авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 15 |
-- [ Страница 1 ] --

МИНОБРНАУКИ РОССИИ

Государственное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

«МАТИ» – Российский государственный технологический

университет имени К.Э. Циолковского

(МАТИ)

НАУЧНЫЕ ТРУДЫ

Издание основано в 1940 году

Выпуск 17 (89)

Москва 2010

УДК 621;

669;

681.5;

66;

621.37/39;

681.2;

005;

504;

51;

53;

531/534;

54;

378 Научные труды. Вып. 17 (89). - М.: МАТИ, 2010. - 444 с.: ил.

ISBN 978-5-93271-595-6 В данном выпуске сборника Научных трудов представлены результаты фундаментальных и прикладных исследований, выполненных учеными МАТИ, в том числе в содружестве со специ алистами других организаций, в широком спектре научных направлений, включая научно-иссле довательские работы по грантам и ряду научно-технических программ.

Сборник рассчитан на научных работников, преподавателей вузов и аспирантов. Может использоваться при переподготовке кадров промышленных предприятий.

Главный редактор: врио ректора А.В. Никитов Заместитель главного редактора: проф. В.А. Васильев засл. проф. МАТИ Бибиков Е.Л., Редакционная коллегия:

чл.-корр. РАН, проф. Васильев В.В., проф. Галкин В.И., доц. Голов Р.С., проф. Дмитренко В.П., акад. РАН, проф. Ильин А.А., проф. Намазов В.Н., проф. Попов В.Г., проф. Суминов И.В., проф. Сухов С.В., проф. Уваров В.Н., нач. ОНТИ Чивикина Г.И., проф. Юрин В.Н.

Ответственные Затеева Т.А., Иванова Э.И.

секретари редколлегии:

проф. Баранов А.М., проф. Бойцов А.Г, проф. Болотин И.С., Научные редакторы:

проф. Ковалев А.П., проф. Коллеров М.Ю., проф. Путятина Л.М., доц. Савкин А.В., проф. Слепцов В.В. проф. Сорокина Н.Д.

проф. Черняев А.В., проф. Чумадин А.С., проф. Цырков А.В., проф. Шолом А.М.

Тел. (495) 915-37-76, факс (495) 915-09- Адрес: 121552 Москва, Оршанская ул., 3, МАТИ ISBN 978-5-93271-595- © МАТИ, ПРЕДИСЛОВИЕ В 2010 году исполнилось 70 лет с момента присвоения нашему вузу имени «МАТИ»: 17 июня 1940 года было принято постановление Центрального Комитета ВКП(б) и Совета Народных Комиссаров СССР «Об организации Московского авиационного тех нологического института Наркомавиапрома».

Уже в том же 1940 году в Оборонгизе издан первый сборник «Труды московского авиационного технологического института», с которого началась история наших нынеш них «Научных трудов» МАТИ.

Настоящий сборник посвящен этим событиям. В нем в 12 традиционных темати ческих разделах представлено 90 статей – результаты фундаментальных и прикладных исследований, выполненных учеными МАТИ в широком спектре научных направлений, включая научно-исследовательские работы по грантам и ряду научно-технических про грамм. Некоторые работы выполнены в соавторстве с учеными и специалистами РАН, научно-исследовательских и производственных организаций.

Сборник «Научные труды» МАТИ отражает изменение статуса нашего вуза – от от раслевого института до технологического университета.

В период с 1940 года до 70-х годов «Научные труды» выпускались отдельными (выпускающими) кафедрами, т.е., по сути, были монотематическими. Ныне каждый вы пуск сборника политематический, он включает широкий спектр научных направлений, которыми занимаются наши ученые. Это более полно показывает и уровень развития научных исследований в нашем университете.

Наше издание пользуется авторитетом у авторов из других организаций, прежде всего научных и научно-производственных организаций промышленности.

