Основи створення і використання порошкового магнітно-абразивного інструменту для фінішної обробки фасонних поверхонь

Одним з технологічних факторів, який впливає на процес формування МАІ, його спроможність відновлювати свою форму, опиратись викривленню регулярної структури є величина робочих щілин, яка визначає ступінь перекриття конусоподібних формувань в МАІ, що розташовуються на протилежних полюсних наконечниках магнітних щілин. Дослідження зміни питомих зсувних зусиль в МАІ, що формується у магнітних щілинах різної величини показали, що оптимальними будуть такі, в яких довжина окремих формувань буде складати 7-8 мм. Встановлено, що починаючи з розміру магнітної щілини 18-20 мм величина зсувних зусиль практично не змінюється, тобто зазначена ширина є оптимальною. Одержані результати дозволили визначити вимоги до МАІ, який використовується в різноманітних схемах МАО. Для умов обробки з використанням малих щілин (до 2,5 мм), коли тиск на поверхню створюється силами магнітного поля значної величини раціональним є використання інструменту, в якому виникають значні питомі зсувні сили - більше 75-100 кПа, які оказують активну дію в зонах виходу деталей з магнітної щілини, коли реалізується ефект механічного заклинювання. В іншому випадку - обробці у великих щілинах в МАІ значно зменшується ступінь викривлення його регулярної структури, не зважаючи на менші магнітні сили, відбувається його активне перемішування в процесі МАО, що має місце при дії незначних зсувних сил в МАІ. Інструмент забезпечує максимальну ступінь нівелювання відносно оброблюваної поверхні, що найбільш бажано для МАО складних фасонних поверхонь.

Реологічний аналіз поведінки МАІ у великих робочих щілинах і одержані значення питомих зсувних і нормальних сил, які виникають в МАІ, намагніченість МАІ в реальних умовах МАО дозволили визначити коефіцієнти тертя в інструменті в загально прийнятному вигляді (табл.3).

Таблиця 3. Значення коефіцієнтів внутрішнього тертя в МАІ.

Аналіз отриманих результатів показав, що порошки округлої форми доцільно використовувати для формування МАІ з підвищеною еластичністю, а необхідність суттєвого знімання матеріалу з деталей буде забезпечуватися МАІ з підвищеною жорсткістю, наприклад сформованих з порошків типу ЦАРАМАМ, СП-17, ФЕРОМАП з осколочною або нерівновісною формою частинок, в якому внутрішнє тертя у МАІ в 1,5 2 разі перевищує тертя у МАІ з округлими частинками.

Перевірку впливу тріботехнічних властивостей МАІ на ефективність обробки виконували на прикладі МАО лопаток ГТД. Досліджували зону активної обробки пера лопаток в залежності від параметрів технологічного процесу.

Підтверджено, що МАІ при формуванні у великих щілинах в процесі МАІ складних фасонних поверхонь має риси рідини, яка спроможна плавно обтікати складний профіль, відновлювати свою форму і властивості, забезпечувати якісну обробку частково закритих поверхонь - тих, що розташовані під від'ємним кутом до напрямку руху деталі. Гранична величина такого кута складає 11-30^о, в залежності від типу магнітно-абразивного порошку, що використовується, і відповідає величині кута тертя відповідного порошку. Суттєва різниця між коефіцієнтами внутрішнього тертя в МАІ сформованого з фероабразивних порошків різних типів, розмірів, форми частинок дозволила використати це для керування його тріботехнічними і реологічними властивостями за рахунок формування інструменту з сумішей. Було визначено величини f як для пари МАІ - поверхня деталі, так і між шарами МАІ. Отримано залежності зміни коефіцієнту тертя о поверхню деталей з сплаву титану і внутрішнього тертя в МАІ в магнітному полі в залежності від складу сумішей. Типовий вигляд зазначених залежностей наведено на рис.4. Зазначимо, що величина f для пари МАІ - оброблювана поверхня має аналогічний з тією різницею, що величина f 1,8-2 рази нижча.

Встановлено, що в сумішах з рівновісних частинок, які містять у якості однієї з компонентів дрібні сферичні частинки досить рухливого порошку ПР Р6М5 фракції 160/100 мкм спостерігається активне підвищення рухливості МАІ у робочих щілинах, яке проявляється у зниженні значень зсувних напружень між частинками у МАІ у магнітному полі. Така поведінка сумішей пояснюється структуроутворенням МАІ, яке відбувається у формуванні композиційних мікроутворювань великих частинок, оточених дрібними кульками ПР Р6М5. Для сумішей порошків з нерівновісних частинок, наприклад, СП-17 фракції 630/400 мкм з ПР Р6М5 з розміром часток 160/100 мкм величина коефіцієнту тертя в магнітному полі - f в залежності від складу у діапазоні 070 масових відсотків дрібної фракції ПР Р6М5 практично не змінюється і складає у середньому 30 кПа/Тл. У випадку більшої кількості порошку ПР Р6М5 - 80100 мас.% у наведених сумішах спостерігається зниження коефіцієнту тертя у магнітному полі до 2020,8 кПа/Тл. Таке зниження визначається особливостями структурного формування МАІ у щілинах, коли нерівновісні частинки порошку СП-17 розташовуються своїми більшими вісями вздовж ліній магнітного поля і виконують функції армуючих елементів ще більше підвищуючи дію сил магнітного поля направлену на фіксацію порошку, а частинки ПР Р6М5 формують свої ланцюжки, які розташовуються між армуючими елементами при цьому можна казати, що ми маємо справу з суто “механічною” сумішшю, яка за своєю структурою ідентична МАІ з гнучких волокон.

