Проблемы машиностроения и надежности машин, 2020, № 1, стр. 83-90

Введение. Ряд деталей летательных аппаратов, изготавливаемых из жаропрочных сплавов типа никелевого сплава ХН62ВМЮТ-ВД, отличаются необходимостью формообразования большого количества отверстий относительно малого диаметра 2, …, 4 мм (рис. 1). Одним из способов их формообразования является термическое сверление, основные возможности которого изложены в работах [1–3]. В сравнении с традиционным методом изготовления отверстий лезвийным инструментом термосверление обладает рядом преимуществ: универсальность процесса – один и тот же инструмент может быть применен для разных материалов и заготовок различных форм; высокая производительность процесса; простота геометрической формы инструмента для термосверления.

Целью настоящего исследования являлось определение возможности и рациональных режимов формообразования методом термического сверления отверстий с учетом износа инструмента в заготовках из жаропрочного сплава.

Материалы и методы исследования. В настоящем исследовании использовались заготовки из сплава ХН62ВМЮТ-ВД (состав масс в %: Cr – 17.5–20%, W – 5.5–7.5%, Mo – 4.0–6.0%, Al – 1.9–2.3%, Ni – основа), как одного из наиболее применяемых для газотурбинных двигателей летательных аппаратов. Для определения рациональных режимов термосверления проведены эксперименты на заготовках толщиной 5 мм, где переменными технологическими параметрами являлись частота вращения инструмента, скорость осевой подачи инструмента, время термосверления и время предварительного разогрева инструмента за счет контакта торца инструмента с заготовкой без его осевой подачи. Исследование было приведено на специализированной установке для термосверления (рис. 2). Материал термосверл был выбран на основе результатов моделирования процесса методом конечных элементов с применением программного комплекса QForm VX. Учитывая свойство вольфрама повышать пластичность с ростом температуры [4], термосверла предварительно подводили к заготовке до контакта и осуществляли разогрев за счет сил трения, что позволяло нагреть сверло до температуры 1000–1100°С и повысить его эксплуатационные свойства. Во избежание окисления вольфрама сверло покрывалось стеклоэмалью ЭВТ-24. Типовой инструмент для термосверления показан на рис. 2. Металлографические исследования осуществляли на бинокулярном микроскопе Olympus Delta c увеличениями 100 и 500.

Моделирование методом конечных элементов. При формообразовании отверстий методом термосверления передача тепла осуществляется при непосредственном контакте частей тела с различной температурой [5]. Схема теплообмена показана на рис. 3.

Дифференциальное уравнение нестационарной теплопроводности, используемое для моделирования этого явления в программе QForm, имеет вид (обобщенно для заготовки и инструмента)

или в сокращенном виде Здесь: $\dot {T}$ – оператор Лапласа, T – температурное поле [°К], t – время [c], k_t – коэффициент теплопроводности [Вт/(м °К)], ρ – плотность [кг/м³], с – удельная теплоемкость [Дж/(кг °К)], q_G – мощность внутреннего источника тепла [Вт/м³].

Для решения дифференциального уравнения теплопроводности необходимо задать начальные условия и граничные условия. Граничные условия определяются законами теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой за счет излучения и конвекции.

Теплообмен излучением задан законом Стефана–Больцмана

где q_n – удельный тепловой поток теплообмена излучением, σ₀ = 5.67 × 10^–8 Вт/(м²К⁴) – постоянная Стефана–Больцмана, Т₁ – температура заготовки или инструмента, T_C – температура окружающей среды.

Конвективный теплообмен происходит в случае контакта поверхности твердого тела с газом (или жидкостью), имеющим другую температуру. Конвективный теплообмен заготовки с окружающей средой задан законом Ньютона–Рихмана

где q_n – удельный тепловой поток конвективного теплообмена.

При моделировании контакта заготовки с инструментом через смазку температура смазки не учитывается, а закон Ньютона–Рихмана используется в следующем виде

где α – коэффициент теплопередачи [Вт/(м² °К)] (комплексно учитывающий коэффициенты теплоотдачи между заготовкой и смазкой и между смазкой и инструментом), T₁ – температура заготовки, T₂ – температура инструмента; b_p – коэффициент паузы, показывающий во сколько раз необходимо уменьшить коэффициент теплопередачи при отсутствии плотного контакта между заготовкой и инструментом. Коэффициент паузы принимается во внимание при моделировании тепловой задачи во время технологической паузы (заготовка не деформируется).