В 2010 году ученые МАТИ получили 3 престижные премии:

• д.т.н,, проф. Суминов И.В. (руководитель работы), д.т.н,, проф. Крит Б.Л., д.т.н,, проф. Петров А.П., к.т.н, доц. Эпельфельд А.В. отмечены премией Правительства Российской Федерации 2009 года в области науки и техники за создание оборудова ния и разработку технологий синтеза нанокерамических сверхтвердых композитных слоев на поверхности деталей из легких металлов и их сплавов для широкомасштаб ного внедрения на машиностроительных предприятиях;

• д.т.н,, проф. Фролов В.А. (в соавторстве) отмечен премией Правительства Россий ской Федерации 2009 года в области науки и техники за разработку комплекса обо рудования и технологий с управлением качеством нанесения многофункциональных покрытий для повышения работоспособности высоконагруженных узлов;

• академик РАН, д.т.н., проф. Ильин А.А. (руководитель работы), к.т.н., доц. Карпов В.Н., д.т.н., проф. Коллеров М.Ю., д.т.н., проф. Мамонов А.М., д.т.н., проф. Надеждин А.М., д.т.н., проф. Петров Л.М., д.т.н., проф. Скворцова С.В.

отмечены национальной медицинской премией «Призвание» в номинации «За вклад в развитие медицины, внесенный представителями фундаментальной науки и неме дицинских профессий».

Редколлегия и редакция «Научных трудов» поздравляет:

• своих авторов – с юбилеем издания, • наших коллег-лауреатов – с высокой правительственной и общественной оценкой ре зультатов их труда, желает им новых творческих успехов, а всех нас – с еще одним признанием авторитета научных школ МАТИ.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ УДК 669.045: 66.065.5: 518. НАПРАВЛЕННАЯ КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ ЖАРОПРОЧНОГО НИКЕЛЕВОГО СПЛАВА ЭВТЕКТИЧЕСКОГО СОСТАВА В УСЛОВИЯХ ЖИДКОМЕТАЛЛИЧЕСКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ к.т.н., доц. А.В. Драницин, В.А. Щетинкина Исследовано температурное поле сплава Ni — NbC в процессе направленной кристаллизации методом компьютерного моделирования. Установлены закономерности направленной кристаллизации сплава в условиях жидкометаллического охлаждения. Показано, что температура в зоне нагрева суще ственно влияет на величину градиента температуры на фронте кристаллизации.

The temperature field of Ni — NbC alloy during of directional crystallization is studied by computer modeling method. The laws of directional crystallization of alloy in conditions of liquid—metal cooling are determined. It is shown, that the temperature in heating zone substantially influences upon temperature gradient magnitude on crystallization front of alloy.

Эвтектические композиционные материалы (ЭКМ) на основе никеля относятся к классу жаропрочных материалов, применяемых в космической и ракетной технике.

ЭКМ получают методом направленной кристаллизации (НК). НК эвтектик является одним из перспективных способов создания композиционных материалов с требуемыми структурой и свойствами [1]. Для достижения строго однонаправленного роста эвтекти ческих фаз необходимо обеспечить как можно более плоский фронт кристаллизации.

Известно [2], что плоский фронт кристаллизации обеспечивается в том случае, если от ношение градиента температуры на фронте кристаллизации (G) к скорости перемеще ния фронта кристаллизации (V) превышает некоторое критическое значение, которое равно 3,6·105 К·с/см2 для жаропрочных никелевых эвтектических сплавов со структурой g/g — NbС. Это условие накладывает жесткие ограничения на скорость кристаллиза ции. При малых скоростях кристаллизации и относительно небольших сечениях слитка из ЭКМ (~10 мм) указанное условие (G/V) (G/V)крит довольно легко выполнить, но с увеличением V для сохранения плоского фронта кристаллизации необходимо предпри нимать специальные меры. Использование в установках НК жидкометаллического охла дителя (расплав олова или эвтектики системы индий-галлий) позволяет достичь более высоких значений G и для выращивания ЭКМ можно использовать более высокие скоро сти перемещения формы с расплавом [1]. Кроме того, с увеличением скорости НК воз растает дисперсность ориентированной эвтектической структуры, что заметно улучшает жаропрочные свойства ЭКМ [3].

Таким образом, качество ЭКМ зависит от условий теплообмена в установке НК.

В то же время условия теплообмена в основном определяются температурой расплава и способом охлаждения кристаллизующейся эвтектики [3]. В связи с этим для совер шенствования технологии получения ЭКМ определенного состава необходимо изучать закономерности кристаллизации и формирования температурного поля в расплаве и слитке, а также оценить достигаемый уровень градиента температуры на фронте кри сталлизации применительно к конкретным условиям теплообмена, реализуемым при НК. Поскольку постановка натурных экспериментов связана с большими затратами ма териальных ресурсов и времени, то наиболее целесообразным способом подобного ис следования является компьютерное моделирование изучаемого процесса [4]. Поэтому 4 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ целью данной работы является изучение влияния температуры нагревателя и рода жид кометаллического охладителя на температурное поле сплава методом компьютерного моделирования.

