Абразивно-экструзионная обработка алюминиевых сплавов

При эксплуатации летательных аппаратов (ЛА) преждевременное разрушение деталей (потеря работоспособности) носит усталостный характер, вызванный высокими циклическими напряжениями изгиба и кручения вследствие воздействия газового и гидравлического потоков в условиях высоких температур и агрессивных сред. Подобному воздействию подвергаются фасонные поверхности большинства объемных сложнопрофильных деталей (лопатки турбин, компрессоров и вентиляторов, роторы винтовых компрессоров, крыльчатки насосов) [1].

Частично критерии работоспособности обеспечиваются на этапе разработки конструкции и выбора материала детали. Критерии прочности и надежности связаны с качеством деталей (величиной шероховатости, ее направлением и формой микронеровностей, полученных при механической обработке поверхности) и обеспечивается технологией их изготовления [2].

Существенное влияние шероховатости поверхности на сопротивление усталости связано с тем, что оставшиеся после обработки микронеровности поверхности являются концентраторами напряжений в поверхностном слое и под действием циклических нагрузок приводят к возникновению и развитию усталостных трещин. Анализ конструкций деталей ЛА показал, что требования по шероховатости поверхности варьируются в диапазоне Ra = 1,25^2,5 мкм для деталей сопловых аппаратов до Ra = 0,32^0,63 мкм для поверхностей проточной части турбин [3]. Высокие требования к шероховатости поверхности приводят к необходимости операций финишной обработки.

Формообразование и последующая финишная обработка сложнопрофильных и труднодоступных поверхностей требуют сложных движений инструмента или использования фасонных инструментов. Зачастую формообразование может быть обеспечено только специальными методами литья и последующей электроэрозионной обработкой. Для таких заготовок характерно наличие дефектного слоя с высокими остаточными напряжениями, наклепом и микронеровностями. Например, величина дефектного слоя у деталей после литья по выплавляемым моделям составляет 0,1…0,8 мм, а шероховатость Ra = 20…40 мкм [4].

В ряде работ [1, 3] предложено использовать для обработки подобных деталей метод абразивно-экструзионной обработки (АЭО) и приведены результаты исследований по обработке деталей, изготавливаемых из жаропрочных, коррозионно-стойких легированных сталей. Но анализ конструкций ЛА показал, что велика доля деталей, изготавливаемых из алюминиевых сплавов (крыльчатки и корпуса насосов ТНА, детали автоматики и рулевых машин и др.) [5, 6]. Распространенность алюминия в самолето- и ракетостроении объясняется его физико-механическими свойствами: низкой плотностью и хорошими прочностными характеристиками его сплавов (например, твердость сплава АМг6 составляет 65 НВ, а предел кратковременной прочности σВ = 275…315 МПа при плотности 2640 кг/м3); хорошей коррозионной стойкостью в атмосфере и среде многих органических кислот из-за наличия сплошной тонкой и плотной оксидной пленки Al2O3); высокой тепло- и электропроводностью (удельная теплопроводность АМг6 С = 922 Дж/кг · К).

Исследование проведено с целью рассмотрения возможности использования метода АЭО для обработки деталей из алюминиевых сплавов, имеющих сложнопрофильные и труднодоступные для стандартных методов обработки поверхности.

Рис. 1. Схема процесса двухнаправленной абразивно-экструзионной обработки

Суть метода АЭО заключается в экструзии вдоль обрабатываемой поверхности 1 вязкоупругой рабочей среды (РС) 4 наполненной абразивными зернами (АЗ), которая перепрессовывается под давлением при помощи цилиндров 2 и 3 (рис. 1) [7–9].

Под действием давления РС на входе в канал детали формируется сжатый абразивный «жгут», который при движении «отслеживает» контуры канала. На поверхности абразивного жгута находятся активные АЗ, контактирующие с поверхностью канала, вследствие чего при их движении микровыступами снимается определенный слой материала.

В качестве инструмента для АЭО используется рабочая среда (РС), состоящая из полимерной основы и рабочих частиц (например, АЗ) различной зернистости и в различной концентрации с добавлением пластификаторов и модификаторов, позволяющих варьировать физико-механические свойства среды [8, 10].

В отличие от резания закрепленным абразивом процесс АЭО обладает некоторыми особенностями: в контакте с обрабатываемой поверхностью находится часть сжатой под давлением РС, равная площади обрабатываемого канала; геометрическая форма инструмента и параметры резания изменяются в процессе движения абразивного «жгута» вдоль обрабатываемой поверхности вслед- ствие возможного изменения сечения канала и давления среды; активные зерна находятся в длительном контакте с обрабатываемой поверхностью [11]. В процессе обработки РС перепрессовыва-ется, вследствие чего происходит постоянная смена активных АЗ, находящихся в зоне контакта с обрабатываемой поверхностью, и переориентация их микровыступов и т. д. [3]. При этом в отличие от других видов струйной абразивной обработки при АЭО скорости течения РС невысоки, а сила резания определяется реологическими свойствами среды и давлением в системе.