В программе QForm мощность внутреннего источника тепла, представлена как сумма удельного внешнего теплового потока q_V (может быть задан в граничных условиях и использован для моделирования различных методов нагрева заготовки, для задачи термосверления не задается: q_V = 0), удельного теплового потока, обусловленного генерацией тепла в процессе пластической деформации q_p, и удельного теплового потока, обусловленного генерацией тепла в процессе контактного трения q_f.

где ${\bar {\sigma }}$ – интенсивность напряжений (эффективное напряжение), ${\dot {\bar {\varepsilon }}}$ – интенсивность скоростей деформаций (эффективная скорость деформаций), V – относительная скорость перемещения в материале на границе (рис. 4).

Внешние удельные касательные силы трения τ_k определяются по закону трения Леванова [5]

где m – фактор трения, b – экспериментальный коэффициент (по рекомендациям Леванова b = 1.25), σ_n – контактное давление, σ_s – сопротивление деформированию материала (согласно принятому в QForm критерию пластичности Мизеса [6] ${{{\sigma }}_{s}} = {\bar {\sigma }}$), $k = \frac{{{{{\sigma }}_{s}}}}{{\sqrt 3 }}$ – максимальные касательные напряжения при сдвиге (сдвиговые напряжения текучести).

Исходными данными для моделирования программой QForm VX [6–8] являлись: обрабатываемый материал – жаропрочный никелевый сплав ХН62ВМЮТ-ВД; материал инструмента – жаропрочный материал; объем заготовки неизменный; коэффициент преобразования работы деформации в тепло – 0.95; коэффициент преобразования работы сил трения в тепло – 2.3 (значение коэффициента подбиралось с учетом компенсации погрешности расчета площади контакта инструмента и заготовки); диаметр рабочей части инструмента – 4.0 мм; инструмент совершает вращательное движение по часовой стрелке с частотой вращения до 15000 об/мин; уточнена модель материала: заданы зависимости плотности, теплоемкости и теплопроводности от температуры согласно данным [9]. Расширен диапазон температур реологической модели материала для уточнения экстраполяции сопротивления деформации при температурах, близких к температуре плавления, т.к. полученные данные методом дифференциально-термического анализа сплава ХН62ВМЮТ-ВД позволили установить, что температура плавления сплава составляет 1370–1400°С, а температура начала рекристаллизации – 900–920°С.

Результаты и обсуждение. По результатам моделирования (рис. 5) было определено, что температура в очаге деформации достигает величин близких 1600°С. Результаты металлографического анализа [1, 9] полученных образцов и показаний термовизора в целом подтвердили данные, полученные моделированием процесса термосверления. С учетом моделирования процесса и результатов экспериментов спроектирован и изготовлен инструмент из вольфрама, который имеет температуру плавления 3410°С и при этом высокие механические характеристики [10].

Данные в работе [11] показывают положительное влияние на механические характеристики материала деформационно-термической обработки.

Результаты экспериментов приведены на рисунках 3 и 4.

Анализ полученных данных показывает, что наибольшее влияние на износ инструмента оказывают частота его вращения и скорость осевой подачи. Что касается частоты вращения инструмента, то интенсивный износ начинается при скоростях вращения свыше 10–12 тысяч оборотов в минуту. Повышение скорости осевой подачи инструмента до 25 мм/мин существенно снижает износ инструмента (рис. 6а).

Время термосверления, косвенно отражающее скорость осевой подачи, показывает, что наименьший износ инструмента наблюдается при времени обработки 16–18 секунд и при обработке в течение 45–50 секунд (рис. 7а).

Предварительный разогрев сверла за счет контактного трения целесообразно осуществлять в течение 1–2 секунд.

Заключение. Таким образом, рациональным режимом формообразования отверстий в рассматриваемых заготовках с точки зрения минимального износа инструмента является: предварительный подогрев сверла в течение 1–2 секунд; скорость осевой подачи 20–25 мм/мин; частота вращения инструмента 8000–1000 об/мин.

Выводы: показана возможность применения термического сверления для формообразования отверстий в никелевых сплавах ХН62ВМЮТ-ВД; найдены зависимости диаметрального и осевого износа термических сверл из вольфрама в зависимости от технологических режимов; показаны рациональные режимы термосверления, обеспечивающие минимальный износ инструмента при высокой производительности; осуществлено моделирование процесса программным комплексом QForm VX, позволившее определить основные параметры термического сверления заготовок из никелевых сплавов ХН62ВМЮТ-ВД.