На рис. 1 приведена принципиальная схема установки НК.

z I L zS II z z III Рис. 1. Принципиальная схема установки направленной кристаллизации в жидкометаллическом охладителе:

1 — керамическая форма;

2 — расплав;

3 — слиток;

4 — водоохлаждаемый шток;

5 — основание;

6 - жидкометаллический охладитель;

7 — корпус нагревательного устройства;

8 — нагреватель;

9 — экран;

I — зона нагрева;

II — экранная зона;

III — зона охлаждения При формулировании математической модели НК в настоящей работе сделаны следующие упрощающие допущения: 1) коэффициенты теплопроводности расплава и слитка из ЭКМ равны и не зависят от температуры;

2) поскольку скорость перемещения формы мала, то выделением скрытой теплоты кристаллизации пренебрегали, а процесс переноса тепла в расплаве и слитке рассматривали как квазистационарный;

3) из-за сравнительно небольшого внутреннего диаметра формы математическое описание те плопереноса в расплаве и слитке основывается на одномерном уравнении теплопрово дности;

4) ввиду небольшой высоты экранной зоны распределение температуры в спла ве, находящемся в этой зоне, аппроксимировали прямой линией. С учетом сделанных допущений получили следующую систему дифференциальных уравнений.

1) В случае, когда нижнее основание слитка находится в экранной зоне:

d 2 / dz 2 = 2 / R (T 4 TH ), z1 z L z1, (1) d 2T / dz 2 = 0, 0 z z1, (2) Граничные условия:

dT / dz z = z + 0 = dT / dz z = z 0, (3) 1 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ Tz = z1 + 0 = Tz = z1 0, (4) (5) dT / dz z = L z1 = 0, (6) 2) В случае, когда нижнее основание слитка находится в зоне охлаждения, систему (1)—(6) необходимо дополнить уравнениями:

(7) (8) Граничные условия:

dT / dz z = z + 0 = dT / dz z = z 0, (9) 2 Tz = z + 0 = Tz = z - 0 (10) 2 где l, Т – коэффициент теплопроводности и температура расплава или слит ка соответственно;

e – приведенная степень черноты системы форма – нагрева тель печи;

s – постоянная Стефана-Больцмана;

R – внутренний радиус формы;

ТН – температура нагревателя печи;

L — начальная высота расплава;

z1, z2 – координата верхней и нижней поверхности экранной зоны (см. рис. 1);

КД – коэффициент теплопередачи от металла к водоохлаждаемому штоку;

ТВ – температура воды в штоке;

ТОХЛ – температура жидкометаллического охладителя;

КБ – коэффициент теплопередачи от металла к жидкометаллическому охладителю че рез боковую поверхность формы.

Коэффициенты теплопередачи рассчитывали по формулам:

(11) (12) где dф, lф — толщина стенки формы и коэффициент теплопроводности материала фор мы (электрокорунд);

dо, lо — толщина и коэффициент теплопроводности основания 5 (см.

рис. 1), изготовленного из графита;

RS - суммарное тепловое сопротивление зазоров в системе торец слитка — форма — основание - водоохлаждаемый шток;

aОХЛ — коэффи циент теплоотдачи от боковой поверхности формы к жидкометаллическому охладителю.

Расчет aОХЛ осуществляли по критериальному уравнению [5]:

. (13) В качестве модельного сплава выбран эвтектический сплав состава Ni — NbC.

Известно, что строго ориентированную эвтектику в этом сплаве удается получить ме тодом НК при скорости кристаллизации 5 мм/ч и градиенте температуры на фронте кристаллизации не менее 150 °С/см [6]. Температура плавления сплава равна °С. Жидкометаллический охладитель представлен расплавом олова с температурой 300 °С или расплавом индия с температурой 220 °С. Внутренний диаметр керамиче ской формы принят равным 10 мм, толщина стенки формы — 3 мм. Начальная высота расплава в форме выбрана равной 290 мм, толщина экранной зоны – 20 мм, скорость перемещения формы – 5 мм/ч. Необходимые для выполнения расчетов теплофизиче ские свойства материалов взяты из работ [7—9].

Уравнения (2), (7) и (8) имеют аналитическое решение, а дифференциальное уравнение (1) является нелинейным. Поэтому для его решения применяли метод конеч ных разностей. На базе математической модели процесса НК, описываемой системой 6 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ уравнений (1)(10), разработан алгоритм расчета и соответствующая компьютерная программа.