Определение реологических характеристик РС (модуля Юнга, коэффициента Пуассона, эффективной вязкости, измеряемой при сдвиговом течении и пр.) производится в большинстве случаев экспериментально, вследствие сложности многокомпонентной полимерной системы, по методикам, предложенным в ряде работе [12–14].

Для расчета режимов резания необходимо определение нормальной и касательной состав- ляющих силы микрорезания, достаточной для удаления заданного слоя материала или снижения шероховатости (снятия гребешков микронеровностей) [15]. Исследование особенностей контактных взаимодействий при АЭО [16, 17] показало, что глубина царапины и вид взаимодействия (микрорезание, упругое или пластического деформирование) зависит от материала обрабатываемой детали, характеристик его поверхностного слоя, геометрических характеристик АЗ (зернистости, углов при вершине микро- и субмикровыступов, радиусов скруглений) и силы прижатия зерна к обрабатываемой поверхности.

Нами проведено исследование зависимости эффективности обработки от состава РС и режимов резания при АЭО деталей из алюминия и его сплавов. Исследование проводилось в два этапа. На первом этапе имитировался процесс микрорезания единичным АЗ с целью выявления зависимости эффективности резания от геометрических характеристик АЗ и режимов обработки, что позволило определить необходимый вид абразива. Второй этап, выполненный на установке для экструзионного шлифования УЭШ, позволил выявить влияние состава РС (зернистости АЗ и концентрации абразива) на эффективность АЭО.

Имитация контакта при микрорезании единичным АЗ выполнялась на установке МР-2 (рис. 2) со ступенчатым нагружением индентора. Геометрические параметры АЗ моделировались с помощью сменных конических инденторов, изготовленных из сплава Т15К6 с углами заточки, которые при анализе статистических данных [18] были выявлены в качестве наиболее характерных для углов микровыступов АЗ (рис. 3).

Рис. 2. Установка МР-2: 1 – приспособление; 2 – образец; 3 – индентор; 4 – сменный груз; 5 – шток; 6 –привод

а)                                             б)                                              в)

Рис. 3. Сменные инденторы (×100) с углами заточки: а – 60°; б – 90°; в – 120°

Эксперимент спланирован для двух факторов на трех уровнях варьирования (табл. 1), проведен на катанных образцах из сплава АМг6 твердостью 100 НВ. Эффективность резания оценивалась по глубине царапины h ц .

Расчет глубины царапины h _ц проведен по ширине b _ц (рис. 4, а) с учетом геометрических характеристик индентора, в том числе его радиуса скругления.

При резании образцов наблюдалось незначительное отделение стружки, зоны врезания в начале и пластического деформирования – в конце, а также навалы по длине царапины (рис. 4, б, в) из-за перераспределения материала вследствие пластического деформирования.

Таблица 1

Факторы, уровни варьирования, матрица полного факторного эксперимента ПФЭ2 и результаты эксперимента

Фактор	Уровень варьирования			Шаг λ	№ опыта	х 1	х 2	у	№ опыта	х 1	х 2	у
	–1	0	1
х 1 – угол индентора γ, °	60	90	120	30	1	1	1	0,074	6	–1	0	0,157
х 2 – нагрузка, Н	0	2,5	5,0	25	2	–1	1	0,263	7	0	1	0,116
y – глубина царапины h ц , мм					3	1	–1	0,011	8	0	–1	0,095
					4	–1	–1	0,094	9	0	0	0,110
					5	1	0	0,051

После математической обработки результатов эксперимента получена зависимость эффективности резания алюминиевого сплава от исследуемых параметров:

h _ц = 0,535 - 0,84 ⋅ 10 ^{- 2} ⋅γ+ 0,0172 ⋅ Р + 0,4 ⋅ 10 ^{- 4} ⋅γ ² + 0,64 ⋅ 10 ^{- 2} ⋅ Р ² - 3,6 ⋅ 10 ^{- 4} ⋅γ⋅ Р , которая позволяет определить зернистость абразива и силу прижатия единичного абразивного зерна Р (нормальную составляющую силы резания).

Эксперимент показал (рис. 5), что глубина царапины при микрорезании возрастает с уменьшением угла заточки индентора и увеличением силы прижатия единичного АЗ к обрабатываемой поверхности. Замечено также, что при резании индентором с острым углом образование царапины происходит за счет микрорезания, а с увеличением угла заточки наблюдается увеличение доли пластического деформирования в объеме контактных взаимодействий.