Особлива поведінка МАІ спостерігається при формуванні інструменту з сумішей порошків з рівновісними осколочними частинками різних розмірів. На рис. 4 показано, що зниження коефіцієнту тертя між шарами для суміші ФЕРОМАП - ФЕРОМАП не спостерігається при зміні складів від 0 до 70 мас.% дрібної фракції 160/100 мкм, а у межах 7585 мас.% виявляється максимум, котрий на 1013 кПа/Тл більше коефіцієнтів тертя у магнітному полі для інших сумішей типу. Таке підвищення пов'язане з заклинюючими ефектами, які виникають у МАІ на макрорівні, тобто між сформованими магнітним полем у МАІ макроформуваннями з великих та дрібних часток і може бути пояснено з залежностей зміни щільності МАІ з сумішей.

Для підтвердження особливостей формування МАІ з сумішей порошків виконано реєстрацію його макроструктури у робочих зонах магнітних щілин шляхом фотографування при збільшенні у 50 разів. Для сумішей з рівновісних порошків, у яких більші частинки мають кращі магнітні властивості, проявляється типове обволакування великих частинок дрібними. Досить чітко проявляється плоска макроструктура МАІ у вигляді трикутникових композиційних формувань, яка у об'ємній уяві буде мати вигляд тетраедрів. Для кожного такого утворення характерним є те, що частинки своїми більшими осями розташовуються вздовж ліній магнітного поля. При МАО вони будуть взаємодіяти з оброблюваною поверхнею саме вершинами частинок магнітного абразиву. У разі створення сумішей, у яких в якості великих частинок використовують нерівновісні порошки формується досить своєрідна нерівномірна структура, яка у напрямку перпендикулярному силовим лініям магнітного поля має чергування великих витягнутих частинок з прошарками дрібних. Аналіз одержаних результатів дозволив запропонувати модельне уявлення МАІ з сумішей порошків.

Для підтвердження описаних механізмів поведінки МАІ з сумішей було виконано МАО циліндричних зразків з сталі 3 діаметром 13 мм та довжиною 25 мм, початковою шорсткістю поверхні R_Z=20 мкм, які пройшли попередню термічну обробку з метою стабілізації їх властивостей. МАО виконували на верстаті типу МАРС при магнітній індукції у робочих щілинах В = 0,3 Тл, швидкостях обертання V=1,42,2 м/с, швидкості переміщення через магнітну щілину - S=5*10^-4 м/с, частоті осциляції 1,52 Гц і амплітуді - 0,01 м. Розмір робочої зони між полюсом та деталлю складав =7 мм.. При часі МАО 30 с було одержано результати, які наведено в табл.4.

Показано, що підвищене знімання має місце для МАІ з сумішей, в яких зафіксовано підвищені зсувні зусилля в процесі МАО - більше 40-50 кПа, а мінімум шорсткості при низьких напруженнях - меншими 30 кПа.

Таблиця 4.Експлуатаційні характеристики МАІ з сумішей.

В п'ятому розділі виконано дослідження реологічного стану МАІ, сформованого у великих щілинах під час МАО. Для проведення досліджень розроблено експериментальну установку і методику, які дозволяють по моменту гальмування, що виникає на валу двигуна постійного струму, який є приводом для переміщення в процесі МАО оброблюваних деталей, і має можливість обертання з заданою частотою, визначити вплив різних технологічних факторів на особливості формування і переформування МАІ, динамічні процеси, що відбуваються в інструменті. Отримані експериментальні дані про мікро і макроскопічні характеристики порошків з умови (10) дозволили розрахувати критичні значення швидкості МАО при яких відбувається зміна умов контактування частинок МАІ з деталлю, і як наслідок - зміна умов обробки поверхонь (табл.5). Показано, що мінімальні швидкості МАО, необхідні для обертання частинок відносно оброблюваної поверхні деталі характерні для рівновісних порошків. Для порошків, що мають параметр нерівновісності K_f > 1,6, швидкості, при яких відбувається обертання частинок у МАІ не зменшуються нижче V = 2,1 м/с. Експериментальні дослідження зміни величини питомих сил тертя - f_пит між МАІ і поверхнею деталі, яку виготовлено з сплаву титану ВТ3-1, при обробці без застосування ЗОТС, у діапазоні швидкостей 0,1-3 м/с, величині магнітної індукції в робочих зонах магнітних щілин, не заповнених порошком 0,05-0,62 Тл дозволили побудувати топограми поверхонь в залежності від швидкості переміщення поверхні деталі і магнітної індукції в робочих щілинах для порошків, що відрізняються складом, розмірами і формою частинок. Типові залежності наведено на рис.6.

Таблиця 5. Значення швидкостей МАО, при яких виявляється обертання частинок МАІ

Встановлено, що величина f_пит для порошку ПОЛІМАМ-Т змінюється в діапазоні 8ч19 кН/м². При чому більш дрібні порошки є більш чутливими до зміни величини магнітної індукції в робочому просторі магнітних щілин установки. Для МАІ, сформованого з порошку з розміром частинок 200/100 мкм діапазон зміни f_пит складає 8ч16 кН/м². Швидкість зміни значення питомої сили тертя досить значна і складає в усьому досліджуваному діапазоні магнітних індукцій - 8,5ч12 . Для МАІ з порошку з розміром частинок 400/315 мкм швидкість зростання f_пит у залежності від В складає 4ч 10 . Відзначимо, що для МАІ, сформованого з більш крупніших порошків значення f_пит вище, ніж для МАІ з дрібних фракцій. Це пояснюється більш високими значеннями відносної магнітної проникності МАІ - для порошків із великими частинками, а також більшим розміром відносної фактичної площі контакту МАІ з оброблюваною поверхнею - S_F. Наприклад, для досліджуваних порошків ПОЛІМАМ-Т характерною є ідентична зміна залежності зміни питомої сили тертя порошку по поверхні від магнітної індукції в робочих зонах і швидкості руху оброблюваної поверхні.