Результаты компьютерного моделирования приведены на рис. 2 — 4.

Рис. 2. Изменение скорости перемещения фронта кристаллизации слитка ЭКМ состава Ni — NbC в процессе направленной кристаллизации (охладитель — олово при 300 С):

1 — температура нагревателя 1600 С;

2 — 1700 С Рис. 3. Изменение градиента температуры на фронте кристаллизации слитка ЭКМ состава Ni — NbC в процессе направленной кристаллизации (охладитель — олово при 300 С):

1 — температура нагревателя 1600 С;

2 — 1700 С Из рис. 2 видно, что при значениях 0 zs/L 0,11…0,13, когда охлаждаемый ко нец формы находится в экранной зоне, значение скорости перемещения фронта кри сталлизации (VФК) в основном больше скорости перемещения формы (V). При вхож дении формы в зону охлаждения VФК практически падает до нуля (0,185…0,377 мм/ч).

По мере продвижения формы в жидкометаллическом охладителе VФК возрастает за счет нарастающего потока тепла, отводимого в жидкометаллический охладитель. При zs/L = 0,2 значение VФК = V и в дальнейшем процесс НК стабилен. Участок стабиль ной кристаллизации соответствует значениям 0,2 zs/L 0,85. Для значений zs/L 0, наблюдается увеличение VФК, обусловленное уменьшением доли кристаллизующегося Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ сплава.Из рис. 3 следует, что когда охлаждаемый конец формы находится в экранной зоне, градиент температуры на фронте кристаллизации (G) постепенно падает, что свя зано с уменьшением количества тепла, отводимого от формы в водоохлаждаемый шток, из—за увеличения объема закристаллизовавшегося сплава. После вхождения формы в жидкометаллический охладитель значение G возрастает, при этом на начальном этапе наблюдаются осцилляции G. При 0,2 zs/L 0,9 градиент температуры имеет постоян ное значение, а при zs/L 0,9 — постепенно уменьшается. Увеличение температуры нагревателя с 1600 до 1700 С вызывает возрастание G со 150 до 220 С/см в период стабильной кристаллизации.

Из рис. 4 видно, что характер распределения температуры в расплаве и слитке из ЭКМ на разных этапах НК практически одинаковый.

Рис. 4. Распределение температуры в расплаве и слитке из ЭКМ состава Ni — NbC в характерные моменты времени направленной кристаллизации (температура нагревателя 1700 С):

1 — вхождение формы в зону охлаждения (t = 4 ч);

2, 3 — начало (t = 14 ч) и конец (t = 38 ч) периода стабильной кристаллизации;

4 — завершение кристаллизации (t = 54,2 ч) (горизонтальная линия соответствует температуре плавления сплава) Как показали наши исследования, применение другого жидкометаллического ох ладителя — индия практически не повлияло на отмеченные выше закономерности НК модельного сплава.

Таким образом, процесс НК в жидкометаллическом охладителе целесообразно осуществлять при максимально возможной температуре в зоне нагрева. Это обеспечит улучшение жаропрочных свойств ЭКМ и позволит увеличить производительность про цесса НК.

Литература 1. Материаловедение и технология металлов. / Г.П. Фетисов, М.Г. Карпман, В.М. Матюнин и др. — М.: Высш. шк., 2008. — 877 с.

2. Машиностроение. Энциклопедия. Т. II—3 / Под общ. ред. И.Н. Фридляндера. — М.:

Машиностроение, 2001. — 880 с.

3. Элиот Р. Управление эвтектическим затвердеванием. Пер. с англ. / Под ред. Л.С.

Швиндермана. — М.: Металлургия, 1987. — 352 с.

8 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ 4. Зарубин В.С. Математическое моделирование в технике. — М.: Изд—во МГТУ им. Н.

Э. Баумана, 2001. — 496 с.

5. Теплотехника. В.Н. Луканин, М.Г. Шатров, Г.М. Камфер и др. — М.: Высш. шк., 2000.

— 671с.

6. Барабаш О.М., Егоров Б.В. Теоретический анализ устойчивости композиционного ро ста эвтектических сплавов // Металлофизика, 1987. — 9. № 2. — С. 62 — 67.

7. Зиновьев В.Е. Теплофизические свойства металлов при высоких температурах:

Справ. изд. — М.: Металлургия, 1989. — 384 с.

8. Смитлз К. