≤ 0,3 ≤ 0,4 3,5-5,3 ≤ 0,3 Пруток Диаметр от10 до 250 мм

ВТ3-1 5,5-6,5 2-3 0,8-2,3 0,2-0,7 0,2-0,4 – – Поковка Диаметр 500 мм

ВТ23 4-6 1,5-2,5 0,8-1,4 0,4-0,8 – 4-5 – Штамповка Масса 1500 кг


— 126 —

Таблица 2 — Коэффициенты вариации меха-нических свойств титановых сплавов

Коэффициенты вариации ,% Сплав σв δ ψ KCU

ВТ6С 1,1-7,3 2,4-17,9 – –

ВТ6 1,8-5,6 10-20 8,5-22 11-57

ВТ3-1 6,8 46,1 – 28

ВТ23 2,5 18,6 28 –

Таблица 3 — Разброс механических характеристик в пределах одного полуфабриката

Предел прочности Относительное удлинение

Относительное сужение Ударная вязкость

Сплав Среднее МПа К % Среднее % К % Среднее % К % Среднее МДж/м2 К %

ВТ3-1 плавка 28-715 1206 3,4 5,5 29,3 – – 0,31 24,5

ВТ23 плавка 81-03 1141 2,5 7,8 28,4 25,4 29 – –

ВТ6С лист 10 мм 935,3 0,8 9,3 12 29,9 10,6 – – ВТ6 пруток ∅ 100 мм 950,8 1 12,3 16,9 33,6 10,2 – –

Из таблицы 3 следует, что и для одной заго-товки значения предела прочности были стабиль-ными, а характеристики пластичности имели су-щественный разброс. Так, для сплавов ВТ6 и ВТ6Сзначения коэффициентов вариации предела проч-ности составляли ∼ 1%, для крупногабаритныхизделий из сплавов ВТ3-1 и ВТ23 ∼ 3%. Значе-ния коэффициентов вариации относительногоудлинения оказались существенно выше: длясплавов ВТ6 и ВТ6С они были равными 16,9 и12%, а для ВТ3-1 и ВТ23 — 29,3 и 28,4% соот-ветственно. Аналогичны данные и для относи-тельного сужения: коэффициенты вариации длясплавов ВТ6 и ВТ6С составляли ∼ 10%, а дляВТ23 — 29%. Следует отметить, что с увеличе-нием степени легированности сплава и размераполуфабриката разброс значений механическихсвойств, особенно характеристик пластичности,увеличивался.В результате металлографического исследова-

ния образцов установлено, что для крупногаба-ритных полуфабрикатов характерна крупнозер-нистость и неоднородность структуры. Размер зе-рен в образцах из сплава ВТ23 был от 1 до 3 мм, вотдельных случаях доходил до 10 мм, а из ВТ3-1 —от 1 до 5 мм, размер колоний составлял от 50 до360 мкм для сплава ВТ23 и от 60 до 220 мкм длясплава ВТ3-1. Как следует из приведенных дан-ных, значения геометрических параметров струк-туры находились в достаточно широких преде-лах. Это обусловливало и нестабильность меха-нических свойств.

Рассматриваемые титановые сплавы являют-ся многокомпонентными системами, в состав ко-торых входят элементы, отличающиеся по своейприроде, α-стабилизаторы (Al, O), изоморфныеβ-стабилизаторы (Mo, V), эвтектоидообразующиеβ-стабилизаторы (Fe, Si). Растворимость легиру-ющих элементов в α- и β-фазах, по данным [1],приведена в таблице 4, как видно, ее значения вразных фазах резко отличаются. Следовательно,фазовые превращения при охлаждении слитка,обработке давлением и термической обработкесопряжены с перераспределением легирующихэлементов между фазами. Диффузионные же про-цессы в титановых сплавах затруднены, так каклегирующие элементы образуют в титане твер-дые растворы замещения и имеют невысокиекоэффициенты диффузии. Поэтому повышениестепени легированности сплава может способство-вать увеличению неоднородности распределениялегирующих элементов, а следовательно, и неста-бильности свойств.

Таблица 4 — Растворимость легирующих эле-ментов в α- и β-фазах титана

Растворимость, % масс. Элемент α-фаза β-фаза

Al 6,0 (500 °С) 35,5 (1460 °С) V 3,3 (600 °С) 0-100

Mo 0,75 (600 °С) 0-100 Fe 0,02 (390 °С) 25,5 (1085 °С) Si 0,2 (600 °С) 3 (1330 °С)



Для изучения влияния режимов термическойобработки на уровень и стабильность механи-ческих свойств определяли механические харак-теристики и коэффициенты их вариации термо-обработанных образцов сплавов ВТ3-1 и ВТ6С.Образцы, вырезанные из крупногабаритной по-ковки из сплава ВТ3-1, термообрабатывали подвум вариантам — закалка + старение и изотер-мический отжиг. Образцы сплава ВТ6С, выре-занные из листов толщиной 10 мм одной плавки,отжигали. В таблице 5 приведены результаты этихисследований.Как следует из таблицы 5, после изотермичес-

кого отжига, как и ожидалось, прочность образ-цов была ниже, чем после закалки и старения, аотносительное удлинение и ударная вязкость —выше. Коэффициенты вариации для пределапрочности составляли 2,3 и 4,4% после изотер-мического отжига и упрочняющей термообработ-ки соответственно; для относительного удлине-ния их значения равнялись 10,4 и 37,1%, а дляударной вязкости — 11,8 и 16,4%. Таким обра-зом, все механические характеристики были ста-бильнее после изотермического отжига. Извест-но, что закалкой в сплаве ВТ3-1 от температуры850 °С фиксируется метастабильная β-фаза смикрообъемами различной степени легированно-сти. При старении они могут распадаться по-раз-ному, что и обусловливает неоднородность ме-талла и, следовательно, разброс его механическихсвойств. Разработкой режимов термической об-работки этих полуфабрикатов удалось добиться

повышения уровня и стабильности механичес-ких свойств.Отжиг сплава ВТ6С снимал напряжения и

уменьшал количество дефектов кристаллическойрешетки, что подтверждено уменьшением шири-ны интерференционных линий α- и β-фаз. Вовремя отжига происходило перераспределение ле-гирующих элементов и формирование более од-нородной структуры. Это способствовало повы-шению пластических характеристик и некото-рой их стабилизации. Коэффициенты вариацииотносительного удлинения уменьшились от 12до 7%, а относительного сужения — от 10,6 до6,9% в отожженном состоянии по сравнению сисходным.Таким образом, в результате проведенных ис-

следований установлено, что для титановых спла-вов характерна нестабильность механическихсвойств, в большей мере для показателей плас-тичности. Это обусловлено как природой и фи-зико-химическими свойствами титана, так и осо-бенностями технологических процессов получе-ния и обработки его сплавов.Титан имеет низкую теплопроводность (таб-

лица 6), в 4 раза меньшую, чем у железа и почтив 15 раз меньшую, чем у алюминия при теплоем-кости несколько большей, чем у железа. Это зат-рудняет равномерный прогрев и охлаждение приобработке титановых сплавов.Наличие полиморфного превращения, разная

растворимость легирующих элементов в α- иβ-фазах, затрудненность диффузионного перерас-

Таблица 5 — Влияние режимов термической обработки сплавов ВТ3-1 и ВТ6С на механическиесвойства и их стабильность

Предел прочности Относительное удлинение

Относительное сужение Ударная вязкость

Сплав Режим термообработки Среднее

МПа К % Среднее, % К % Среднее, % К % Среднее МДж/м2 К %

900 °С, 1 час, перенос 600 °С 3 час 1085 2,3 16,5 10,4 36 12,6 0,53 11,8

850 °С, 1 час, закалка 610 °С 3 час 1171 4,4 7,7 37,1 – – 0,33 16,4 ВТ3-1

Рекомендованный режим 1170 2,1 7,8 22,8 13 25 0,33 13,9

ВТ6С исх 935 0,8 9,3 12 30 10,6 – – ВТ6С ВТ6С, 870 °С, 1 час 867 0,7 12,3 7 35 6,9 – –

Таблица 6 — Некоторые сравнительные ха-

рактеристики металлов

Металл Удельная

теплоемкость, Дж/кг·К

Удельная теплопроводность

Вт/м·К Титан 519 16 Алюминий 900 238 Железо 444 73,3


— 128 —

пределения легирующих элементов замещенияобусловливают формирование неоднородностейв микрообъемах металла при обработке давлени-ем и термической обработке.Наиболее распространенный способ плавки

титановых сплавов — вакуум-дуговой с расходу-емым электродом в виде «слоеного пирога», обус-ловливает образование химической неоднород-ности и крупнозернистой структуры в литомметалле, которые трудно устраняются при даль-нейшей обработке.Следовательно, для обеспечения стабильности

свойств титановых изделий необходимо так оп-тимизировать параметры технологических про-цессов на всех этапах их изготовления — от плав-ки до термической обработки, чтобы повыситьдисперсность, однородность структуры и распре-деления легирующих элементов в микрообъемахметалла. Решение этой проблемы для ряда случа-ев предложено авторами [2-4].

Досліджено ступінь нестабільності механічних властивостей напівфабрикатів різнихвидів та розмірів з конструкційних титанових сплавів ВТ6, ВТ6С, ВТ23, ВТ3-1. Установ-лено суттєвий розкид характеристик пластичності та ударної в’язкості металу всіхвидів заготовок. Обговорено причини неоднорідності структури та розподілу легуючихелементів, отже, і нестабільності властивостей.

The article represents a study of a degree of stability of mechanical properties of preformedmaterials of various kinds and sizes made of ВТ6, ВТ6С, ВТ23, and ВТ3-1 constructive titaniumalloys. A substantial spread of metal ductility and impact strength characteristics has been foundin various stock types. The reasons underlying the structure heterogeneity and distribution ofalloying elements, i.e. instability of properties, are discussed.


1. Цвиккер У. Титан и его сплавы / У. Цвиккер. —М. : Металлургия, 1979. — 510 с.

2. Деклараційний патент 72159 А Україна, МПКС22F1/18. Спосіб термічної обробки титано-вих сплавів / О. М. Шаповалова, І. А. Маркова,О. С. Лавров. — опубл. 17.01.2005, Бюл. № 1.

3. Шаповалов О.М. Модифікатори і модифіку-вання / О. М. Шаповалова, О. В. Шаповалов //Вісник академії митної служби України. — Д.,2004. — № 1. — С. 62—68.

4. Влияние термической обработки крупнога-баритных изделий из титановых сплавов наих структуру и свойства / [А. В. Шаповалов,И. А. Маркова, О. М. Шаповалова, Т. И. Ивчен-ко] // Сб. трудов 5 международной научно-технической конференции «ОТТОМ-5». —Харьков. — 2004. — С. 35—39.




УДК 669.721.5

В. А. Шаломеев, А. В. Пархоменко, Э. И. Цивирко

ОПТИМИЗАЦИЯ ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВАЖАРОПРОЧНОГО СПЛАВА Мл-10 ДЛЯ

АВИАЦИОННОГО ЛИТЬЯИзучено влияние основных легирующих элементов (Zr, Nd, Zn) на механические свойства

сплава Мл-10. Построена матрица планирования эксперимента по плану 23 с использова-нием специализированной программы для расчетов. Проведена математическая оптими-зация химического состава сплава для получения повышенного уровня свойств.

Литейные магниевые сплавы — одни из са-мых легких конструкционных материалов, что по-зволяет их использовать в авиакосмической тех-нике, различных типах ракет и агрегатов. Ввидутого, что магниевые сплавы в 1,5 раза легче алю-миниевых сплавов, в 4 раза легче стали и чугуна,их применение в фасонном литье дает снижениевесовых характеристик изделия на 25...…30% [1]. Всвязи с растущими требованиями к надежностии долговечности агрегатов [2], ведутся интенсив-ные исследования по повышению механическихсвойств отливок из магниевых сплавов.При производстве авиадвигателей для ряда

ответственных отливок широко применяют жа-ропрочный магниевый сплав Мл-10, основны-ми легирующими элементами которого явля-ются неодим, цирконий и цинк. Известно, чтолегирующие элементы могут как упрочнять, таки снижать пластичность магниевых сплавов [3].В то же время различное содержание элемен-тов в пределах марочного состава может изме-нять структуру и физико-механические свой-ства сплава. Поэтому оптимизация химическогосостава магниевых сплавов для улучшения ме-ханических свойств является вполне актуаль-ной и экономически выгодной, так как позво-ляет без дополнительных затрат получать от-ливки с повышенным уровнем механическиххарактеристик.Изучали влияние содержания основных леги-

рующих элементов (Zr, Nd, Zn) сплава Мл-10 впределах марочного состава по ГОСТ 2858-79(Zr — 0,4…...…1,0%; Nd — 2,3…...…2,8%; Zn —0,12…...…0,66%) на его механические свойства. Ис-следование микроструктур отливок из магние-вых сплавов с граничными содержаниями эле-ментов ( при соблюдении одинаковыми всех дру-гих технологических режимов) показало, что впределах марочного состава микроструктура сплавазаметно меняется (рис. 1) за счет размера зерна,количества эвтектики и интерметаллидной фазы.При этом меняются и механические свойствасплава. Так, для сплава Мл-10 со стандартным

химическим составом, предел прочности и от-носительное удлинение может колебаться от 230до 293 МПа и от 2,5 до 8%, соответственно.Современные математические методы обработ-

ки экспериментальных данных нашли широкоеприменение, а при наличии программного обес-печения значительно сокращают время на ихвыполнение. Чаще всего в материаловедении илитейном производстве при разработке и анали-зе новых материалов и их свойств используетсяметод активного многофакторного эксперимен-та [4], что позволяет получить достоверную ин-формацию на базе небольшого количества ис-следовательского материала [5].Анализ экспериментальных данных выполня-

ли по специализированной программе «Иссле-дование ТП методом ПФЭ», (http://smartsoft.com.ru),разработанного в среде Delphi 7.Поскольку ГОСТ 2858-79 предусматривает для

промышленных сплавов Мл-10 контроль хими-ческого состава по трем элементам (Zr, Nd, Zn), тоиспользовали матрицу планирования эксперимен-та по плану 23.Магниевый сплавов Мл-10 выплавляли в ин-

дукционной тигельной печи типа ИПМ-500 посерийной технологии. Рафинирование расплавапроводили флюсом ВИ-2 в раздаточной печи, изкоторой порционно отбирали ковшом металл ивводили возрастающие присадки лигатур, содер-жащих Zr, Nd, Zn, заливали стандартные образцыдля механических испытаний в песчано-глинис-тую форму. Образцы проходили термическуюобработку в печах типа Бельвью и ПАП-4М порежиму: закал от 415±5 °C, выдержка 15 ч, охлаж-дение на воздухе и старение при 200±5 °C, выдер-жка 8 ч, охлаждение на воздухе.Временное сопротивление разрыву (σв) и от-

носительное удлинение (δ) образцов с рабочимдиаметром 12 мм определяли на разрывной ма-шине Р5 при комнатной температуре.Рассматривались основные механические

свойства для этого сплава — предел прочности(σв) и относительное удлинение (δ).

© В. А. Шаломеев, А. В. Пархоменко, Э. И. Цивирко, 2009


— 130 —

Рис. 1. Микроструктуры термообработанного сплава Мл-10 с граничными содержаниями элементов × 500:

а — 0,12% Zn, 2,3% Nd, 0,4% Zr; б — 0,66% Zn, 2,3% Nd, 0,4% Zr;в — 0,12% Zn, 2,3% Nd, 1,0% Zr; г — 0,12% Zn, 2,8% Nd, 0,4% Zr

а б

в г

Количество опытов для каждого уровня мат-рицы планирования равнялась пяти, количествосерий опытов на нулевом уровне — трем. Видматрицы планирования и результаты исследова-ний представлены на рис. 2.Влияние Zn в матрице закодировано под но-

мером Х1, Zr — соответственно Х2, Nd — Х3, совме-стное влияние элементов Zn Zr — Х12, Zn Nd —Х13, Zr Nd — Х23, Zn Zr Nd — Х123.Результаты расчета погрешности эксперимента

(анализ σв) дали значения дисперсии воспроиз-ведения G = 0,11, что при величине критичес-кого значения критерия Кохрена Gкр = 0,331 длядоверительной вероятности 0,95 является цели-ком удовлетворительным результатом.Значение коэффициентов регрессии в резуль-

тате расчета были получены такие: В0 = 252,964;В1 = -3,15; В2 = -16,3; В3 = -5,1; В12 = -0,15;В13 = -0,25; В23 = 0; В123 = 0,65. Анализируяуровень влияния коэффициентов с помощьюкритерия Стьюдента, было определено, что кри-тическое значение критерия Стьюдента равняет-ся 2,014, поэтому значащими для уравнения рег-рессии будут лишь коэффициенты В1, В2 и В3.Окончательный вид уравнения регрессии (1),которое описывает влияние исследуемых химичес-ких элементов на предел прочности сплава Мл-10,имеет следующий вид:

σв = 252,964-3,15 X1-16,3 X2-5,1 X3±0,11 (МПа). (1)

Анализ полученной математической моделипоказывает, что повышение содержания каждого

из химических элементов отрицательно влияетна уровень предела прочности сплава МЛ-10, носамое заметное влияние имеют добавки неодима.Совместное влияние содержания элементов на зна-чение предела прочности практически не влияет.Аналогичная модель была построена для изу-

чения влияния химического состава на относи-тельное удлинение сплава Мл-10. Вид матрицыпланирования и результаты исследований при-ведены на рис. 3.Погрешность эксперимента составила 0,13%

для доверительной вероятности 0,95. При крити-ческом значении критерия Кохрена Gкр = 0,331эту погрешность можно считать вполне допус-тимой. Значения коэффициентов регрессии былиполучены такие : В0 = 5,13; В1 = 0,219;В2 = 0,649; В3 = 0,284; В12 = 0,026; В13 = 0,021;В23 = -0,019; В123 = 0,004. Так, введение каждогоиз рассмотренных компонентов приводило к уве-личению относительного удлинения, особенно за-метно было влияние циркония, несколько мень-шим — цинка и неодима. Совместное влияниеуказанных элементов на порядок слабее, чем ихотдельное влияние. В то же время, совместноевлияние циркония и неодима вообще носит сла-бый негативный характер. Однако, анализ значи-мости полученных коэффициентов с помощьюкритерия Стьюдента показал, что большими покритическому значению есть только коэффици-енты В1, В2 и В3. Уравнение регрессии принимаетвид:

δ = 5,13+0,219 X1+0,649 X2+0,284 X3±0,13 (%). (2)



Рис. 2. Матрица планирования и результаты исследований по анализу предела прочности сплава Мл-10 в среде«Исследование ТП методом ПФЭ»

Рис. 3. Матрица планирования и результаты исследований по анализу относительного удлинения сплава Мл-10 всреде «Исследование ТП методом ПФЭ»


— 132 —

При фиксации содержания одного из элемен-тов на оптимальном уровне (Zn = 0,2%, Zr =0,98%) графики зависимостей механическихсвойств от химического состава сплава Мл-10приобретают вид, представленный на рис. 4 (а, б).

Используя полученные математические зави-симости можно найти оптимальные значения хи-мического состава сплава, которые обеспечиваютвысокие показатели предела прочности и отно-сительного удлинения. Эта задача относится ккатегории многомерной условной оптимизациии с математической точки зрения является дос-таточно сложной. Однако, в настоящее время су-ществует большое количество программныхсредств, которые позволяют решать подобные за-дачи.Принимая во внимание линейный характер

зависимостей, в исследовании использовано спе-

а

б

Рис. 4. Зависимость предела прочности сплава Мл -10от содержания элементов

а — Zr, Nd при фиксированном значении Zn = 0,2%;б — Zr, Zn при фиксированном значении Nd = 0,98%

циальное программное средство «Многомернаяусловная оптимизация». Кроме приведенных вышецелевых функций, для расчета введены такие ог-раничения по содержанию химических элемен-тов и свойств сплава:

0,7% ≥ Zn ≥ 0,1%;

1,0% ≥ Zr ≥ 0,4%;

2,8% ≥ Nd ≥ 2,2%;

σв ≥ 226 МПа;

δ ≥ 3%.

Рабочее окно программы, которое отображаетрезультаты оптимизации химического составасплава Мл-10, показано на рис. 5.Поскольку программное средство находит

оптимальное значение для нескольких функци-ональных зависимостей одновременно, то общаяцелевая функция при расчетах приобретает вид:

F(x, y, z) = 2,306-0,338*x — 0,16 * y — 0,146*z +

+ 0,024*x*y — 3,513*10-3*x*z, (3)

где x, y, z, соответственно, содержание Zn, Zr, Nd.По результатам выполнения многомерной ус-

ловной оптимизации получены результаты, ко-торые позволяют констатировать, что максималь-ное значение функции F(x, y, z) равняется 1,83,что отвечает содержимому химических элемен-тов в сплаве Мл-10:

Zn = 0,2%;Zr = 0,46%;Nd = 2,3%.

При таком составе механические свойствасплава Мл-10 имеют показатели: σв ≥ 231 МПа;δ ≥ 6,25 %, что гораздо выше требованийГОСТ 2856-79.

Выводы

1. Установлено, что в пределах марочного со-става структура и механические свойства сплаваМл-10 могут значительно отличаться.

2. Проведенным математическим планирова-нием експеримента по плану 23 с использовани-ем специализированной программы «Исследова-ние ТП методом ПФЭ», разработанной в средеDelphi 7, получены функциональные зависимос-ти влияния Zr, Nd, Zn на прочность и пластич-ность магниевого сплава Мл-10.

3. Специальным программным средством «Мно-гомерная условная оптимизация» проведена опти-мизация химического состава сплава Мл-10. Уста-новлено, что оптимальное сочетание прочности ипластичности исследуемого сплава обеспечивает-ся при содержании элементов: Zr = 0,46%; Nd =2,3%; Zn = 0,2%.



Рис. 5. Результаты многомерной условной оптимизации химического состава сплава Мл-10


1. Магниевые и литейные алюминиевыесплавы / [И. Н. Фридляндер, И. С. Корны-шева, Е. Ф. Волкова и др.]. // Авиационныематериалы. Избранные труды 1932-2007. Юби-лейный научно-технический сборник. — М. :ВИАМ. — 2007. — 353 с.

2. Комплексная проба для оценки качественныхпоказателей магниевых сплавов, отлитых поддавлением / [П. Д. Жеманюк, В. В. Клочихин,Э. И. Цивирко, А. Ю. Драчевский] // Новіматеріали і технології в металургії та маши-нобудуванні. — 2002. — № 2 . — С. 41—45.

3. Рейнор Г. В. Металловедение магния и егосплавов / Г. В. Рейнор. — М. : Металлургия. —1964. — 486 с.

4. Самарский А. А. Математическое моделиро-вание / А. А. Самарский, А. П. Михайлов. — М. :Физматлит. — 2001. — 256 с.

5. Таха Х. А. Введение в исследование операций /Х. А.Таха. — М. : Вильямс. — 2005. — 311 с.

6. Лотов А. В. Конспект лекций по теории иметодам многокритериальной оптимизации /А. В. Лотов, И. И. Поспелова // Вестник МГУ. —М., 2006. — 314 с.


Вивчено вплив основних легуючих елементів (Zr, Nd, Zn) на механічні властивості сплавуМл-10. Побудовано матрицю планування експерименту за планом 23 з використаннямспеціалізованої програми для розрахунків. Проведено математичну оптимізацію хімічногоскладу сплаву для одержання підвищеного рівня властивостей.

The basic alloying element (Zr, Nd, Zn) influence on mechanical properties of Мl-10 alloy isstudied. The matrix of experiment planning according to plan 23 using a dedicated calculationprogram is plotted. Mathematical optimization of alloy chemistry has been carried out to enhancealloy properties.


— 134 —

УДК 669.295: 621.762

О. М. Шаповалова, Е. П. Бабенко

ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВКРИСТАЛЛОВ РАФИНИРОВАННОГО ТИТАНАПОВЫШЕННОЙ ЧИСТОТЫ ПРИ НАГРЕВЕ

Авторами методом термогравиметрического исследования изучено насыщение кристаллов титанаповышенной чистоты газами при нагреве. Исследована структура частиц. Изучено влияние примесейвнедрения на структуру рафинированного титана при нагреве.

© О. М. Шаповалова, Е. П. Бабенко, 2009

Общей тенденцией развития цветной метал-лургии является повышение качества продукции.Эти исследования направлены на разработку но-вых технологических процессов по получениючистых и особо чистых металлов, без которыхневозможно развитие современных отраслей на-уки и техники. Особую актуальность имеет ти-тан как металл века и сплавы на его основе, об-ладающие уникальными свойствами, которые впервую очередь, зависят от содержания примесей.Из-за высокой активности металла к газам оченьтрудно получить титан высокой чистоты. Рафи-нированный титан повышенной чистоты пред-ставляет интерес как исходный материал для по-лучения сплавов, обладающих эффектом памятипри нагреве, а также сплавов специального на-значения с заданными свойствами для авиастро-ения или космической техники. Его получаютметодом электролиза, где процессы окисления ивосстановления ведут в различных частях аппа-рата, что существенно облегчает разделение про-дуктов электролиза [1]. Кроме того, этот методпозволяет вести избирательное растворение(окисление) титана на аноде и избирательноеего выделение на катоде, в то время как примесинакапливаются на аноде и в электролите. Такойметалл содержит пониженное количество угле-рода, кислорода, азота в сравнении с металломпромышленного электролиза получения титано-вых порошков или других существующих спо-собов производства титановых порошков. Поэтомуизготовление изделий с высокой чистотой попримесям, применяемых в авиастроении, являет-ся важной задачей.

В табл. 1 представлены сравнительные данныехимического анализа титановых порошков, по-лученных разными способами. Каким бы спосо-бом не были получены титановые порошки, всеже они загрязняются примесями, в особенностигазовыми [2, 3]. Из всех выпускаемых титановыхпорошков полупромышленного и промышлен-ного производства наиболее чистыми являютсякристаллы рафинированного титана повышеннойчистоты.Если содержание примесей внедрения в кри-

сталлах иодидного титана, которые получают влабораторных условиях, принять за 100%, то со-ответственно, другие порошки будут отличатьсяследующим образом (рис. 1).

Таблица 1 — Содержание газовых примесей в титановых порошках разного производства

Содержание примесей внедрения, % Способ производства титанового порошка Сl N С Н О ΣCl+Н ΣO+N+C Σприм.