Показано, що для отриманих залежностей мають місце дві області підвищеного тертя - при малих швидкостях - 0,3ч0,8 м/с практично в усьому досліджуваному діапазоні магнітних індукцій і при швидкості 2,5ч3 м/с. Подібний механізм поводження МАІ можна пояснити виходячи з особливостей переформування порошку в процесі МАО й умов його взаємодії з оброблюваною поверхнею - при малих швидкостях руху оброблюваної поверхні - до 0,8 м/с рухливість фероабразивних частинок у МАІ незначна, тому що динамічна складова незначна, а переважають сили магнітного походження, що визначаються дією магнітного поля і фіксують порошок у стабільному стані.

При цьому виявляється зростання сил тертя МАІ по поверхні диску, тобто в зазначеному діапазоні швидкостей у зоні контакту МАІ з оброблюваною поверхнею проявляється переважно тертя ковзання. У зазначеній робочій зоні відбувається переважна обробка за рахунок стирання мікронерівностей поверхні.

Зростання швидкості обертання диска від 0,8 до 2 м/с приводить до зростання динамічної складової сил, що діють на МАІ. Частинки порошку в МАІ починають активно повертатися і рухатись в напрямку виходу з робочих зон, об'єднуючись при цьому у квазістабільні формування. У цій області спостерігається зниження величини f_пит на 2-3 кН/м². Зниження сил тертя приводить до зменшення питомого знімання з оброблюваної поверхні. У зазначеному діапазоні швидкостей, при обробці в подібних умовах, з ростом швидкості величина питомого знімання зростає практично за лінійним законом, а величина R_a зменшується за монотонно спадаючою залежністю, асимптотично наближаючись до мінімального значення, характерного для даного типу порошку. Це є підтвердженням того, що в даному діапазоні швидкостей МАО відбувається поворот частинок в МАІ у напрямку руху поверхні, яка обробляється, що приводить до вигладжування, зминання і пластичного деформування мікронерівностей. Збільшення швидкості руху диска більш 2 м/с приводить до росту величини f_пит. Це пов'язано з утворенням у зонах виходу з робочих щілин зон заклинювання магнітно-механічного походження, пов'язаних з переформуванням МАІ під час МАО, і, як наслідок, до зростання сил тиску з боку МАІ на оброблювану поверхню. При таких режимах обробки рухливість частинок не висока. Проявляється переважаючий процес різання матеріалу, підтвердженням чого є виявлена в порошку після циклу обробки і магнітної сепарації мікростружка.

Результати досліджень впливу ширини магнітної щілини на сили, які діють в МАІ при МАО з різною швидкістю. Має місце немонотонна зміна величини питомих сил тертя в залежності від величини магнітної щілини (найбільш суттєво для щілини з величиною 14 мм).

Найбільше підвищення f_пит. спостерігається при швидкостях МАО до 0,7 м/с при величині магнітної індукції у робочих щілинах В=0,3ч0,6 Тл. У вказаній зоні значення f_пит. досягають 12-18 КН/м². Це пов'язано, виключно, зі зростанням сил магнітного походження при підвищеній В. Треба відзначити і той факт, що зростання величини магнітної щілини теж призводить до росту f_пит.. Таке зростання тертя можна пояснити виключно зростанням активної маси МАІ, яка спричинює тиск на поверхню, що оброблюється.

В межах швидкості МАО 1,5-2,5 м/с для діапазону магнітних індукцій 0,15ч0,2 - 0,55ч0,6 Тл проявляється зниження сил тертя, що пов'язано зі зростанням динамічних складових сил. При цьому виявляється активне перемішування частинок МАІ, вони починають рухатись в робочих щілинах не тільки у напрямку обертання диску, а і у напрямку перпендикулярному - до полюсних наконечників і навпаки. Зниження величини f_пит також можна пов'язати з безпосереднім структуруванням МАІ, а саме реальними розмірами квазістабільних формувань у МАІ, які було визначено вище. Детальний аналіз величини f_пит дозволив провести уточнення запропонованої фізичної моделі взаємодії конусоподібних формувань в МАІ з оброблюваною поверхнею.

При русі з швидкістю більшою 0,5 м/с поверхні відносно полюсного наконечника з розташованими на ньому конусоподібними стовпчиками відбувається їх викривлення. Вершини утворень зміщуються у напрямку руху поверхні деталі на величину , якщо відстань h співпадає з висотою утворення. Конусоподібні стовпчики розтягуються, при цьому виникає сила натягнення - , яку можна розкласти на складові - і . буде сприяти до повернення стовпчиків в попереднє положення, тобто відповідати за відновлення форми МАІ і буде суттєво залежати від внутрішнього тертя у МАІ, а - до переміщення частинок порошку у напрямку до полюсного наконечника і буде залежати від магнітної індукції в робочих щілинах і магнітних характеристик порошку.

Якщо величина h менша за висоту конусоподібних стовпчиків (рис.8 б), то при аналогічних умовах усічена вершина утворення буде зміщуватись на величину . Таким чином і значення сил і ,будуть меншими.

Аналогічна поведінка конусоподібних утворень буде мати місце при h більшому висоти стовпиків, тобто , коли зменшується ступінь викривлення регулярної структури МАІ. При чому збільшується тиск на поверхню, питома сила тертя і спостерігається підвищений опір інструменту до переформування. Треба відзначити, що чим більше величина магнітної індукції в робочих зонах, тим контрастніше проявляється ефект зниження величини f_пит. А при використанні більш дрібних порошків зона зниженого тертя витягується вздовж осі швидкості. Це можна пояснити меншою у 1,4-1,45 рази величиною коефіцієнту внутрішнього тертя для порошків з розміром частинок 200/100 мкм у порівнянні з порошком 630/400 мкм, а також зростанням сили натягнення ланцюжків зерен у конусоподібних стовпчиках, тобто зростанням сили .

Запропонований механізм взаємодії МАІ з поверхнею деталей пояснює причини виникнення пондеромоторних сил у МАІ під час МАО в умовах з значним градієнтом магнітної індукції.

Отримані результати експериментально підтверджують розроблену модель МАІ, з кінематичних міркувань пояснюють механізм переміщення частинок магнітно-абразивного порошку під час МАО у великих магнітних щілинах і дозволяють класифікувати інструмент, який формується магнітним полем з окремих частинок фероабразивного порошку під час обробки як в'язко-пластичне середовище з армуючими елементами, роль яких виконує магнітне поле.

Якщо опір, що виникає в МАІ через наявність внутрішнього тертя при інших рівних умовах пропорційний швидкості переміщення частинок МАІ одна відносно одної, то зсувні напруження, які виникають між МАІ і поверхнею деталі, і фактично співпадають з питомою силою тертя можна навести у вигляді: , де - градієнт швидкості, який показує з якою швидкістю частинки МАІ перемішуються одна відносно одної; - коефіцієнт динамічної в'язкості МАІ.

Будемо вважати, з деяким ступенем точності, що градієнт швидкості має лінійний вигляд. Тоді за результатами наведеними на рис.7 і з умов досліджень можна визначити величину - в'язкості порошкового МАІ. Виконані розрахунки дозволили отримати залежності зміни величини для МАІ, складеного з порошків різного розміру частинок при різних швидкостях МАО і величини магнітної індукції у робочих щілинах. Розрахункові результати наведено у вигляді поверхонь для порошку з розміром частинок 200/100 і 630/400 мкм , який використано для формування МАІ у магнітних щілинах величиною 14 і 22 мм. Показано, що при швидкостях МАО 0,1 1 м/с має місце різке зниження в'язкості МАІ від 200 800 пуаз до 30 60 пуаз. У інтервалі швидкостей 1 3,2 м/с величина в'язкості змінюється слабо в межах 30 60 пуаз. Отримані результати показують, що перша зона при швидкостях МАО до 1 м/с відповідає процесу стаціонарної поведінки зерен МАІ без їх активного перемішування у магнітних щілинах, тобто ламінарному руху магнітно-абразивного середовища під час обробки.

Турбулентний хаотичний рух частинок МАІ буде мати місце для всіх вказаних вище умов при швидкості більше 1 м/с. Розраховано критичні значення швидкостей МАО, при яких відбувається перехід від стаціонарного - ламінарного руху частинок під час обробки до хаотичного. Визначено, що максимальна критична швидкість переходу від ламінарного до турбулентного руху частинок МАІ при МАО відповідає величині щілини найбільш близької за розмірами до оптимальних, при яких реалізуються умови обробки.

Умови переходу від ламінарного до турбулентного руху частинок суттєво залежать не тільки від значень швидкості, в'язкості середовища, внутрішнього тертя, а й від щільності самого МАІ. Тому для конкретизації таких умов необхідно використання безрозмірного критерію, який безпосередньо враховує властивості середовища. Традиційно, таким критерієм є число Рейнольдса - Re, яке характеризує відношення енергії дисипації до кінетичної енергії і визначається за формулою: Re = VL/, де V-швидкість, з якою рухається МАІ під час МАО; L - розмір течії (відстань від полюсного наконечника до оброблюваної деталі); - кінематична в'язкість, яка визначається як відношення коефіцієнту динамічної в'язкості - до щільності МАІ - . Було визначено Re для крупної та дрібної фракцій порошку ФЕРОМАП, значення якого в залежності від величини щілини і магнітної індукції в робочій зоні досягають 2,754,3 для дрібної фракції (200/100 мкм) та 1,95 3 для крупної фракції (630/400 мкм).

При чому при швидкостях МАО 0,5 0,7 м/с величина Re не перевищує 0,005 0,027, а в діапазоні швидкостей 1 3 м/с Re = (0,3 4,2). Різке зростання величини Re свідчить про те, що при досягненні деякого критичного значення, у нашому випадку ці значення лежать у діапазоні 0,05 0,16 для дрібної фракції і 0,019 0,082 для крупної фракції, ламінарний впорядкований рух змінюється на турбулентний, хаотичний. Таким чином, Re є мірою відношення інерційної сили до сили в'язкості. Коли число Рейнольдса незначне, сила в'язкості стає визначальною і ефект в'язкості МАІ відіграє значну роль у процесі обробки. Коли Re велике, то стає визначальною інерційна сила, а ефект в'язкості порошкового середовища відіграє значну роль лише у області граничного шару - шару МАІ, який безпосередньо контактує з поверхнею, що оброблюється. Проведені розрахунки значень числа Рейнольдса для різних умов МАО показали, що турбулентний рух порошкового МАІ буде стійко виявлятися при Re > 0,2-0,3.

Шостий розділ роботи присвячено використанню розробленого МАІ і перевірці його працездатності при обробці деталей з складними фасонними поверхнями на прикладі лопаток компресорів ГТД.

Розроблено дослідно-промислову установку для МАО лопаток, яка має вигляд спеціального пристрою, що встановлюється на стандартному вертикально-фрезерному верстаті і складається з технологічної наладки, яка монтується на шпинделі верстата і кільцевій магнітній системі, що розташовується на горизонтальному столі. Пристрій забезпечує переміщення комплекту лопаток по колу, плавне їх введення в зону обробки, яка створюється магнітною системою, коливання лопаток навколо власної вертикальної осі з заданою амплітудою і частотою, відслідкування кута повороту конкретного перетину пера лопатки відносно напрямку руху. Для забезпечення оптимальної траєкторії руху лопаток в робочій зоні розроблено методику розрахунку і визначено оптимальні геометрія і розміри конструктивних вузлів пристрою. Методика базується на даних про кінематику процесу обробки пера лопаток, враховує дійсний радіус перетинів лопаток, реальну закрутку лопатки по висоті пера - зміну кута повороту кожного конкретного перетину пера лопатки відносно повздовжньої осі замка. Розрахунки мінімального радіусу робочої зони, форми і розмірів копіру і привідних елементів вузла коливань лопатки виконують згідно таблиць координат пера лопатки.