Аналогичное исследование, проведенное на стальных образцах, и теоретические расчеты [3] показали, что при царапании индентором с углом 60° для образования царапины глубиной 0,01 мм необходима сила 0,4 Н (сталь 45), 0,45 Н (Х18Н10Т) и 0,5 Н (ХН70Ю). При царапании образца из алюминиевого сплава мы наблюдаем образование царапины глубиной на порядок выше.

Следовательно, при обработке алюминиевых сплавов для снятия определенного слоя материала давление в системе должно быть ниже, чем при обработке стальных заготовок. Для уточнения соотношения давления в системе и в зоне обработки при использовании различных составов РС необходимы дополнительные экспериментальные исследования.

В ходе проведенных ранее исследований установлено ориентировочное соотношение величин давления в системе и в зоне обработки для РС, приготовленной на основе каучука СКТ с добавлением мелкодисперсного фторопласта Ф40 и карбида кремния зернистостью F100 в концентрации 60 % [3]. Полученные данные позволяют с учетом этого соотношения построить ориентировочный график зависимости глубины снятого за один цикл (перепрессование РС в прямом и обратном направлении) обработки металла от давления в системе при использовании различного вида абразива (рис. 6). График показывает, что минимальное давление в системе, необходимое для начала обработки с учетом условий обеспечения сдвигового течения РС с указанной концентрацией абразива, должно составлять 4 МПа. Диапазон исследуемых давлений ограничен максимальным давлением, обеспечиваемым гидросистемой установки.

Рис. 5. Зависимость глубины царапины h ц от силы прижатия Р и угла заточки индентора γ: 1 – 60°; 2 – 90°; 3 – 120°

Проведенные расчеты позволяют ориентировочно определить количество циклов обработки необходимых для удаления дефектного слоя с поверхности деталей, изготовленных из алюминиевых сплавов, при обработке различным видом абразива на различных режимах (рис. 7).

В качестве исходных данных для расчетов взята глубина дефектного слоя h = 0,8 и шероховатость Ra = 40 мкм, что соответствует характеристикам поверхностного слоя деталей, изготавливаемых литьем по выплавляемым моделям [19].

электрокорунд нормальный карбид кремния черный

Рис. 6. Зависимость величины снятого слоя h от управляющего давления в цилиндре на 1 цикл обработки

электрокорунд нормальный карбид кремния черный

Рис. 7. Зависимость количества циклов обработки n , необходимых для удаления дефектного слоя от давления масла в управляющем цилиндре

Полученные расчетные данные необходимо подтвердить экспериментальными исследованиями. Необходимо также определить зависимость величины снимаемого за один цикл металла от давления в системе и состава РС (зернистости абразива, концентрации модификатора и рабочих элементов). Проведение подобного исследования необходимо для разработки методики выбора состава РС для различных характеристик поверхностного слоя детали и этапов обработки.

С целью апробации возможности и установления параметров АЭО алюминиевых сплавов проведено исследование влияния состава РС на эффективность обработки.

Эксперименты выполнены на установке УЭШ-100. Опытно-промышленная установка двунаправленного действия УЭШ-100 (рис. 8, 9) имеет два гидроцилиндра с рабочими камерами 2 и 5, между которыми устанавливают приспособление 3, обеспечивающее монтаж и герметичное соединение детали (образца) между рабочими камерами.

Рис. 8. Общий вид установки УЭШ-100

Верхний гидроцилиндр 5 прикреплен к траве р се 4, которая посредством встроенных гидроблоков 1 имеет возможность перемещаться вверх и вниз по направ л яющим. Установка имеет гидравлическую 10 и электрическую 6 систему управления. Управление возможно в ручном и автоматическом режимах.

Гидравлическая система обеспечивает создание давления масла насосной станцией от 9 до 12 МПа и дистанционную подачу масла в гидроцилин д ры через трубопроводы от гидрозолотников, а электрическая систе м а позволяет управлять элементами гидросистемы и контролировать их срабатывание (включение и выключение н асосной станции, гидр о золотников, конечны х выключателей и др.). Параметры системы контролируют по манометрам, контрольным лампам на панели пу л ьта управления 6 с записью параметров на осциллогр а ф К-115 и самопишущие прибор ы системы измерения 8.

Образцы изготовлены из алюмин и евого сплава АМг6 после фрезерования с шероховатостью пов е рхности Ra = 6,3 мкм. Режимы обработки: управляющее д авление масла в системе Р = 10 МПа; количество циклов n = 10. РС приготовле н а на основе каучука синтетического термостойкого высокомолекулярного СКТ (ТУ 38.103694-89) с добавлением 12 % мелкодисперсного фторопласта Ф40 (ТУ 301-05-17) и карбида кремния ч е рного марки 54С с варьированием зернистости и концентрации абразива с реализацией плана Коно m = 2.