внедренияКристаллы иодидного титана 0,002 0,005 0,03 0,002 0,010 0,004 0,045 0,049

Электролитическое рафинирование 0,054 0,012 0,005 0,0102 0,029 0,064 0,046 0,101

Промышленный электролиз 0,041 0,017 0,014 0,0075 0,083 0,0485 0,114 0,162 Восстановление натрием 0,121 0,010 0,0056 0,080 0,112 0,201 0,128 0,329 Восстановление магнием 0,105 0,270 0,085 0,126 0,176 0,231 0,531 0,762

Рис. 1. Относительное изменение примесей внедренияпо отношению к кристаллам иодидного титана



Как видно из рис. 1, содержание примесей вкристаллах рафинированного титана при ком-натной температуре в 2 раза выше, чем у иодид-ного, в то время как в порошках магниетерми-ческого способа производства их больше в 15раз. При повышении температуры хаотичность вдвижении молекул газов растет, и примеси, вне-дряясь в кристаллическую решетку титана, ока-зывают отрицательное влияние на свойства иструктуру титанового порошка любого производ-ства [4]. Поэтому вопрос о влиянии температурынагрева на структуру и свойства кристаллов ти-тана, которые наиболее чистые, является весьмаактуальным.Для исследования использованы кристаллы

рафинированного титана повышенной чистоты,которые нагревали до температуры выше поли-морфного превращения и проводили дифферен-циально-термические (DТА), термогравиметри-ческие (ТG) и (DТG) исследования на дерива-тографе системы Паулик-Паулик ЭРДЕЙ фир-мы МОМ (Венгрия), где термопара была изго-товлена из платино-платинородиевого сплава.В результате многочисленных исследований

[5, 6] показано, что титан из всех газовых приме-сей внедрения поглощает водород при комнат-ной температуре, причем содержание водородазависит от содержания кислорода, скорости диф-фузии, энтальпии и энтропии полученных со-единений (табл. 2).Это подтверждено не только исследованием

химического анализа, но и определением коэф-фициентов парной корреляции между водоро-дом и титаном (r = 0,90), а также кислородом ититаном (r = 0,83), азотом и титаном (r = 0,58),углеродом и титаном (r = 0,1). С увеличениемсодержания водорода в кристаллах растет содер-жание кислорода в них. Для установления этойзависимости при повышении температуры в кри-сталлах титана и были проведены исследованияна дериватографе.На поверхности кристаллов рафинированного

титана находятся остатки ионов, молекул электро-лита, солей, кислоты, воды, которые с повышениемтемпературы начинают взаимодействовать с метал-лом, образуя при этом всевозможные соединения

Соединение Коэффициент скорости диффузии газа Д, м/с

Растворимость газа в титане, %

Энтальпия ΔН, Дж/моль

Энтропия ΔS, Дж/моль·град

ТiН ТiН2

1,6·10-9 0-10 (319 °С) 50-66,7 (450 °С)

43,6 114,4-123,4

– 105,2-125,6

TiO TiO2 1,5·10-10 20-29,5 (900 °С)

≥65,5 (1842 °С) 6172 8673,3

34,8 50,2

TiN 1,2·10-10 21,4 (1050 °С) 5493 30,1 TiC 0,5·10-12 1-1,9 (900 °С) 1837 243

Таблица 2 — Физические характеристики неметаллических соединений в кристаллах титана

(рис. 2). Это подтверждено возникшей металли-ческой связью между титаном и следующими эле-ментами: железом (r = 0,75), марганцем (r = 0,69),хромом (r = 0,68), никелем (r = 0,63).Поверхность кристаллов при комнатной тем-

пературе покрыта защитной пленкой (рис. 3), чтоподтверждает его высокую активность к газам.По своей природе, что подтверждено определе-нием фазового состава порошка, пленка состоялаиз оксидов, гидридов или их сложных соедине-ний. Она обладала недостаточной механическойпрочностью, легко разрушалась под действиемнапряжений в местах резких переходов рельефаповерхности частиц. Толщина слоя, насыщенногопримесями внедрения, была неравномерной и внекоторых местах достигала 50 мкм. Микротвер-дость таких участков была значительно ниже на15ѕ…20% от основного металла частицы.

Рис. 2. Внешний вид сростков кристаллов титанаповышенной чистоты

а

б


— 136 —

Рис. 3. Защитная пленка на поверхности кристаллатитана

Как показали исследования кристаллов тита-на, рост температуры приводит к насыщениюметалла газами, а затем к дальнейшей дегазациии окислению (табл. 3 и рис. 4). При этом былиэкспериментально зафиксированы три темпера-турных интервала (ΔT1, ΔT2, ΔT3), в каждом изкоторых установлено изменение количества мас-сы порошка (Δm) и его физико-химических ха-рактеристик.Первый интервал (20ѕ…120 °С) — насыщение

кристаллов титана газами. Кристаллическая ре-шетка рафинированного металла имеет прочнуюметаллическую связь, которую при комнатнойтемпературе внедренным атомам газа трудно раз-рушить. Они искажают кристаллическую решет-ку титана, изменяя при этом ее параметры. С по-вышением температуры нагрева насыщение ме-талла газами растет. Оно происходит до опреде-

Рис. 4. Интервал изменения температуры при нагревекристаллов рафинированного титана

Таблица 3 — Характеристики дифференциально-термического и термогравиметрического анализовв процессе нагрева и охлаждения проб кристаллов рафинированного титана повышенной чистоты

Навеска m, мг Нагрев, °С До

нагрева, m1, мг

После нагрева m2, мг

ПривесΔm, мг

Т1-Т2, °С

ΔT1, °С

Δm, мг

Т2-Т3, °С

ΔT2, °С

Δm, мг

Т3-Т4, °С

ΔT3, °С

Δm, мг

134 154 20 20…120 100 +0,3 120…700 580 -2,9 700…900 200 +22,6

Рис. 5. Микроструктура в сечение кристаллов рафиниро-ванного титана в нетравленом виде до нагрева, × 300

ленной степени, пока не наступит разрыв атом-ных связей основного металла с искаженной ча-стью кристаллической решетки. Как было ранеенами установлено [6], титан активно поглощает впервую очередь водород и кислород, посколькуих размеры атомов (у водорода 0,041 мкм) мень-ше или немного выше (у кислорода 0,068 мкм)размера октаэдрической поры титана (0,062 мкм),в которую он внедряется. Кристаллическая ре-шетка титана повышенной чистоты более совер-шенна, близка к решетке компактного титана, зер-на имеют малую протяженность границ, где со-средоточены дефекты ее. И внедриться в такуюрешетку даже атому водорода, размер которогоменьше, чем размер поры, трудно. Поэтому длянасыщения таких кристаллов газами понадобит-ся 10 мин, а температура поднимется на 100 °С.Структура такого металла будет состоять из зе-рен α-титана. В сечении частицы повышеннойчистоты при комнатной температуре представ-ляли α-фазу (рис. 5) и по краям тонкий газона-сыщенный слой.Как видно из графика рис. 6, содержание водо-

рода в пробах рафинированного титана меняетсяот минимума (0,007% ) до максимума (0,026%),т.е., на 0,019%, а для кислорода — от 0,02 до0,04%. Разность между максимумом и миниму-мом в значениях как для водорода, так и длякислорода примерно одинакова. Это говорит отом, что они занимают одни и те же места вкристаллической решетке титана. Если октаэд-рическая пора освобождается от водорода, оназаполняется атомом кислорода и наоборот. К тому



же, из графика видна общая область, принадле-жащая как водороду , так и кислороду(0,02…0,26). Видимо, при таком содержании эле-ментов примесей в кристаллической решетке од-новременно могут находиться оба атома.

Рис. 6. Влияние содержания водорода и кислорода вкристаллах титана на температуру нагрева

Второй интервал (120…700 °С) — дегазацияпорошка. Установлен широкий температурныйинтервал дегазации в кристаллах рафинирован-ного титана. Как было указано выше, рафиниро-ванный титан чист по содержанию атомов при-месей внедрения. Однако для атомов водородакристаллическая решетка титана «прозрачная». Ктому же, скорость диффузии атомов водорода втитане очень высокая, а с ростом температурыеще выше. Поэтому атомы внедрения свободномогут как заполнять, так и освобождать октаэд-рические поры титана. Хаотичность в движенииатомов газа при этом увеличивается, что влечетза собой расширение температурного интерваладегазации. Масса пробы рафинированного тита-нового порошка уменьшается на ≈ 2%. Однако,несмотря на рост температуры нагрева при дега-зации, другим примесям внедрения (кислороду,азоту, углероду) покинуть октаэдрическую поруневозможно, в силу их большего размера.Третий интервал — окисление порошка

(700…900 °С). Процесс окисления начинается дотемпературы полиморфного превращения и про-должается до 900 °С. В электролитическом рафи-нированном титане интервал температуры окис-ления составляет 200 °С. Установлено резкое увели-чение массы пробы, которое подтверждено рентге-нографическим фазовым анализом, определени-ем образовавшегося на поверхности гидрооксид-ного слоя, состоящего из ТiO 2 , TiO, TiH (рис. 7).Микроструктура в сечении кристалла представ-

лена в виде «слоеного пирога», т.е., с поверхностивглубь его можно выделить несколько слоев:

Рис. 7. Микроструктура кристалла рафинированноготитана в сечении, × 500

— гидрид титана;— пустота;— гидрид титана;— оксид титана;— пустота;— основной металл.Толщина этих слоев различная: гидридного —

до 0,02 мм; оксидного — 0,002 мм. Пустоты тожеразличной величины: первый слой пустоты раз-мером 0,003…0,005 мм, второй — до 0,02 мм. Приопределенных условиях, когда кристаллическаярешетка гидрида титана теряет связь с основ-ным металлом, происходит его отслоение. То женаблюдается и с оксидным слоем. Но, как виднона другой частице, процесс продолжается в глубьчастицы. С повышением температуры кристалли-ческая решетка поверхностного слоя основногометалла теряет свою устойчивость, металличес-кая связь между атомами разрывается, и образу-ется пора, которая проникает в глубь частицы.Наступает следующий этап образования гидро-оксидных слоев и последующее их отслоение.Таким образом, кристалл разрушается.Эти явления очень важны, их необходимо учи-

тывать при выборе температуры спекания изде-лий из порошков титана. К тому же нельзя ис-ключать, что кристаллы могут продолжать окис-ляться после спекания, т.е., при охлаждении. Об-разующаяся при этом гидрооксидная пленка бу-дет утолщаться, со временем разрыхляться, отсла-иваться, следовательно, размеры спекаемого об-разца уменьшатся.На всех этапах (газонасыщения, дегазации и

окисления) изменение массы пробы происходитпо-разному. Газонасыщение и окисление приво-дят к уплотнению атомов в кристаллической ре-шетке α-титана примесями внедрения. Происхо-дит перестройка ее и образование новых соеди-нений на поверхности кристаллов. Все это будетспособствовать насыщению поверхности изделийгазами при спекании, образованию оксигидри-дов и их отслаиванию.Как видно из рис. 8, наблюдаются в порош-

ках повышенной чистоты резкие перепады в из-


— 138 —

Рис. 8. Изменение массы пробы титанового порошкапри нагреве

менении навески пробы. Это связано как с чис-тотой металла, так и с наличием повышенногосодержания водорода и хлора в них, а также сособенностями производства порошка. Атомы во-дорода, находящиеся на поверхности частиц, сростом температуры, имея повышенную скоростьдиффузии, проникают в октаэдрические пусто-ты быстрее, чем остальные примеси внедрения.

Для рафинированного титана повышеннойчистоты таких пустот не настолько много, как впорошках другого производства, и заполнениеих происходит при более низких температурах. Сростом температуры нагрева происходит запол-нение этих пор атомами газов, взаимодействиеих между собой и остатками хлоридов, образова-ние новых соединений и дальнейшее «захлопы-вание» пор. Высокий привес пробы рафиниро-ванного титана при окислении, видимо, можнообъяснить тем, что при повышенных температу-рах кислород практически невозможно удалить

из октаэдрических пор, по сравнению с водоро-дом.Итак, проведенными исследованиями по га-

зонасыщению кристаллов рафинированного ти-тана при нагреве в воздушной атмосфере уста-новлено:

— кристаллы более активно поглощают газыпри нагреве, чем при комнатной температуре;

— насыщение поверхности частиц газами про-исходит в три стадии: газонасыщение, дегазация,окисление;

— насыщение кристаллов газами зависит отхимического и фазового составов, а также отструктуры поверхностного слоя;

— насыщение кристаллов газами необходимоучитывать при спекании изделий;

— спекание изделий из титановых порошковнеобходимо проводить при температуре не выше950 °С.


1. Электролитическое рафинирование титана врасплавленных средах / [под ред. В. Г. Гопи-енко]. — М. : Металлургия, 1972. — 90 с.

2. Шаповалова О. М. Поглощение газовых при-месей при производстве титановых порош-ков / О. М. Шаповалова, Е. П. Бабенко //Вісник ДНУ. — 2003. — № 7. — 5 с.

3. Шаповалова О.М. Вплив вмісту кисню в ти-тані на поглинання водню / О. М. Шапова-лова, Е. П. Бабенко // Вісник Академії митноїслужби України. — 2003. — № 2. — С. 74-79.