Особливі властивості МАІ, що формується у великих щілинах, визначені вище - наявність макроструктурних квазістабільних формувань і особливих умов поведінки в процесі МАО, пов'язаних з псевдозрідженням дозволяють використовувати його для проведення розмірної МАО - а саме для заокруглення кромок лопаток ГТД. Показано, МАО з використанням спеціально сформованого МАІ забезпечує одержання кромок правильної геометричної форми. При цьому необхідно використовувати МАІ, який сформовано з рівновісних частинок, розміри яких близькі до розмірів оброблюваних кромок, і умови МАО - швидкість обробки і магнітну індукцію в робочих щілинах, яка відповідають явищу псевдозрідження МАІ. Рівномірність і висока продуктивність заокруглення кромок досягається при коливаннях лопаток в процесі МАО навколо власної своєї вертикальної осі з амплітудою 10-12^о та частотою 1,5-3 коливання за один оберт. Величини хорди лопаток Для запобігання викривленню розмірів деталей при формуванні кромок час обробки на повинен перевищувати 3 хвилин.

Дослідження залишкових напружень в поверхневому шарі лопаток після МАО показали, що використання спеціальним образом сформованого МАІ дозволяє виконувати контрольоване формування в поверхневому шарі лопаток стискаючі залишкові напруження як за їх величиною - від -200 МПа до -1200 МПа, так і за глибиною залягання - від 50 мкм до 200 мкм і більше. Це дозволяє використовувати метод МАО у якості фінішної поліруючо-зміцнюючої операції, що дозволяє замінити традиційні технологічні операції зміцнення - обдувка мікрокульками, ультразвукове зміцнення і віброшліфування. Досліджено вплив технологічної спадковості при виготовленні лопаток і визначено оптимальне місце розташування операції МАО в технологічному ланцюжку виготовлення лопаток. При цьому підвищується якість виробів, суттєво зменшується трудоємність технологічного циклу виготовлення лопаток, виключається ручна праця, практично виключається брак. З метою суміщення операцій формування кромок лопаток, шорсткості поверхні з Ra<0,32 мкм, та створення в поверхневому шарі залишкових стискаючих напружень заданої величини і глибини їх залягання виконано комплексну оптимізацію процесу МАО лопаток, яка використовує регресійні моделі контрольованих параметрів і полягає в мінімізації цільової функції, яка має вигляд:

де F(V,B,,) - значення інтегральної цільової функції; f_l - значення функції l-го параметру; f_l¹ та f_l²-нижня і верхня межі l-го параметру; K-коефіцієнт штрафу. Приклад топограми цільової функції наведено на рис.10. Використання визначених режимів обробки дозволило отримати на лопатках, виготовлених з сплаву ЭП718ВД з висотою пера 36 мм отримати рівномірну шорсткість поверхні пера з Ra=0,2 мкм, сформувати залишкові стискаючі напруження в поверхневому шарі, наведені на рис.11 і довести межу втомі деталей до 640-660 МПа при базі випробувань 2^.10⁷ циклів і підвищити надійність лопаток на 10%. Аналогічні результати було отримано на лопатках виготовлених з сплаву ЭИ961 з вистою пера 65 мм і хордою 45 мм.

Спроможність МАІ локально впливати на окремі ділянки оброблюваних поверхонь і висока його спроможність віддзеркалювати оброблювану форму деталей було використано при ремонті лопаток ГТД. Розроблено технологічний ланцюжок ремонту з застосуванням методу МАО і нанесенням спеціальних тонких зносостійких іонно-плазмових покриттів типу TiN. Показано, що використання запропонованої технології ремонту призводить до відновлення експлуатаційних властивостей лопаток, а саме їх шорсткості поверхні, локальне розполірування ерозійних раковин на поверхні, підвищення на 5-8% межи витривалості у порівнянні з необхідним рівнем.

Позитивні результати отримані при використанні комбінації методу МАО і нанесення іонно-плазмових покриттів при ремонті лопаток було використано при виготовленні лопаток компресорів двигуна Д-36 з сплаву титану ВТ3-1. Показано, що комбінована технологія фінішної обробки, яка складається з технологічного циклу МАО+TiN+МАО забезпечує формування шорсткості поверхні з Ra<0,16 мкм і значне зростання опору втоми. Причому на першому етапі використовували МАІ з підвищеними поліруючими властивостями-МАІ_п-з, складений з сумішей оптимального складу, а на заключному етапі МАО - інструмент з високими зміцнюючими властивостями - МАІ_з, складений з порошків з округлою формою частинок.

В сьомому розділі виконано дослідження застосування МАО з спеціальним МАІ, а також в комбінації з нанесенням покриттів для фінішної обробки і підвищення експлуатаційних властивостей осьового різального інструменту. Показано, що досягнення найбільшої ефективності при МАО осьового різального інструменту відбувається при комплексній реалізації позитивних умов формування МАІ і кінематики процесу обробки. Використання для МАО схеми обробки типу кільцева ванна забезпечує отримання найбільш рівномірної обробки поверхонь інструменту при умові такого розташування і руху осьового різального інструменту, коли відбувається рівномірне “обтікання” його поверхонь формуємим під час МАО магнітно-абразивним інструментом. При цьому повинні відтворюватися умови досягнення в МАІ оптимального рівня зсувних напружень, які визначаються кутами внутрішнього тертя в МАІ, і для досліджуваних порошкових магнітно-абразивних матеріалів і умов обробки знаходяться в межах 25-35^о.

Розроблено експериментальну наладку до універсальної магнітно-абразивної установки для МАО осьового різального інструменту і дослідно-промислову наладку до стандартного вертикально-фрезерного верстата, які враховують оптимальні кінематичні умови обробки різального інструменту і умови формоутворення МАІ.