Пульт упр

Измерительный ком п лекс

3ZZ

2 zz

Абразивно-экструзионная установка

Насосная станция

УЭШ-100

Шкаф управления

Рис. 9. Схема функциональная установки УЭШ-100

В результате эксперимента было выявлено, что с возрастанием концентрации абразива в РС растет интенсивность съема металла с поверхности (рис. 10, 11).

Увеличение концентрации рабочих частиц приводит к увеличению жесткости РС, и соответственно, к увеличению нормальных напряжений, усилив а ющих прижатие активного зерна к поверхности при постоянном давлении в системе [20]. Помимо этого увеличивается количество активных АЗ – зерен, находящихся в зоне контакта с обрабатыв а емой поверхностью и производя щ их резание. Соответственно, увеличивается производительность снятия материала с поверхности.

Ka = 50%

Ka = 65%

Ka = 80%

^^^^^^^я Ka = 50%

^^я ^^ Ka = 65%

Ka = 80%

Рис. 11. Зависимость шероховатости Ra от состава РС (зернистости абразива Ва и его концентрации Kа )

Рис. 10. Зависимость интенсивности съема металла по высоте h при АЭО от состава РС (зернистости абразива Ва и его концентрации Kа )

Увеличение зернистости абразива первоначально также приводит к по в ышению интенсивности съема металла. При этом максимальный съем происходит при использовании абразива зернистостью F36. При дальнейшем увеличении зернистости происходит снижение производительности обработки, так как уменьшается площадь контакта единичного зерна с обрабатываемой поверхностью и количество активных зерен в зоне обработки, что обусловлено формой к ристаллов карбокорунда, имеющего небольшое количество режущих кромок (рис. 12). При этом наиболее интенсивный съем металла наблюдается на первых циклах обработки вследствие ударнодинамического характера перемещения зерна между выступами шероховатости, что у в еличивает скорость их перемещения вдоль обрабатываемой поверхности [3]. После у даления м и кронеровностей начинает формироваться направленная шероховатость.

При использовании шлифовального зерна в качестве рабочих элементов и высоком давлении в системе наблюдается увеличение шероховатости с увеличением зернистости и кон ц ентрации абразива в РС. На поверхности образцов после обработки при максимальных значениях факторов наблюдаются царапины и следы внедрения отдельных абразивных зерен (рис. 13). Поэтому при обработке мягких металлов необходимо ограничить концентрацию абразива в РС и использовать шлифпорошки на последних этапах обработки, что позволит исключить возникновение новых царапин после удаления дефектного слоя sY .

Рис. 12. РС на основе СКТ и карбида кремния черного. Увеличение ×40

Рис. 13. Следы внедрения отдельных абразивных зерен (отмечены окружностями) в поверхность алюминиевого образца при АЭО. Увеличение ×40

Проведенные исследования позволяют сделать с л едующие выводы:

• 1)    при обработке алюминиевых сплавов для уд а ления дефектного сло я необходимо использовать абразив с углами при вершине микровыступ о в менее 90°, что хара к терно, например, для

электрокорунда, а для уменьшения шероховатости поверхности – с углами 90…120° (например, карбид кремния) при силе прижатия единичного АЗ в диапазоне 0,02…0,04 Н, что позволит реализовать пластическое деформирование абразивной обработкой без удаления слоя материала;

• 2)    на черновых операциях обработки для снятия основных гребешков микронеровностей после фрезерования, а также удаления дефектного слоя (на заготовках после фрезерования) возможно использование крупнозернистого абразива на умеренных режимах (давление 4…6 МПа). На последующих стадиях обработки зернистость абразива рекомендуется снижать и использовать шлифпорошки и микрошлифпорошки;

• 3)    на заключительных стадиях обработки материалов с поверхностной твердостью до 65 НВ необходимо ограничивать содержание абразива в РС пятьюдесятью процентами, так как опыт приготовления РС показывает, что практически невозможно получить высокую концентрацию при использовании мелкозерного абразива (шлифпорошков и микрошлифпорошков). Увеличение концентрации абразива приводит к дополнительному увеличению давления в зоне обработки и вероятности появления дополнительных царапин на поверхности с уже удаленным дефектным слоем.

В настоящее время нами проводятся экспериментальные работы с целью уточнения зависимости сил прижатия АЗ от состава РС и режимов обработки, что позволит при разработке технологии АЭО деталей из алюминиевых сплавов выбирать значения давления в гидросистеме промышленной установки.