4. Колачев Б. А. Физическое металловедение тита-на / Б. А. Колачев. — М. : Металлургия, 1969. —374 с.

5. Shapovalova O. M. The production of hydrides intitanic powders under different ways ofmanufacturing / O. M. Shapovalova, E. P. Babenko. —Sevastopol, 2005. — 2 с.


Авторами методом термогравіметричного дослідження розглянуто насичення крис-талів титану підвищеної чистоти газами при нагріванні. Досліджено структуру часток.Розглянуто вплив домішок впровадження на структуру рафінованого титану при на-гріванні.

The authors have studied high purity titanium crystal saturation with gases when subjected toheating, with the research carried out using the method of thermogravimetric analysis. Particlestructures have been researched as well as impurities impact on the structure of refined titaniumwhen subjected to heating.



УДК 669.295

В. Г. Мищенко, А. С. Багрийчук

ТИТАН УКРАИНЫ ДЛЯ АВИАСТРОЕНИЯ: ТЕНДЕНЦИИИ ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ

В статье рассматривается вопрос современного состояния титанового производствав мировой практике, место и роль Украины в производстве конструкционного материалатретьего тысячелетия для нужд авиастроительной отрасли. Обосновывается необходи-мость и экономическая целесообразность совершенствования и расширения титановогопроизводства в Украине как стратегического направления высоких технологий в цветнойметаллургии. Оценивается потенциальная возможность нашего государства войти в чис-ло лидирующих стран в производстве «летающего металла будущего».

© В. Г. Мищенко, А. С. Багрийчук, 2009

По мнению ученых, благодаря своим уникаль-ным свойствам: малому удельному весу и высо-кой механической прочности, высокой кислот-ной и коррозионной стойкости, низкой тепло-проводности, биологической совместимости, не-магнитности и др., — титан претендует стать кон-струкционным материалом третьего тысячелетия[1]. В силу своих преимуществ, он способен заме-нить железо точно так же, как когда-то железозаменило медь.Титаносодержащие минералы широко распро-

странены в земной коре, среди которых наиболь-шее распространение имеют минералы группырутила и ильменита, значительные залежи кото-рых (до 20% разработанных месторождений ти-тановых руд) имеются в Украине. Титановое про-изводство — сложное и наукоемкое, которое «посилам» только небольшому числу государств мира,способных осуществить полный цикл титаново-го производства — от добычи рудного сырья, дополучения металлического титана и производ-ства изделий из него. К таким государствам от-носится и Украина.На нужды авиакосмической промышленнос-

ти в настоящее время приходится 50-60% сум-марного потребления титана и его сплавов, а к2015 году этот показатель составит 70% несмот-ря на ожидаемое снижение числа самолетов, вы-пускаемых компаниями «Boeing» и «Airbus». Авиа-промышленность Украины обладает огромнымконструкционным и технологическим потенци-алом для самостоятельного производства лета-тельных аппаратов гражданской и военно-транс-портной авиации.Перестроечные и кризисные процессы в эко-

номике нашей страны привели к резкому замед-лению развития титанового производства и ухуд-шению качества титановой продукции, что резкоуменьшило возможности Украины закрепитьсяна мировом рынке титана — стратегического кон-струкционного материала для ведущих отраслейнародного хозяйства.

В последние десятилетия в мировой практикезначительно расширилось применение титана вразличных отраслях народного хозяйства: от во-енно-промышленного комплекса до гражданскогостроительства и товаров народного потребления[2]. По мнению специалистов, в недалекой перс-пективе внутренний рынок Украины потребуеттитановой продукции до 6-7 тысяч тонн в год[3]. В настоящее время только несколько веду-щих стран мира имеют возможность осуществ-лять «замкнутый цикл» титанового производства[4, 5], а стремящиеся к мировому лидерству стра-ны, такие как Китай, успешно создали его у себяза кратчайший срок.Основная задача данной статьи состоит в сле-

дующем:— анализ мировых тенденций в развитии ти-

танового производства ведущими странами мира;— оценка практического использования тита-

новой продукции в авиационно-космической от-расли для обеспечения роста экономическогопотенциала государств;

— оценка места и роли Украины на мировомрынке титановой продукции и перспективныхпозиций в сфере развития высоких технологийв цветной металлургии.Титановое сырье не редкость, по распростра-

ненности этот цветной металл уступает лишьалюминию и магнию, содержание его оксида восновных промышленных минералах весьма вы-соко — от 44% до 96%. Известно более 80 мине-ралов, содержащих титан, среди которых наибо-лее распространенными являются минералы груп-пы рутила и ильменита, значительные залежикоторых открыты и разрабатываются в Украине.Мировые запасы ильменита и рутила, по оценкеГеологической службы США «U. S. GeologicalSurvey», характеризуются данными, приведен-ными в таблице 1 [6, 7]. Общие запасы ильме-нита в мире на конец 2005 года составляли 600млн. тонн, а рутила — 50 млн. тонн (в пересчетена TiO2). Большая часть ильменита находится в


— 140 —

Китае, Австралии и ЮАР, рутила — в Австра-лии, ЮАР и Индии. Канада, Норвегия, ЮАР,Австралия, Украина часть концентратов перера-батывают в титановый шлак с более высокимсодержанием оксида титана.Несмотря на свою распространенность, чис-

тый титан в лабораторных условиях был полу-чен только в начале прошлого века, а его про-мышленное производство началось лишь 60 летназад. Продукт используется в высокотехноло-гичных и наукоемких отраслях: космосе, авиа-ции, атомной энергетике, флоте и медицине. Рас-тет потребление титана в гражданском самолето-строении. И понятно почему: титан сочетает всебе основные параметры эффективности само-лета — веса, надежности, стоимости обслужива-ния и прибыли от эксплуатации. Это главныекритерии для авиаперевозчиков.

Таблица 1 — Мировые запасы титановых ми-нералов, млн. т [7]

В настоящее время разработчики авиатехни-ки перестраивают всю материаловедческую кон-цепцию строительства самолетов, активно при-влекая и используя композиционные материалына основе углеволокна и титановые сплавы. Пер-вые заменяют алюминий и сталь, вторые — кор-розионностойкие стали и сплавы. Причин пере-хода на композиционные материалы несколько.Во-первых, наметился быстрый рост пассажирс-ких и грузовых перевозок, объем которых, попрогнозам специализированной аналитическойгруппы Airline Monitor, в период с 2008 по2026 год увеличится втрое, что потребует в двараза увеличить парк магистральных авиалайне-ров. Во-вторых, в условиях высоких цен на топ-ливо cамолетостроительным компаниям прихо-дится разрабатывать и готовить серийный вы-пуск экономичных моделей авиалайнеров. По-скольку с композитами «уживается» только ти-тан, спрос гражданского самолетостроения натитановые полуфабрикаты возрастет к 2015 годупримерно в два раза [7, 8].

Страна Ильменит Рутил КНР 200 –

Австралия 130 19 ЮАР 63 8,3 Индия 85 7,4

Норвегия 37 – Канада 31 –

Мозамбик 16 0,5 Бразилия 12 3,5 США 6 0,4

Украина 5,9 2,5 Россия 82 20

Казахстан 4 – Прочие страны 28 2

До сих пор титан остается самым дорогим из«крупнотоннажных» металлов, а его использованиеостается весьма ограниченным. Причина тому —сложная и затратная технология производстваметаллического титана. Даже незначительные при-меси делают его хрупким, сводя на нет важней-шие потребительские качества. Хуже того, привысоких температурах титан легко абсорбируетатмосферные газы и примеси, из-за чего много-численные технологические процессы, сопровож-дающие плавку, приходится вести в вакууме илив атмосфере инертных газов. Металлургическоепроизводство предъявляет жесткие требования ккачеству сырья и включает в себя множествопеределов: ГОКи поставляют концентрат на пред-приятия, изготавливающие губчатый титан, а он,в свою очередь, поступает на металлургическиезаводы, выплавляющие металлический титан иизготавливающие из него прокат и штамповки.Исключительная сложность и затратность вып-лавки металла определяет специфику экономи-ки титанового производства: по финансовымпоказателям добывающие активы играют в ти-тановой промышленности мизерную роль, почтився добавленная стоимость формируется на ме-таллургических предприятиях. Ряд исследователь-ских групп на Западе пытается радикально уп-ростить технологию, и тогда конфигурация ми-рового титанового рынка изменится кардиналь-но, но пока это представляется уделом отдален-ного будущего [9].Нынешнее мировое производство металличес-

кого титана незначительно превышают 100 тыс.тонн в год. Титановый бизнес — дело инноваци-онное, наукоемкое и технологически сложное, тре-бующее жесткого контроля за производством инадежности в глазах покупателя. Крупных про-изводителей титана можно пересчитать по паль-цам одной руки, потребителей тоже не много, ос-новную часть металла для производства плане-ров закупают несколько ведущих мировых кор-пораций, среди которых лидируют авиастроитель-ные компании Boeing и Airbus и компании, про-изводящие авиадвигатели. Биржевой рынок ти-тана отсутствует, а покупатели предпочитают дол-госрочные отношения и контракты.Титановая промышленность Украины главным

образом представлена производством титановойгубки, хотя в последнее время делаются мало-перспективные попытки наладить производствотитановых сплавов.Цикличность авиакосмической отрасли, явля-

ющейся главным потребителем прочнейшего ме-талла, определяет ярко выраженную периодич-ность и самой титановой промышленности. В2001-2002 годах объемы потребления титана ицены на него сильно снизились — сказались спадв авиастроении после терактов в США и ввод



новых мощностей в Америке, Австралии и ЮАР.В этот период, по данным компании TohoTitanium, загрузка мощностей в среднем по мируупала до 70 %, а цены на губчатый титан к кон-цу 2003 года опустились до уровня двадцатилет-ней давности [10].Среди крупных потребителей титановой губ-

ки, поддерживающих нынешнюю ценовую конъ-юнктуру, являются, прежде всего, американскиекомпании Timet, RMI Titanium, ATI Allvac и UnityTitanium [10]. Как сообщило Toho Titanium, этосамый большой рост цен за всю историю компа-нии, но в условиях рынка он вполне закономе-рен. В середине 2004 года в Монтере (Калифор-ния) прошла ежегодная конференция Между-народной ассоциации по титану (ITA). Главныйвывод этой конференции неутешителен — за-держка восстановления потребительского спросана крупнейшем (аэрокосмическом) титановомрынке откладывает перспективы существенногороста производства титановой продукции. Одна-ко рынки, не связанные с аэрокосмическим про-изводством, могут восстановиться значительнобыстрее [11].

C 2005 года рынок производства губчатого ти-тана начал активизироваться, однако готовый про-дукт титанового производства имели возможностьполучать только несколько стран мира (рис. 1).Вопрос об участии Украины на международ-

ном рынке титановой продукции и использова-нии на нем своих потенциальных возможностейостается открытым. Дело в том, что первичныйтитан в виде высококачественной титановой губ-ки является основным конструкционным мате-риалом для аэрокосмической промышленности.Титановая же губка украинского производства, восновном, по своим качественным характеристи-кам пока что не соответствует требованиям аэро-космического производства. Однако, рынок тита-новой продукции, кроме губчатого титана (кото-рый в основном и выпускается в Украине), по-требляет и ферротитан, производимый сталели-тейными заводами, составляющий основную кон-куренцию титановой губке. Некоторые заводыЕвропы ориентируются на использование фер-ротитана, объясняя это потенциальным ростомдефицита титановой губки.Положение поставщика титановой губки для

производства ферротитана или титанового по-рошка и потеря рынка высококачественного ти-тана для аэрокосмической техники не должноудовлетворять Украину. Так что же мешает Ук-раине стать конкурентоспособной на рынке вы-сококачественной титановой продукции? Попро-буем разобраться в этом достаточно сложном воп-росе.Единственный в Украине производитель ме-

таллической титановой губки — Запорожский

Рис. 1. Статистика производства титановой губки,титановых слитков и проката ведущими мировыми

производителями за 2006-2008 гг.

титаномагниевый комбинат (ЗТМК) имеет про-изводственные мощности на уровне 20 тыс. т. ти-тановой губки в год. Однако, невзирая на колос-сальный дефицит губки на мировом рынке,ЗТМК медленно наращивает мощности ее про-изводства и не заботится о расширении техноло-гического цикла и сортамента выпускаемой про-дукции. Из-за незавершенности технологическо-го процесса, продукция комбината не может бытьвостребована отечественными авиационнымипредприятиями, которые вынуждены закупатьнеобходимые сплавы за границей. При этом,ЗТМК по «бросовым ценам» вынужден снабжатьедва ли не полмира сырьевым полуфабрикатомнизкого качества.До каких же пор мы будем торговать деше-

вым «сырьем» вместо дорогостоящей готовойпродукции ?


— 142 —

По разным оценкам, для полного восстанов-ления производства титана, Украине требуетсяинвестировать в отрасль 1-2 миллиарда долларовс периодом окупаемости в 5-10 лет. Такой объеминвестиций необходим не только для модерни-зации производства на ЗТМК, но и для расшире-ния рудной базы и для модернизации производ-ства на крымском ПО «Титан» и на ОАО «Су-мыхимпром». К таким инвестициям наше госу-дарство пока не готово, а вопрос акционирова-ния предприятий титанового комплекса «виситв воздухе» уже многие годы. Конечно же, госу-дарство, в любых условиях рыночной экономи-ки, не должно терять контроль над стратегичес-кой отраслью народного хозяйства. Но и не да-вать ей развиваться тоже бесхозяйственно и эко-номически не выгодно, так как Украина несетэкономические потери, не используя потенци-альные возможности своего, во многом уникаль-ного, титанового комплекса.Разработанная в Украине программа разви-

тия подотрасли до 2011 года не учитывает изве-стные разработки и потенциальные технологи-ческие новшества, которые будут в ближайшейперспективе использованы развитыми аэрокос-мическими державами. Программа развития от-расли, естественно и закономерно, должна опи-раться на науку, ибо титановое производство от-носится к сфере высоких технологий и требуетзначительных усилий ученых и практиков длясвоего развития и поддержания на конкуренто-способном уровне. Поэтому необходимо макси-мально активизировать научный потенциал Ук-раины и Запорожской области в направленииповышения эффективности титанового произ-водства для укрепления конкурентных позицийУкраины в международном экономическом про-странстве. Управление титановым производствомдолжно быть отдано исключительно в руки ве-дущим ученым, как это уже сделано за рубежом.

Совершенно очевидно, что «украинский ти-тан», прежде всего, обязан завоевать рынок оте-чественных потребителей, а затем проявлять ак-тивность на мировом рынке, за счет повышениякачества и расширения сортамента продукциисамого высоко технологичного передела — лис-товой и сортовой прокат, штучные отливки ипоковки.


1. Николаев Г. И. Металл века / Г. И. Николаев. —М. : Металлургия, 1987. — 165 с.

2. Кудрявцев Ю. Н. Титановый век: проблемы,надежды, опасности / Ю. Н. Кудрявцев // Ти-тан. — 2002. — № 1. — С. 79—81.

3. Тэлин В. В. Анализ тенденций развития техно-логий, производства и потребления титана /[В. В. Тэлин, В. И. Иващенко, И. Ф. Червоный идр.] // Титан. — 2005. — № 2. — С. 70—73.

4. Федоров В. Титановый бумеранг / В. Федо-ров, В. Щекин-Кроов // Рынок металлов. —1999. — № 8. — C. 35—39.

5. Фалькевич Э .С. Мы все в одной подводнойлодке / Э. С. Фалькевич // Рынок металлов. —1999. — № 8. — C. 58—61.

6. Рынок титанового сырья в 2008 году [Елек-тронний ресурс] : http://www.infogeo.ru/metalls/press/.

7. Titanium Statistics and Information [Електрон-ний ресурс] : http://minerals.usgs.gov/minerals/pubs/commodity/titanium/#links.

8. Обзор рынка цветных металлов [Електрон-ний ресурс] : http://arsenal.dn.ua/article/.

9. «Космический» прокат [Електронний ресурс] :http://www.dsnews.ua/companies-markets/markets-regions/.

10. Ситуация на мировом рынке титана [Елект-ронний ресурс] : http://www.titanmet.ru.

11. Титан испытают на прочность [Електроннийресурс] : http://titan-association.com/news.


В статті розглядається питання сучасного стану титанового виробництва у світовійпрактиці, місце і роль України у виробництві конструкційного матеріалу третього тися-чоліття для потреб авіабудівної галузі. Обґрунтовується необхідність та економічнацілеспрямованість вдосконалення та розширення титанового виробництва в Україні, якстратегічного напрямку високих технологій в кольоровій металургії. Оцінюється потен-ційна можливість нашої держави увійти до числа провідних країн у виробництві «літаю-чого металу майбутнього».

The condition of titanium manufacture as of today in the world practice is analyzed, as wellas the place and role of Ukraine in manufacturing this constructive material of the thirdmillennium for aviation industry. The necessity and economic expediency of improving andexpanding titanium production in Ukraine is substantiated as a strategic trend of high technologiesin nonferrous metallurgy. Ukraine potential to rank among the countries leading in production ofso-called flying metal of the future is estimated.



УДК 621.19

Norbert Radek, Jurji Shalapko, Maciej Kowalski

INVESTIGATIONS OF THE CU-MO AND CU-TI ELECTRO-SPARK COATINGS AFTER LASER TREATMENT

The article focuses on the laser treatment impact on strength of electric-spark depositedcoatings. The coating microstructure, microhardness, and corrosion resistance are analyzed toevaluate the coating properties. Experiments have been carried out with Mo and Ti coatingsdeposited onto the substrate of steel 45 followed with a laser fusion treatment carried out in BLS720 installation with neodymium (ND) glass.

1 Introduction

The processes of coating formation on metal partsincluding electro-spark deposition involve mass andenergy transport accompanied by chemical,electrochemical and electrothermal reactions [1÷3].Today, different electro-spark deposition techniquesare used; they are suitable for coating formation andsurface microgeometry formation [4÷7].

The process of electrospark deposition ischaracterized as follows:

- the reinforcement effect is dependent on thesedimentation of the anode material on the cathodesurface; the best results are obtained when the anodematerial is very hard and resistant to wear, e.g. tungsten,titanium, or chromium carbides;

- the hardened outer layer is a result of theinteraction of the anode and cathode elements formingsolid solutions, chemical compounds, oxides andnitrides;

- the transfer and interaction of electrodematerials as well as the impulse action of hightemperature and pressure are responsible for thehardening effect, and they lead to the formation ofextremely unbalanced phases.

The electro-spark deposition coating ischaracterized by non etching structure. It is stay whiteafter etching. The surface layer is constituted inenvironment of local high temperature and highpressure. The fundamental value parameters ofelectromachining are as following [8]:

- shock wave pressure comes from electric sparkis (2-7)103 GPa,

- temperature rich (5-40)103 Celsius degree value.How the surface layer was generating by electro-

spark deposition process is depicted in details in Figure1. To understand this scheme below is necessary tolist accurate descriptions, i.e.: 1 — material of base(cathode), 2 — working electrode (anode), 3 — createdcoating with established operational features, 4 —plasma, 5 — diffusive or reactive-diffusive zone, 6 —nearer surrounding (shielding gas), 7 — furthersurrounding (air), 8 — electrode holder with channels

supplying gas, IR - infrared radiation, UV ultravioletradiation.

Coatings produced by electro-spark deposition areapplied:

1. to protect new elements,2. to recover the properties of worn elements.Electro-spark alloying is becoming more and more

popular as a surface processing technology. Electro-spark deposited coatings are frequently applied inindustry, for example, to produce implants or cuttingtool inserts. The coatings are deposited with manuallyoperated equipment or robotized systems.

In the United States, the research on thistechnology has been sponsored, for instance, by NASA,AIR FORCE, and US NAVY [9].

Electro-spark deposited coatings are not free fromdisadvantages but these can be easily eliminated. Oneof the methods is laser treatment; a laser beam isused for surface polishing, surface geometry formation,surface sealing or for homogenizing the chemicalcomposition of the coatings deposited.

It is envisaged that the advantages of laser-treatedelectro-spark coatings will include:

— lower roughness,— lower porosity,— better adhesion to the substrate,

Fig. 1. Scheme of surface layer forming by electro-sparkdeposition method [3]

© Norbert Radek, Jurji Shalapko, Maciej Kowalski, 2009


— 144 —

— higher wear and seizure resistance,— higher fatigue strength due to the occurrence

of compressive stresses on the surface,— higher resistance to corrosion.The work discusses the properties of electro-spark

deposited Cu-Ti and Cu-Mo coatings subjected tolaser treatment. The properties were established basingon the results of a microstructure analysis, corrosionresistance tests and microhardness tests.

2 Experiments

The tests were conducted for heterogeneous Ti-Cuand Cu-Mo coatings produced by electro-sparkdeposition, which involved applying Cu, Mo and Tielectrodes with a diameter of 1 mm (the anode) onthe C45 steel substrate (the cathode). Here copperconstitutes the core coating material in the formationof low-friction surface layers; it also compensatesfor the occurrence of residual stresses. Titanium andmolybdenum act as the reinforcing constituents. Thechemical composition of C45 carbon steel is presentedin Table 1. The coating materials, i.e. molybdenum(99.8% Mo), titanium (99.8% Ti) and copper(99.2% Cu) in the form of wire (φ = 1 mm) werepurchased from BIBUS Metals Sp. z.o.o. (certificateincluded).

Table 1. Chemical composition of C45 carbonsteel

Elements C Mn Si P S Content % 0,42…0,50 0,50…0,80 0,10…0,40 0,04 0,04

The heterogeneous coatings were electro-sparkdeposited on C45 steel substrate by means of theELFA-541 made by a Bulgarian manufacturer. Basingon the analyses of the current characteristics as wellas the manufacturer’s recommendations, it wasassumed that the parameters of the ESD operationshould be as follows: current intensity I = 16 A (forCu I = 8A); table shift rate V = 0.5 mm/s; rotationalspeed of the head with electrode n = 4200 rev/min;number of coating passes L = 2; capacity ofcondenser system C = 0.47 мF; pulse duration Ti =8 мs; interpulse period Tp = 32 мs; frequency f =25 kHz.

The subsequent laser treatment was performedwith the aid of a BLS 720 laser system employingthe Nd:YAG type laser operating in the pulse mode.The following parameters were assumed for the lasertreatment: laser spot diameter d = 0.7 mm; laserpower P = 20 W; beam shift rate V = 250 mm/min; nozzle-sample distance h = 1 mm; pulseduration ti = 0.4 ms; frequency fl = 50 Hz.

The heterogeneous coatings were electro-sparkdeposited on C45 steel substrate by means of theELFA-541 made by a Bulgarian manufacturer. Basingon the analyses of the current characteristics as well

as the manufacturer’s recommendations, it wasassumed that the parameters of the ESD operationshould be as follows: current intensity I = 16 A (forCu I = 8A); table shift rate V = 0.5 mm/s; rotationalspeed of the head with electrode n = 4200 rev/min;number of coating passes L = 2; capacity ofcondenser system C = 0.47 мF; pulse duration Ti =8 мs; interpulse period Tp = 32 мs; frequency f =25 kHz.

The subsequent laser treatment was performed withthe aid of a BLS 720 laser system employing theNd:YAG type laser operating in the pulse mode. Thefollowing parameters were assumed for the lasertreatment: laser spot diameter d = 0.7 mm; laserpower P = 20 W; beam shift rate V = 250 mm/min;nozzle-sample distance h = 1 mm; pulse durationti = 0.4 ms; frequency fl = 50 Hz.

3 Results and discussion

3.1 Microstructure analysis

A characteristic feature of any electro-sparkdeposited coating is that the new layer has a difficult-to-etch structure — it remains white. Similar layersare produced by grinding and lapping. What theprocesses have in common is high temperature andhigh loads applied locally. Electro-spark depositiondiffers from grinding and lapping in the processintensity: the pressure of the shock wave from anelectric spark discharge is (2÷7)*106 N/mm2 and thetemperature reaches values of the order of (5÷40)*103 °C(in grinding it does not exceed 1000 °C) [10].

The temperature during an electro-spark dischargeincreases locally and it is much higher than theboiling point of the materials the electrodes are madeof. A high heat transfer rate causes that thetemperature within the layer falls rapidly to thesolidifying point, the thickness of the coating beingof the order of several micrometers. According toRef. [11], the processes of crystallization, phase transitionand chemical interaction occur in the solid phase.Electro-spark deposited coatings are fine-grain non-equilibrium structures, which are heterogeneous incomposition, structure and properties. They arecharacterized by very high adhesion to the underlyingsubstrate, which is a result of the diffusion or reaction-diffusion processes.

A Joel JSM-5400 scanning microscope equippedwith an Oxford Instruments ISIS-300 X-raymicroanalyzer was used to test the coatingmicrostructure. Figures 2a and 3a show themicrostructure of electro-spark deposited two-layerCu-Ti and Cu-Mo coatings. The layer thickness isapproximately 8÷10 mm, and the range of the heataffected zone (HAZ) inside the (underlying) substratematerial is about 10÷15 mm. In the photographs, theboundary line between the two-layer coating andthe substrate is clear. There are microcracks runningacross and along the coating. A linear analysis of the



elements (Fig. 2b) of the Cu-Ti coating shows thatthe distribution of elements is non-uniform; thereare zones with greater concentrations of Cu, Ti andFe. Analyzing the linear distribution of elements,one can see that the adhesion of the coating to thesubstrate is of diffusive type. There is no clearseparation of components either in the Cu-Ti orCu-Mo coating (Fig. 3b). A higher content of carbonreported in the electro-spark deposited Cu-Mo coatingis a result of ascending diffusion. Carbon from theC45 steel substrate travels to the electro-spark depositedtechnological surface layer (TSL) because of thermalinteraction. Another observation is the diffusion ofcopper into the molybdenum layer (Fig. 3b).

An SEM/EDS analysis of the samples shows thatthere is some nitrogen in the Cu-Ti layer (Fig. 2b).It is assumed that the high-energy processaccompanied by plasma formation results in theoccurrence of a thin-layer phase of titanium nitride.The problem will be analyzed in detail at a laterstage of the investigation.

The melting and solidifying processes during lasertreatment resulted in the migration of elements across

Fig. 2. Microstructure (a) and linear distribution of elementsin the Cu-Ti coating (b)

Fig. 3. Microstructure (a) and linear distribution of elementsin the Cu-Mo coating (b)

the coating-substrate interface. Laser radiation causedintensive convective flow of the liquid material inthe pool and, in consequence, the homogenization ofthe chemical composition (Figs. 4b and 5b). It alsoled to the structure refinement and highly saturatedphase crystallization (Figs. 4a and 5a) because ofconsiderable gradients of temperature and high coolingrates. The technological surface layers, TSLs, producedby laser alloying, were free from microcracks andpores — an effect of surface sealing, and non-continuities across the coating-substrate interface.There was practically no change in the chemicalcomposition of the substrate. The thickness of thefused two-layer Cu-Ti and Cu-Mo coatings ranged20÷40 mm. In the heat affected zone (HAZ), whichwas 20÷50 mm thick, there was an increase in thecontent of carbon (Figs. 4b and 5b).

The point analysis conducted for the outer surfaceof the technological surface layers (TSLs) (Figs. 6aand 7a) shows high intensity of peaks of the elementspresent in the coating. In the Cu-Ti coating the contentsof Ti and Cu are 73.96% at. and 15.43% at.,respectively. The Cu-Mo coating contained 66.07% at.

a a

b b


— 146 —

of Cu and 10.98% at. of Mo, which may testify tothe mixing of the two elements and the formation ofa multi-component alloy (Fig. 7a).

The point analysis of the electro-spark coatingstreated with a laser beam (Figs. 6b and 7b) shows

high intensity of iron peaks in the alloyed layers. Thecontent of iron in the laser-treated technological surfacelayers was between 88% at. and 97% at. After lasertreatment, the intensity of peaks of Ti, Mo, Cu in theelectro-spark deposited coatings was lower.

Fig. 6. Spectrum of the characteristic X-ray radiation for an electro-spark deposited Cu-Ti coating on a C45 steel substrate:

a — before laser treatment; b — after laser treatment

a b

a a

b b

Fig. 4. Microstructure (a) and linear distribution of elementsin the Cu-Ti coating after laser treatment (b)

Fig. 5. Microstructure (a) and linear distribution of elementsin the Cu-Mo coating after laser treatment (b)



a b

Fig. 7. Spectrum of an X-ray radiation for an electro-spark deposited Cu-Mo coating on a C45 steel substrate

a — before laser treatment; b — after laser treatment

3.2 Microhardness tests

The material microhardness was assessed usingthe Vickers method and a Hanemann tester. Themeasurements were performed under a load of 0,4 N.The indentations were made in perpendicularmicrosections in three zones: the white homogeneousdifficult-to-etch coating, the heat affected zone (HAZ)and the substrate. The test results for the electro-spark deposited Cu-Ti and Cu-Mo coatings beforeand after laser treatment are shown in diagrams inFig. 8. Electro-spark deposition caused changes in themicrohardness of the material. The microhardness ofthe substrate after electro-spark deposition was onaverage 280 HV0.04; the same value was reported forthe substrate before the process. There was aconsiderable increase in microhardness after

depositing the heterogeneous Cu-Ti and Cu-Mocoatings. The microhardness of the Cu-Ti coatingwas 514 HV0.04 — an increase of 84%. Themicrohardness of the Cu-Mo coating was approx.587 HV0.04 — a rise of 110%. The microhardness ofthe Cu-Ti coating in the heat affected zone (HAZ)after electro-spark treatment was 57% higher thanthat of the substrate material. In the Cu-Mo coating,it increased by 51%. The higher microhardness ofthe Cu-Ti coating in the HAZ may have been dueto the formation of titanium carbides. Laser treatmenthad a favorable effect on the changes in themicrohardness of the electro-spark deposited coatings.There was an increase of 161% in the microhardnessof the Cu-Mo coating and an increase of 144% inmicrohardness of the Cu-Ti coating.

Fig. 8. Results of the microhardness tests for:

a — the Cu-Ti coating before and after laser treatment, b — the Cu-Mo coating before and after laser treatment

283 279

440514

622694

0

200

400

600

800

1000

coating HAZ substrate

Mic

roha

rdne

ss H

V 0

,04

Cu-Ti

Cu-Ti+laser

281 283

422

587 591

730

0

200

400

600

800

1000

coating HAZ substrate

Mic

roha

rdne

ss H

V 0

,04

Cu-Mo

Cu-Mo+laser


— 148 —

3.3 Corrosion resistance tests

The corrosion resistance of the Cu-Ti and Cu-Mo coatings and the underlying substrate before andafter laser treatment was analyzed using acomputerized system for electrochemical tests, Atlas’99,produced by Atlas-Sollich. The potentiodynamicmethod was applied, because it is reported to be oneof the most effective methods of electrochemicaltesting.

The cathode polarization curve and the anodepolarization curve were determined by polarizing thesamples with a potential shift rate of 0.2 mV/s in therange of ±200 mV of the corrosive potential, andwith 0.4 mV/s in the range of higher potentials.Samples with a marked area of 10 mm in diameterwere polarized up to a potential of 500 mV. Thepolarization curves were drawn for samples exposedfor 24 hours to a 3.5% NaCl solution so that thecorrosive potential could be established. The tests wereperformed at a room temperature of 21 °C (±1 °C).

The characteristic electrochemical values of thematerials under test are presented in Table 2. Electro-spark deposited coatings were reported to have similarcorrosion resistance to that of the substrate material.

There was a slight migration of elements betweenthe coating and the substrate, which resulted in theoccurrence of microcracks (Fig. 2a) sometimesfollowed by the coating unsealing and loss of corrosionresistance. A system with a two-layer coating isassumed to fulfill two functions: increase corrosionresistance and wear resistance. The coatings whichcontained Cu acted as cathodes. The coatings oxidizedfor instance with Ti (Cu/Ti, TiOx), which are resistantto wear, acted as anodes. Resistance to wear andcorrosion depends on the quality of coatings,particularly their sealing properties.

Table 2. Current density and corrosion potentialof the materials tested

Material Corrosion current

density Ik [μA/cm2]

Corrosion potential EKOR [mV]

C45 112 ± 17.8% -458

C45+Laser 86.4 ± 16% -522

C45+Cu+Ti 97.8 ± 5.4% -555

C45+Cu+Ti+Laser 89.3 ± 19.1% -527

C45+Cu+Mo 42.9 ± 11.8% -620

C45+Cu+Mo+Laser 30.7 ± 2.6% -629

The Cu-Mo coating was reported to have thehighest corrosion resistance. The corrosion currentdensity of the coating was 42.9 мA/cm2, while thatof the C45 steel substrate was 112 мA/cm2. Applyingthe Cu-Mo coating improved the sample corrosion

resistance by approx. 162%. There was, however, nosignificant increase in the corrosion resistance whenthe Cu-Ti coating was applied. This is due to aconsiderable difference in the values of normalpotentials (P0) between copper and titanium, andthe formation of galvanic microcells. The fusion ofthe coating and the substrate resulted in a considerableheterogeneity of electrochemical potentials on thecoating surface. The microcracks in the surface layeralso contributed to the intensification of the corrosionprocesses.

There was some improvement in the corrosionresistance of the electro-spark deposited coatings afterlaser treatment. The healing of microcracks resultedin higher density and therefore better sealingproperties.

The highest corrosion resistance after lasertreatment was reported for the Cu-Mo coating (Ik =30.7 мA/cm2). For the C45 steel substrate, Ik was6.4 мA/cm2. Thus, the corrosion resistance increasedby about 30% after laser treatment.

Laser treatment caused a decrease in the corrosioncurrent and in two out of three cases a decrease inthe corrosion potential.

The C45 steel substrate after laser treatment hada martensitic structure, while in the normalized stateit possessed a ferrite-pearlite structure. It can be assumedthat martensite had higher corrosion resistance thanferrite and pearlite. A similar case was described inRef. [11]. The martensite observed in 38HMJ steelmodified with a laser beam had higher corrosionresistance, compared to that of the non-modifiedmaterial.

Laser treatment improved the surface smoothnessand corrosion resistance; there was a decrease in thesurface roughness, Ra, from 2.02 mm to 1.75 mm.

Conclusions

The following conclusions can be drawn fromthe analysis and test results.

1. A concentrated laser beam can effectively modifythe state of the surface layer, i.e. the functionalproperties of electro-spark coatings.

2. After laser radiation, two-layer electro-sparkdeposited Cu-Ti and Cu-Mo coatings are characterizedby better functional properties, i.e. highermicrohardness and higher resistance to corrosion.

3. There is no change in the chemical compositionof electro-spark deposited coatings after lasertreatment in spite of their melting and solidification.The results of laser radiation are the homogenizationof the chemical composition, structure refinementand the healing of microcracks and pores.

4. The favorable changes in the properties of electro-spark coatings after laser treatment lead to theimprovement of the abrasive wear resistance whenthe coatings are in contact with a neutral or aggressivemedium.



References

1. Galinov I. V. Mass transfer trends during electro-spark alloying / I. V. Galinov, R. B. Luban //Surface & Coatings Technology. — 1996. — Vol. 79. —P. 9—18.

2. Liu J. The formation of a single-pulse electrosparkdeposition spot / J. Liu, R. Wang, Y. Qian //Surface & Coatings Technology. — 2005. — Vol. 200. —P. 2433—2437.

3. Ozimina D. Model formowaniaprzeciwzużyciowych warstw wierzchnich zapomocą obróbki elektroiskrowej / D. Ozimina,H. Scholl, M. Styp-Rekowski // Wybranezagadnienia obróbek skoncentrowana energią. —Bydgoszcz, 2003. — P. 104—109.

4. Agarwal A. Pulse electrode deposition of superhardboride coatings on ferrous alloy /A. Agarwal,N. Dahotre // Surface & Coatings Technology. —1998. — N 106. — P. 242—250.

5. Ozimina D. Forming of machine elementstribologic functional features by means ofdischarge created coatings / D. Ozimina, N. Radek,M. Styp-Rekowski // International Tribology

Conference. — Kobe, 2005. — 201 p.6. Radek N. Laser treatment of electro-spark

deposited coatings / N. Radek, B. Antoszewski //Materials Engineering. — 2005. — N 4. — P. 13—15.

7. Chen Z. Surface modification of resistance weldingelectrode by electro-spark deposited compositecoatings: Part I. Coating characterization / Z. Chen,Y. Zhou // Surface & Coatings Technology. —2006. — Vol. 201. — P. 1503—1510.

8. Miernikiewicz A. Doњwiadczalno-teoretycznepodstawy obrуbki elektroerozyjnej (EDM) /A. Miernikiewicz // Politechnika Krakowska. —Rozprawy. — 2000. — 274 p.

9. U.S. Patent No. 5071059 «Method for joiningsingle crystal turbine blade halves» — 1991.

10. Praca zbiorowa pod redakcją J. Petrowa:Elektroiskrowoje legirowanie metallićieskichpowierchnostoj. Sztijnca, Kisziniew 1985.

11. Zielecki W. Modyfikowanie właściwościtechnologicznych i użytkowych stali wiązkąlaserową i elektronową / W. Zielecki //Rozprawa doktorska, Politechnika Rzeszowska,Rzeszów 1993.

Поступила в редакцию12.01.2009

В статье рассматривается влияние лазерной обработки на прочностные свойстваэлектроискровых покрытий. Свойства были оценены с помощью микроструктурного ана-лиза, определения микротвердости и коррозионной стойкости. Эксперименты проводилисьдля покрытий из молибдена, титана, нанесенных на сталь 45, c последующей лазернойобработкой с оплавлением. Лазерная обработка выполнена на установке BLS 720 с неоди-мовым стеклом.

У статті розглядається вплив лазерної обробки на міцністні властивості електроіск-рових покриттів. Властивості були оцінені за допомогою мікроструктурного аналізу, виз-начення мікротвердості й корозійної стійкості. Експерименти проводилися для покриттівз молібдену, титану, нанесених на сталь 45, наступною лазерною обробкою з оплавленням.Лазерна обробка виконана на установці BLS 720 з неодимовим склом.

— 150 —

ëÚ‡Ì‰‡ðÚËÁ‡ˆËfl Ë ÏÂÚðÓÎÓ„Ëfl

УДК 621.891:669.018.44

Л. И. Ивщенко, В. В. Цыганов, В. И. Черный

УСКОРЕННЫЕ ИСПЫТАНИЯ СЛОЖНОНАГРУЖЕННЫХДЕТАЛЕЙ ТРИБОСОПРЯЖЕНИЙ

Рассмотрены конструкции стендов для моделирования процессов контактного взаи-модействия в трибосопряжениях газотурбинных двигателей, которые работают в услови-ях сложного нагружения, а также исследований их износостойкости. Показана возмож-ность проведения ускоренных испытаний моделей фрикционных пар, приближенных к ре-альным условиям эксплуатации трибосопряжений с различными видами нагружения.

© Л. И. Ивщенко, В. В. Цыганов, В. И. Черный, 2009

Успешное решение одной из основных задачмашиностроения — повышения надежности, ра-ботоспособности и долговечности машин и при-боров, в том числе газотурбинных двигателей, тесносвязано с проблемой износостойкости промыш-ленных материалов, базирующейся на комплекс-ном использовании достижений механики, фи-зики, химии. Основной задачей триботехнологииявляется исследование и создание оптимальныхпар трения, узлов трения, обеспечивающих задан-ную надежность и долговечность механическихсистем в установленных условиях эксплуатации.Анализ отказов узлов трения показывает, что при-чины их формируются на различных стадияхсоздания новой техники, но подавляющее боль-шинство рождается на технологическом этапе.Решение проблемы износостойкости связано сизучением и поиском закономерностей процес-сов в зоне контактного взаимодействия твердыхтел, необходимых для разработки новых методовснижения вредного воздействия трения и изна-шивания.Однако при исследованиях процессов в зоне

контактного взаимодействия твердых тел обыч-но встречаются с трудностями, связанными с про-тиворечивыми данными исследований износо-стойкости трибосопряжений и невозможности со-поставления различных методов исследования.Рядом авторов в большей мере проводились ис-следования износостойкости фрикционных парс использованием стандартных или модернизи-рованных машин трения в процессе качения илискольжения образцов. Полученные при этом ре-зультаты исследований не позволяют создатькартину процесса изнашивания, отвечающую ре-альному процессу, так как большая часть трибо-сопряжений работает в условиях более сложногонагружения. Сложное взаимодействие твердых телв контактной зоне должно учитываться при по-строении моделей контактирования и прогнози-рования поверхностной прочности материалов придинамических нагрузках.В связи с этим, предпочтительным является

применение при исследованиях фрикционных

процессов специальных установок, работающихпри контактных нагрузках, прикладывающихсяв разных направлениях, например, при трении ссоударением [1, 2]. Данные установки позволяютмоделировать соударение с проскальзыванием привозвратно-поступательном перемещении за счеткрепления испытуемых образцов на плоских пру-жинных держателях и привода от электродвига-теля через диск с неуравновешенной массой илиспециального кулачка. Для проведения испыта-ний при температурах, которые отличаются откомнатных, предусмотрена возможность прове-дения испытаний в камере, где поддерживаютсянеобходимые температуры. Однако нерегулируе-мость параметров нагружения и двухмерностьнагружения ограничивают использование этихустановок.Необходимо учитывать, что большая часть де-

талей трибосопряжений различных машин и ме-ханизмов в процессе эксплуатации находятся вусловиях трехмерного нагружения, в связи с фун-кциональными взаимными перемещениями вразных направлениях, наличием вибраций или ихкомбинациями.Например, особенности нагружения трибосоп-

ряжений, структурно и кинематически входящихв механические системы летательных аппаратов,предъявляют специфические требования к ис-пытательному оборудованию. Большинство три-босопряжений работают в условиях сухой илиграничной смазки. Поверхности трения воспри-нимают высокие динамические удельные нагруз-ки, законы изменения которых могут носить сто-хастический или детерминированный характер.Возможно изменение температуры окружающейсреды от -60 до +1000 °С. Относительное сколь-жение трущихся поверхностей носит качатель-ный, осциллирующий или возвратно-поступатель-ный характер. Так, в условиях трехмерного на-гружения находятся антивибрационные полкивентиляторных лопаток авиационных газотурбин-ных двигателей, а также некоторые конструкциибандажных полок рабочих лопаток турбины га-зотурбинных двигателей.



Установлено [3], что при работе двигателя на-блюдается существенное рассеяние по окружно-сти ротора условий нагружения любой из парполок по давлению в зоне контакта, амплитудепроскальзывания, частоте колебаний. Поэтому водном рабочем колесе через неконтролируемыеусловия нагружения возникают зоны повышен-ного и пониженного износа, причем, разброс, поданным этой работы, может составлять ±650 %.Положение таких зон в настоящее время пред-сказать невозможно. При этом, испытания натур-ного узла трения не всегда возможны из-за дли-тельности испытаний и большой стоимости про-ведения эксперимента по полному циклу. По-этому большое значение приобретают методыускоренных испытаний пар трения, при которыхнеобходимый объем информации об износостой-кости получается в более короткий срок. Оче-видно, наиболее приемлемым может оказатьсяметод испытаний, основанный на моделированиинатурных условий на динамическом стенде.Для исследований износостойкости подобных

трибосопряжений было разработано специальноеустройство, позволяющее реализовывать условиятрехмерного нагружения при различных темпе-ратурах окружающей среды и испытывать об-разцы в условиях, более приближенных к реаль-ным условиям эксплуатации [4]. Создается трех-мерное нагруженное состояние образцов — удар

и проскальзывание в двух взаимно перпендику-лярных направлениях.На рис. 1 представлена схема установки, в ко-

торой проскальзывание в двух взаимно перпен-дикулярных направлениях обеспечивается за счетзакрутки пружинных пластинчатых держателей,что дает дополнительную степень свободы дер-жателям. При этом одновременно накладываетсясвязь, которая согласует движения в разных сте-пенях свободы таким образом, что соотношениепередаточных чисел этих движений остается по-стоянным. Постоянство передаточных чисел дос-тигается упругими свойствами пружинных дер-жателей. Для более точного воспроизведения ха-рактера прогиба пера лопатки возможно приме-нение державок с переменным сечением по вы-соте и ширине, как это имеет место в реальныхлопатках.Установка работает следующим образом.Образцы устанавливаются в державки узла

крепления образцов. Постоянное расстояние меж-ду ними в подвижном и недвижимом состояни-ях обеспечивается роликом, который также ис-ключает влияние прогиба пружинных пластин-чатых держателей на полноту контакта рабочихповерхностей образцов.Движение с требуемой амплитудой обеспечи-

вается узлом задания амплитуды. Вращение ку-лачка, осуществляемое электродвигателем, приво-

Рис. 1. Схема установки с закрученными держателями

1 — узел задания амплитуды колебаний; 2 — узел крепления образцов; 3 — узел задания нагрузки; 4 — рычаг;5 — шток; 6 — упорная шайба; 7 — нагрузочная пружина; 8 — шаговый электродвигатель; 9 — ролик; 10 — пружин-ные пластинчатые держатели; 11 — державки; 12 — образцы; 13 — электродвигатель; 14 — шаговый электродвига-тель; 15 — кулачок; 16 — ролик; 17 — рычаг-толкатель; 18 — электронный блок; 19 — камера узла задания температуры

— 152 —


дит к колебательному движению с требуемойамплитудой через рычаг — толкатель держателей,державок и образцов. При этом происходит со-ударение и проскальзывание поверхностей об-разцов в продольном направлении.Требуемое давление в контакте обеспечивает-

ся передачей нагрузки образцам через рычаг отнагрузочной пружины и регулируется измене-нием степени сжатия последней перемещениемупорной шайбы вдоль штока (узел задания на-грузки).Возможно изменение величины нагрузки и

амплитуды перемещения образцов непосредствен-но в ходе испытаний изменением сжатия нагру-зочной пружины и перемещением кулачка, за счетвключения шаговых электродвигателей в соот-ветствии с программой, задаваемой устройствомЧПУ (электронный блок). Для проведения ис-пытаний при температурах, отличных от комнат-ной, образцы располагаются в камере, в которойподдерживается нужная температура.Наличие закрутки и разной жесткости сече-

ний пружинного пластинчатого держателя при-водит к возникновению колебаний держателей, а,следовательно, и к проскальзыванию полок об-разцов в поперечном направлении. В результатереализуется трехмерное нагруженное состояниеповерхностей образцов: удар с последующим про-скальзыванием в двух взаимно перпендикуляр-ных направлениях.Схема более многофункциональной установ-

ки, в которой проскальзывание в двух взаимноперпендикулярных направлениях обеспечивает-

ся за счет соответствующих узлов, представленана рис. 2. Соударение образцов при испытанияхпроисходит в результате вращения неуравнове-шенной массы [5].Эта установка является наиболее приемлемой

для проведения модельных испытаний износос-тойкости в условиях, приближенных к натурнымусловиям эксплуатации большинства трибосоп-ряжений, так как позволяет регулировать пара-метры нагружения по трем направлениям. Крометого, в случае необходимости выделения процес-сов в «чистом виде», есть возможность проводитьиспытания с различным нагружением образцов сразрывом и без разрыва контакта, т.е. только сколебаниями и проскальзыванием в двух взаим-но перпендикулярных направлениях. При этомспециальный узел, при необходимости, позволяетобеспечить контакт между образцами только придвижении в одном направлении, а при движениив противоположном направлении контакт разры-вается. Если колебательное движение, которое обес-печивает проскальзывание в поперечном направ-лении, происходит в той же фазе, что и движениев продольном направлении, то в поперечном на-правлении будет происходить не реверсивное, аоднонаправленное проскальзывание.Необходимо учитывать, что в условиях нор-

мального переменного нагружения разрыв кон-такта ведет к изменению его значения от ноляпри отсутствии контактирования до очень боль-ших значений в момент соударения. С повыше-нием энергии удара амплитуда нормального на-гружения увеличивается.

Рис. 2. Схема установки с неуравновешенной массой

1 — правая стойка; 2 — левая стойка; 3 — электродвигатель продольной амплитуды и энергии удара; 4 — гибкий вал;5 — диск; 6 — неуравновешенная масса; 7 — державка левого образца; 8 — база образца; 9 — образцы; 10 — камера узлазадания температуры; 11 — упорная поверхность; 12 — пружина; 13 — узел тонкого регулирования амплитуды попе-речного проскальзывания; 14 — эксцентрик; 15 — электродвигатель узла задания поперечного проскальзывания;

16 — составная державка правого образца; 17, 19 — передача винт-гайка; 18 — пакеты плоских пружин



С целью выяснения влияния доли ударнойнагрузки при сложном нагружении на величинуи характер износа, может быть использована ус-тановка, схема которой приведена на рис. 3. Наэтой установке возможно проведение исследова-ний по изучению процессов трения и изнашива-ния при наличии только удара в области упру-гого и упруго-пластического контакта при нор-мальном приложении нагрузки. Установка такжепозволяет повысить точность моделированияпроцессов при контактном взаимодействии ре-альных деталей путем приложения пульсирую-щей нагрузки в зоне контакта деталей, модели-рования взаимного перемещения деталей и со-здания в области контакта образцов только нор-мальной нагрузки без тангенциальной составля-ющей. Испытания на изнашивание могут произ-водиться как при нормальной, так и повышен-ных или пониженных температурах [6].Предложенные стенды могут быть использо-

ваны для оценки на моделях фрикционных парработоспособности фрикционных материалов вузлах реальных конструкций. При испытанииузлов трения на стендах в широком диапазонереализуются основные режимные параметры,обеспечивающие проведение испытаний по ме-тоду натурного моделирования и методу уско-ренных испытаний на износостойкость большо-

Рис. 3. Схема установки для исследования контактного взаимодействия при нормальном приложении нагрузки

1 — корпус; 2, 9 — держатель; 3 — образец; 4 — пластинчатые пружины; 5 — пружина; 6 — рычаг; 7 — эксцентрик;8 — электродвигатель; 10 — контробразец; 11 — механизм возвратно-поступательного перемещения; 12 — механизм

вращения образцов вокруг своей оси

го числа реальных трибосопряжений. Появляетсявозможность обеспечить необходимый комплексфакторов механического нагружения — трехмер-ная динамическая нагрузка, разделять факторынагрузки, а также объединять в разных комбина-циях, регулировать и контролировать параметрынагружения, в том числе в ходе цикла испыта-ний (в натурных условиях это невозможно).Управление работоспособностью трибосопря-

жений невозможно без применения комплексасовременных методов оценки состояния поверх-ностного слоя образцов после испытаний на ука-занных установках. Как показали предваритель-ные исследования, эффективным является исполь-зование трибоспектрального метода (метода иден-тификации структурного состояния поверхност-ного слоя статистическими характеристиками присканировании алмазным индентором) на уста-новке НАУ [7] и метода анализа электронногостроения металлов на основе изменения работывыхода свободных электронов [8]. Они позволя-ют оценить изменение формирования в поверх-ностном слое кристаллитов с различными проч-ностными и деформационными свойствами, струк-турное и энергетическое состояние поверхности,степень пластической деформации. Появляетсявозможность рассмотреть, как деформированиеметаллов при трении с различными схемами на-

— 154 —


гружения приводит к структурным преобразова-ниям на поверхности и соответствующему изме-нению энергетического рельефа поверхности, чтопозволит сформировать триботехнический прин-цип минимизации износа и установления изно-состойкой способности материалов [5, 9].Таким образом, рассмотренные стенды могут

быть рекомендованы для получения и изученияфункциональных зависимостей фрикционно-из-носных характеристик материалов пары, сравни-тельной оценки фрикционных пар, физическогомоделирования реальных трибосопряжений. Приэтом реализуется подход к определению основ-ных принципов моделирования эквивалентныхсостояний трибологических пар, которые эксплу-атируются в сложных условиях нагружения. Пред-ложенные методы ускоренных испытаний изно-состойкости трибосопряжений позволят суще-ственно снизить затраты на разработку перспек-тивных антифрикционных материалов и конст-рукций новых фрикционных устройств, значи-тельно сократить сроки их внедрения в произ-водство. Результаты испытаний создадут предпо-сылки для обоснованного выбора материалов партрения для заданных условий эксплуатации имогут быть использованы при разработке новыхизносостойких материалов и покрытий.


1. Ивщенко Л. И. Метод трибологических ис-пытаний при условиях цикличного силово-го и контактного нагружения / Л. И. Ив-щенко, А. Г. Андриенко // Металловедение иобработка металлов. — 1996. — № 3. — С. 62—65.