Досліджено вплив технологічних параметрів процесу МАО на характеристики зміни геометричних і мікрогеометричних показників інструменту і його поверхні під час обробки. Показано, що забезпечується формування шорсткості поверхні з Ra<0,2 мкм при часі обробки на головне лезо і задню поверхню свердел менше 30 с і русі свердел у напрямку до хвостовика - 60-120 с. Встановлено, що МАО порошком з розміром частинок менше 200 мкм не призводить до зміни розмірів робочих поверхонь інструменту. Показано, що МАО осьового різального інструменту в умовах кільцевої ванни забезпечує формування зміцненого шару товщиною до 150-200мкм з підвищеною мікротвердістю не менш ніж на 35-40%. Досягнення такого результату можливо при швидкості обробки 2-2,5 м/с, магнітній індукції у робочих щілинах 0,18-0,21 Тл, часі МАО 80 с порошком типу ПОЛІМАМ-Т з розміром частинок 200/100 мкм.

Доведено доцільність використання МАО, як підготовчої операції перед нанесенням зносостійких, іонно-плазмових покриттів. Показано, що попередня МАО зі швидкістю 2 м/c дозволяє підвищити стійкість свердел із покриттям TiN , більш ніж у 1,5 разу в порівнянні з необробленими покритими свердлами.

Розроблена методика дослідженя, яка дозволяє візуалізувати процес втрати зносостійкості різального інструменту під час експлуатації. Використання розробленої методики дозволило забезпечити проведення експериментальних досліджень на більш якісному рівні. Показано, що МАО інструменту з іонно-плазмовими покриттями різних складів забезпечує підвищення його зносостійкості у 2 рази і більше без зміни геометичних характеристик різальної частини. Отриманий позитивний вплив МАО пов'язано з формуванням під покримттям в процесі МАО перехідного зміцненного шару, який є демпферною зоною між покриттям і основним матеріалом інструменту і забезпечує найкраще пристосування покриття до матеріалу субстрату, практично виключаючи небажаний ефект “скляної сорочки”.

Вперше виконано дослідження технологічного комбінування процесів ХТО (карбонітрації) і МАО різального інструменту. Встановлено, що використання МАО перед ХТО забезпечує формування сприятливих властивостей поверхні і поверхневого шару для проведення дифузійного насичення і забезпечує підвищення якості різального інструменту, а саме комбінація технологічних обробок МАО+ХТО+МАО при режимах МАО - порошком ПОЛІМАМ - Т розміром 200/100 мкм, швидкість обробки 2 м/с, час обробки 40 с та ХТО - температура Т=550⁰С, час витримки 1 година забезпечує шорсткість з Ra<0,2 мкм, формування зміцненого шару глибиною до 300 мкм з підвищення мікротвердості до 13,5 ГПа на глибині 25 мкм, поверхневої твердості (HV) до 11,5-14 ГПа, стійкості до зносу у 3 рази в порівнянні з необробленим в такий спосіб різальним інструментом.

ВИСНОВКИ

1. У дисертації наведено нове вирішення наукової проблеми, що виявляється в розробці основ створення спеціального порошкового магнітно-абразивного інструменту в умовах великих щілин і його використання для фінішної обробки фасонних поверхонь з забезпеченням заданих фізико-механічних властивостей поверхні і поверхневого шару деталей, виготовлених з різних матеріалів.

2. Вперше на основі комплексного фізичного, кінематичного і реологічного аналізу, виконаного на мікро- і макрорівнях, процесів, що відбуваються в порошковому фероабразивному середовищі в умовах великих магнітних щілин при МАО розроблено фізичну модель МАІ. Модель побудовано з використанням континуальної уяви порошкового фероабразивного середовища у вигляді угруповань квазістабільних веретено- і конусоподібних макроформувань, що утворюються в ньому і безпосередньо визначають процеси, які відбуваються при МАО.

3. Встановлено роль пондеромоторних сил, яку вони відіграють при формуванні МАІ в умовах великих щілин з значним градієнтом магнітної індукції. Доведено, що зазначені сили є похідними від магнітної індукції і швидкості обробки, а також від геометричних і фізичних властивостей спеціальних порошкових магнітно-абразивних матеріалів, отриманих методом розпилення з розплаву. Показано, що дія пондеромоторних сил може або підвищувати ступінь фіксації МАІ при МАО, або призводити до ефекту його “псевдозрідження”.

4. Доведено, що МАІ в умовах великих щілин має риси рідини і за своїми властивостями може бути віднесений до класу бінгамовських середовищ. Встановлено, що зсувні зусилля в МАІ, що виникають при МАО лінійно залежать від магнітної індукції в щілинах в діапазоні 0,1-0,6 Тл і визначаються тріботехнічними характеристиками інструменту і умовами його контактної взаємодії з оброблюваною поверхнею.

5. Вперше визначено характеристики в'язкості МАІ, сформованого у великих щілинах і особливості його поведінки під час МАО в залежності від умов обробки, а саме явища стаціонарного - ламінарного руху частинок фероабразиву у робочих щілинах і турбулентного, пов'язаного з ефектом псевдозрідження. Отримані результати дозволили визначити межи застосування МАІ, а саме для отримання максимальних абразивної, поліруючої або зміцнюючої спроможності і напрямки керування його властивостями.

6. Встановлено, що дійсна площа контакту частинок МАІ з оброблюваною поверхнею складає не менше 5-7% від загальної, залежить від мікрогеометрії частинок магнітно-абразивного порошку і визначає ефективність процесу МАО.

7. Для ефективного керування спеціальними технологічними характеристиками МАІ, що використовується при обробці складних фасонних поверхонь запропоновано застосування композиційного порошкового інструменту, складеного з сумішей порошків, які суттєво відрізняються за своєю формою, розміром і властивостями. Визначено особливості структурування МАІ, який сформовано з двохкомпонентних сумішей, його тріботехнічні і експлуатаційні властивості. Розроблено рекомендації для практичного створення і використання сумішей порошків для формування МАІ з характеристиками, які визначаються задачами обробки.

8. На основі досліджень фізико-механічних властивостей поверхневого шару і мікрогеометрії поверхні деталей після МАО визначено силовий вплив і характер контактної взаємодії МАІ з оброблюваною поверхнею. Доведено, що використання МАІ, який сформовано у магнітних щілинах з значним градієнтом магнітної індукції забезпечує ефективне проведення поліруючо-зміцнюючої обробки з локальним керованим впливом на окремі ділянки поверхні деталей і дозволяє формувати у поверхневому шарі стискаючі напруження з регульованою величиною в межах від -200 МПа до -1200 МПа на глибині до 200-250 мкм, підвищення мікротвердості і поверхневої твердості на 20-40%.

9. Визначено галузь використання розробленого МАІ на фінішних операціях обробки деталей типу лопатки ГТД, осьовий різальний інструмент при їх виготовленні і ремонті. Розроблено нові методи об'ємної МАО з застосуванням МАІ, що формується у великих магнітних щілинах. Розроблено методику розрахунку основних вузлів верстатів для МАО лопаток і осьового різального інструменту, яка враховує їх складну форму, кінематику руху при обробці, а також спеціальні властивості МАІ.

10. Встановлено оптимальні технологічні умови МАО, яка використовує МАІ з спеціальними властивостями для фінішної обробки, для формування кромок лопаток і обробки різальних поверхонь осьового інструменту, у якості підготовчої операції перед нанесенням іонно-плазмових і дифузійних покриттів і як поліруючо-зміцнюючої операції після нанесення зносостійких покриттів. Встановлено, що після комбінованої фінішної обробки за технологічним циклом МАО+ TiN покриття +МАО має місце стабільне підвищення опору втоми лопаток компресорів ГТД на менш ніж на 18%, стійкості різального інструменту в 1,8-2 рази і більше у порівнянні з необробленим в такий спосіб інструментом.

11. Вперше виконано дослідження технологічного комбінування процесів ХТО і МАО різального інструменту, виготовленого з швидкорізальної сталі. Встановлено, що оптимальною є комбінація технологічних обробок МАО+ХТО+МАО, яка забезпечує шорсткість з Ra<0,2 мкм, формування зміцненого шару глибиною до 300 мкм з підвищеною мікротвердості до 13,5 ГПа на глибині 25 мкм, зростання стійкості інструменту більш ніж у 2 рази у порівнянні з необробленим.

12. Результати виконаної роботи впроваджено і використовуються на державному підприємстві “АВІАКОН”, у ВАТ ”КИЇВПОЛІГРАФМАШ”, КЦКБ арматуробудування, в державній акціонерній холдінговій компанії “АРТЕМ”, в OTTO-VON-GUERICKE-UNIVERSITДT MAGDEBURG. Економічний ефект від впровадження склав 2855 гривень при ремонті одного комплекту лопаток компресору для газоперекачувальної станції і до 15 тисяч гривень на рік від використання розробленого методу і технології МАО різального інструменту.

СПИСОК ОПУБЛІКОВАНИХ ПРАЦЬ

1. В.С.Майборода, О.В.Степанов, В.Я.Шлюко, В.В.Джемелинский Закономерности формирования ферроабразивного порошка в магнитно-абразивный инструмент в условиях кольцевого расположения магнитных зазоров // Порошковая металлургия. - 1989. - №5. - С.72-77.

2. Степанов О.В., Майборода В.С., Шлюко В.Я. Магнитно-абразивная обработка кромок лопаток ГТД // Авиационная промышленность. - 1990. - №5. - С.15-17.

3. Майборода В.С., Степанов О.В. Ратошнюк В.С. Особенности магнитно-абразивной обработки деталей в кольцевой магнитной системе // Технология и организация производства. - 1990.-№2. - С.32-33.

4. Применение магнитно-абразивного метода для обработки лопаток / Л.М.Вязовская, В.С.Майборода, Б.И.Крамаровский, О.В.Степанов, В.Г.Никифоров, В.А.Самыкин, А.Ф.Шпатаковский, А.В.Андронов // Авиационная промышленность. - 1990. - №9.- С.20-22.

5. Майборода В.С., Андронов А.В. Расчет отдельных узлов станков для магнитно-абразивной обработки лопаток ГТД // Технология и автоматизация машиностроения. - №46. - 1991. - С.24-26.

6.Майборода В.С. Магнитно-абразивная обработка кромок деталей // Технология и автоматизация машиностроения.-№47.-1991.-С.38-39.

7. Степанов О.В., Майборода В.С., Шлюко В.Я., Андронов А.В. Методика расчета конcтруктивных параметров станка для магнитно-абразивной обработки лопаток ГТД //Авиационная промышленность. - 1992. - №4. - С.17-19.

8. Майборода В.С., Шлюко В.Я., Тараненко Н.Л., Степанов О.В. Исследование электрического сопротивления порошкового магнитно-абразивного инструмента // Порошковая металлургия. - 1992.- №4.- С.83-87.

9. Майборода В.С., Степанов О.В., Тараненко Н.Л., Верменко В.Я. Реологические характеристики магнитно-абразивных порошков в магнитном поле// Порошковая металлургия.-1994.- №1/2, - С.62-66.

10. Степанов О.В, Майборода В.С. Влияние магнитно-абразивной обработки на свойства поверхности лопаток ГТД //Авиационная промышленность.-1994.- №11/12.-С.32-34.

12. Майборода В.С., Степанов О.В. Формирование порошкового магнитно-абразивного инструмента при обработке лопаток газотурбинных двигателей // Порошковая металлургия. - 1996.- №1/2.- С.92-98.