2. А. с. 847151 СССР, МПК G01N3/56. Установкадля исследования трения / Л. И. Ивщенко,Н. Н. Голего, (СССР). — № 2534822/25—28 ; заявл.13.10.77 ; опубл. 15.07.81, Бюл. № 26. — 2 с.

3. Ивщенко Л. И. Моделирование процессовконтактного взаимодействия деталей, рабо-тающих в экстремальных условиях /Л. И. Ивщенко, С. Г. Саксонов // Нові ма-теріали і технології в машинобудуванні. — 1997.— № 1—2. — C. 102-104.

4. Пат. 15276 Україна, МПК G01N3/56. Пристрійдля дослідження тертя / Івщенко Л. Й., Зам-ковий В. Є., Афонін В. О., Циганов В. В. ;заявник та патентовласник Запорізький нац.-техн. унів. — № 200600110 ; заявл. 03.01.06 ;опубл. 15.06.06, Бюл. № 6. — 3 с.

5. Циганов В. В. Зв’язок структурного стану по-верхневого шару та зносостійкості деталейтрибоз’єднань при тримірному навантаженні /В. В. Циганов, Л. Й. Івщенко // Вісник двигу-нобудування. — 2008. — № 2. — С. 57-62.

6. Пат. 18596 Україна, МПК G01N3/56 . Пристрійдля випробування матеріалів на зношування /Івщенко Л. Й., Андрієнко А. Г. Кубіч В. І.,Юдін О. С., Івлєв В. М. ; заявник та патенто-власник Запорізький держ.-техн. унів. —№ 94322129 ; заявл. 10.09.90 ; опубл. 25.12.97,Бюл. № 6. — 3 с.

7. Запорожець В. В. Динамические характерис-тики прочности поверхностных слоев и ихоценка / В. В. Запорожец // Трение и износ. —1980. — Т. 1, № 4. — С. 602—609.

8. Вудраф Д. Современные методы исследованияповерхности : пер. с англ. / Д. Вудраф,Т. Делчар. — М. : Мир, 1989. — 178 с.

9. Стан поверхневого шару деталей трибоз’єд-нань за різних схем контактування : сб. науч.тр. / [Л. Й. Івщенко, В. В. Циганов, С. В. Лоску-тов, С. В. Сейдаметов] // Проблеми тертя тазношування. — Київ : НАУ, 2008. — Вип. 49,Т. 1. — С. 72—83.


Розглянуто конструкції стендів для моделювання процесів контактної взаємодії втрибозґєднаннях газотурбінних двигунів, що працюють в умовах складного навантаження, атакож досліджень їхньої зносостійкості. Показано можливість проведення прискоренихвипробувань моделей фрикційних пар, наближених до реальних умов експлуатації трибоз’є-днань з різними видами навантаження.

The article discusses designs of benches for simulating processes of contact interaction infriction interfaces of gas turbine engines operated in intricate loading conditions, with benchwear-resistance studied. The article shows feasibility of carrying out accelerated tests of frictionpair models in conditions close to actual conditions of friction pair operation under variousloading types.


АВТОРЫ НОМЕРА

Бабенко Е.П.Кандидат технических наук, ведущий научныйсотрудник научно-исследовательской лабораторииновых материалов и безотходных технологий,Днепропетровский национальный университет

Бабенко О.Н.Аспирант, Запорожский национальный техничес-кий университет

Багрийчук А.С.Старший преподаватель кафедры прикладной фи-зики, Запорожский национальный университет

Бень А.Н.Инженер кафедры обработки металлов давлени-ем, Запорожский национальный технический уни-верситет

Безкоровайная В.А.Студ. машиностроительного факультета, Запорож-ский национальный технический университет

Богуслаев А.В.Кандидат технических наук, ведущий инженерОАО «Мотор Сич», г. Запорожье

Богуслаев В.А.Доктор технических наук, профессор, президентОАО «Мотор Сич», г. Запорожье

Буйских К.П.Кандидат технических наук, старший научныйсотрудник, Институт проблем прочностиим. Г.С. Писаренко НАН Украины

Вакула П.В.Магистр, кафедра микро- и наноэлектроники,Запорожский национальный технический уни-верситет

Вишнепольский Е.В.Старший преподаватель кафедры технологии ма-шиностроения, Запорожский национальный тех-нический университет

Войтенко А.А.Инженер, Управление главного металлурга, ОАО«Мотор Сич», г. Запорожье

Гликсон И.Л.Начальник отдела прочности, ОАО «Мотор Сич»,г. Запорожье

Гребенников М.А.Инженер-технолог, Государственное предприя-тие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Долматов Д.А.Кандидат технических наук, доцент кафедры 201,Национальный аэрокосмический университетим. Н.Е. Жуковского «ХАИ», г. Харьков

Дробот А.В.Кандидат технических наук, кафедра технологиипроизводства, Днепропетровский национальныйуниверситет

Дубовик Л.Г.Старший научный сотрудник, Днепропетровскийнациональный университет

Жеманюк П.Д.Кандидат технических наук, технический дирек-тор, ОАО «Мотор Сич», г. Запорожье

Задворный Е.А.Кандидат технических наук, старший научныйсотрудник, Институт проблем прочностиим. Г.С. Писаренко НАН Украины

Зиличихис С.Д.Начальник бюро прогрессивных технологичес-ких процессов отдела главного технолога, Госу-дарственное предприятие «Ивченко-Прогресс»,г. Запорожье

Ивченко Т.И.Кандидат технических наук, ведущий научныйсотрудник научно-исследовательской лаборато-рии новых материалов и безотходных техноло-гий, Днепропетровский национальный универ-ситет

Ивщенко Л.И.Доктор технических наук, профессор, директормашиностроительного института, Запорожский на-циональный технический университет

Ильин А.В.Инженер-конструктор II кат., Государственноепредприятие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Каминская Л.Л.Инженер-технолог, Государственное предприятие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

— 156 —

Качан А.Я.Доктор технических наук, профессор, заведую-щий кафедрой технологии авиационных двига-телей, Запорожский национальный техническийуниверситет

Киселевская С.Г.Ведущий инженер, Институт проблем прочнос-ти им. Г.С. Писаренко НАН Украины

Клименко С.А.Начальник отдела, Государственное предприятие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Коваль А.Д.Доктор технических наук, профессор, заведую-щий кафедрой физического материаловедения, За-порожский национальный технический универ-ситет

Ковальски МацейПрофессор, Свентокшиская Политехника, г. Кельце,Польша

Кондратюк Э.В.Главный технолог, Государственное предприятие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Кореневский Е.Я.Кандидат технических наук, профессор кафед-ры технологии авиационных двигателей, Запорож-ский национальный технический университет

Кравчук Л.В.Доктор технических наук, профессор, заведую-щий отделом, Институт проблем прочностиим. Г.С. Писаренко НАН Украины

Кравченко И.Ф.Кандидат технических наук, главный конструк-тор, Государственное предприятие «Ивченко-Про-гресс», г. Запорожье

Кресанов Ю.С.Кандидат технических наук, зам. главного метал-лурга, ОАО «Мотор Сич», г. Запорожье

Кришталь Н.П.Инженер-технолог бюро перспективных техно-логических процессов отдела главного технолога,Государственное предприятие «Ивченко-Прогресс»,г. Запорожье

Кубич В.И.Старший преподаватель кафедры автомобилей,Запорожский национальный технический уни-верситет

Кулагин С.Н.Зав. лаб. НИИ энергетики, Днепропетровский на-циональный университет

Куковякин В.В.Аспирант кафедры 204, Национальный аэрокос-мический университет им. Н.Е. Жуковского«ХАИ», г. Харьков

Кукурудза А.В.Аспирант кафедры 204, Национальный аэрокос-мический университет им. Н.Е. Жуковского«ХАИ», г. Харьков

Куриат Р.И.Кандидат технических наук, ученый секретарь,Институт проблем прочности им. Г.С. ПисаренкоНАН Украины

Леонтьев В.А.Начальник технического бюро, Государственноепредприятие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Лоскутов С.В.Доктор физ.-мат. наук, профессор кафедры фи-зики, Запорожский национальный техническийуниверситет

Мазин В.А.Кандидат технических наук, доцент кафедры теп-лотехники и гидравлики, Запорожский нацио-нальный технический университет

Маркова И.А.Кандидат технических наук, ведущий научныйсотрудник научно-исследовательской лаборато-рии новых материалов и безотходных техноло-гий, Днепропетровский национальный универ-ситет

Михайленко А.Н.Зам. главного конструктора, Государственное пред-приятие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Мищенко В.Г.Доктор технических наук, профессор кафедры тех-нологии металлов, Запорожский национальныйтехнический университет

Мозговой В.Ф.Кандидат технических наук, главный технолог,ОАО «Мотор Сич», г. Запорожье

Озимина ДариушПрофессор, Свентокшиская Политехника, г. Кельце,Польша


Олейник А.А.Аспирант, Запорожский национальный техни-ческий университет

Павленко Д.В.Кандидат технических наук, доцент кафедрытехнологии авиационных двигателей, Запорож-ский национальный технический университет

Пархоменко А.В.Кандидат технических наук, доцент кафедрымашин и технологии литейного производства, За-порожский национальный технический универ-ситет

Патюпкин А.В.Кандидат технических наук, старший препода-ватель кафедры технологии машиностроения, За-порожский национальный технический универ-ситет

Пейчев Г.И.Главный инженер, Государственное предприятие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Петров А.В.Кандидат технических наук, ведущий инженер,Государственное предприятие «Ивченко-Прогресс»,г. Запорожье

Петрыкин В.В.Кандидат технических наук, доцент кафедрыметаллорежущих станков и инструмента, Запорож-ский национальный технический университет

Петрыкина Р.Я.Кандидат технических наук, доцент кафедрыобработки металлов давлением, Запорожский на-циональный технический университет

Погосов В.В.Доктор физ.-мат. наук, профессор, заведующий ка-федрой микроэлектроники, Запорожский нацио-нальный технический университет

Прибора Т.И.Инженер-конструктор I кат., Государственное пред-приятие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Пухальская Г.В.Кандидат технических наук, доцент кафедры тех-нологии машиностроения, Запорожский нацио-нальный технический университет

Радек НорбертПрофессор, Свентокшиская Политехника, г. Кельце,Польша

Рыбалкин П.С.Студ. машиностроительного факультета, Запорож-ский национальный технический университет

Сахнюк Н.В.Кандидат технических наук, доцент кафедрытехнологии авиационных двигателей, Запорож-ский национальный технический университет

Сейдаметов С.В.Аспирант кафедры физики, Запорожский нацио-нальный технический университет

Соколовский В.И.Ведущий конструктор, Государственное предприя-тие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Степанова Л.П.Кандидат технических наук, доцент кафедрыфизического материаловедения, Запорожский на-циональный технический университет

Степ-Рековски МишалПрофессор, Технологический университет, г. Быд-гош, Польша

Хижняк С.И.Инженер-конструктор, Государственное предприя-тие «Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Хромов В.А.Ведущий инженер, Государственное предприятие«Ивченко-Прогресс», г. Запорожье

Цивирко Э.И.Доктор технических наук, профессор кафедрымашин и технологии литейного производства, Запо-рожский национальный технический университет

Цыганов В.В.Кандидат технических наук, доцент кафедрыметаллорежущих станков и инструмента, Запорож-ский национальный технический университет

Цыпак В.И.Кандидат технических наук, доцент кафедрытехнологии машиностроения, Запорожский наци-ональный технический университет

Черный В.И.Зав. лабораторией кафедры металлорежущих стан-ков и инструмента, Запорожский национальныйтехнический университет

Чигиринский В.В.Доктор технических наук, профессор, заведующийкафедрой обработки металлов давлением, Запорож-ский национальный технический университет

— 158 —

Шалапко Ю.И.Кандидат технических наук, доцент кафедрымашиноведения, Хмельницкий национальныйуниверситет

Шаломеев В.А.Кандидат технических наук, старший научныйсотрудник, кафедра машин и технологии литей-ного производства, Запорожский национальныйтехнический университет

Шапар Б.И.Директор фирмы ЛВТ, г. Черкассы

Шаповалова О.М.Доктор технических наук, профессор, зав. науч-но-исследовательской лабораторией новых мате-риалов и безотходных технологий, Днепропетров-ский национальный университет

Шереметьев А.В.Кандидат технических наук, начальник отдела,Государственное предприятие «Ивченко-Прогресс»,г. Запорожье

Оригінал-макет підготовлено в редакційно-видавничих відділах ЗНТУ і ВАТ «Мотор Січ»Комп’ютерна верстка Н.О. СавчукПереддрукарська підготовка М.Д. ХошКоректори О.Г. Сахно,

О.Є. Носік,О.I. Пільгуєва

Реєстрація рукописів В.Й. Гембель

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 29.04.2009 р. Папір Xerox 80 г/м2, видавнича система DocuTech-135, зам. 1130, накл. 300.Надруковано видавничим комплексом ВАТ «Мотор Січ»Україна, 69068, Запоріжжя, просп. Моторобудівників, 15, тел. (0612) 720-42-49, 720-41-11

Вісник двигунобудування №1(20)/2009науково-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-ВД1 09-ВД1 09journal.zntu.edu.ua/vd/files/VD12009/VD(1)_2009.pdf · 2009-12-14 · Муравченко Ф.М. Гл. редактор, д-р техн . наук,

Documents