12. Гейчук В.М., Майборода В.С. Верстати для магнітно-абразивної обробки, побудовані на основі модульного принципу // Прогресивна техніка і технологія машинобудування, приладобудування і зварювального виробництва. - Київ:НТУУ”КПІ”. - 1998.- Т.1. - С.217-221.

13. Майборода В.С. Дослідження триботехнічних особливостей формування порошкового фероабразивного інструменту при магнітно-абразивній обробці // Металознавство та обробка матеріалів.-№1-2,-1998.-С.59-63.

14. Майборода В.С. Вплив магнітно-абразивної обробки на стан поверхневого шару лопаток газотурбінних двигунів// Вестник национального технического университета Украины ”Киевский политехнический институт”. Машиностроение.-вып.34. -1999.-С.217-222.

15. Майборода В.С. Особенности формирования и взаимодействия порошкового магнитно-абразивного инструмента с поверхностью деталей в кольцевых зазорах //Порошковая металлургия.-1999.-№7/8. - С.117-121.

16. Майборода В.С., Костенко А.В., Степанов О.В. Дослідження властивостей магнітно-абразивного інструменту, складеного з сумішей порошків // Металознавство та обробка матеріалів.-№1-2,-1999.-С.82-88.

17. Исследование влияния видов обработки поверхности и многослойного покрытия пера лопаток на их характеристики сопротивления усталости./ Б.А.Грязнов, В.С.Майборода Ю.С.Налимов, О.Н.Герасимчук, О.В.Кононученко, А.В.Костенко // Проблемы прочности. - №5, - 1999. - С.109-116.

18. Майборода В.С., Костенко А.В.,Ульяненко Н.В. Використання сумішей фероабрабразивних порошків для магнітно-абразивної обробки // Вестник Национального технического университета Украины ”Киевский политехнический институт”. Машиностроение.- вып.37. - 1999. - С.183-188.

19. Майборода В.С. Внутрішнє тертя у магнітно-абразивному інструменті // Наукові вісті НТУУ ”КПІ” - №3.-2000-С.40-43.

20. Майборода В.С. Дослідження характеристик внутрішнього тертя сумішей магнітно-абразивних порошків у магнітному полі // Порошковая металлургия.- 2000.- №3, с.62-67.

21. Майборода В.С., Дюбнер Л.Г., Ульяненко Н.В. Магнітно-абразивна обробка осьового і кінцевого різального інструменту.1. Вплив магнітно-абразивної обробки на характеристики різальних поверхонь свердел // Наукові вісті НТУУ ”КПІ” - №2.-2001-С.60-66.

22. Майборода В.С., Дюбнер Л.Г. Магнітно-абразивна обробка осьового і кінцевого різального інструменту. 2.Використання магнітно-абразивної обробки, як підготовчої операції перед нанесенням покриттів типу TiN // Наукові вісті НТУУ ”КПІ” - №3.-2001-С.77-83.

23. В.С.Майборода, О.А.Хоменко, В.М.Гейчук, Н.В.Ульяненко Дослідження особливостей тертя порошкового магнітно-абразивного інструменту об поверхню деталей при магнітно-абразивній обробці // Вестник Национального технического университета Украины ”Киевский политехнический институт”. Машиностроение. - 2001. - вып.41. - С.113-119.

24. Майборода В.С., Дюбнер Л.Г., Ульяненко Н.В. Магнітно-абразивна обробка осьового і кінцевого різального інструменту. 3.Використання магнітно-абразивної обробки, як фінішної операції після нанесення іонно-плазмових покриттів//Наукові вісті НТУУ”КПІ” - №4.-2001-С.94-99.

25. Дюбнер Л.Г., Майборода В.С. Магнитно-абразивная обработка осевого режущего инструмента // Вестник национального технического университета Украины ”Киевский политехнический институт”. Машиностроение.-вып.40. -2001.-С.150-159.

26. Майборода В.С., Бобіна М.М., Ульяненко Н.В. Магнітно-абразивна обробка кінцевого і осьового різального інструменту. 4.Використання магнітно-абразивної обробки, як попередньої операції перед дифузійним насиченням поверхневого шару під час хіміко-термічної обробки //Наукові вісті НТУУ “КПІ”. - 2001. - №6. - С.38-45.

27. Способ магнитно-абразивной обработки. А.С.СССР № 1676180, В 24 В, 31/112 / Майборода В.С., Крамаровский Б.И., Степанов О.В., Трофимов Н.Г., Шлюко В.Я., Шпатаковский А.Ф., 1991, №4686508/08.Заявлено 03.05.89 - не публикуется.

28. Спосіб магнітно-абразивної обробки. Патент України на винахід №18814 В24В 31/112 /Майборода В.С., Степанов О.В., Андронов А.В ., Верменко В.Я., Давыдов С.П., Устенко В.Г., Шлюко В.Я №95321339. Заявлено 29.10.93. Опубл. 25.12.97. Бюл.№6.

29. Спосіб магнітно-абразивного об'ємного полірування. Патент України на винахід №16512 В24В31/112 / Майборода В.С., Шлюко В.Я., Степанов О.В., Верменко В.Я., Крамаровський Б.І., Шпатаковський О.Ф., Андронов О.В. №4362185/SU. Заявлено 11.01.89. Опубл. 29.08.97, Бюл. №4.

30. Спосіб магнітно-абразивної об'ємної обробки . Патент України на винахід № 25441 А, В24В 31/112 / Майборода В.С., Гейчук В.М., Степанов О.В., № 95094329. Заявлено 29.09.95. Опубл. 30.10.98, Бюл.№6.

31. Спосіб хіміко-термічної обробки інструменту з швидкорізальної сталі. Патент України на винахід №42541А С23С8/00 В24В31/112 / Майборода В.С., Бобіна М.М., Ульяненко Н.В № 2001032104. Заявлено 30.03.2001 Опубл.15.10.2001р. Бюл.№9.

Размещено на Allbest.ru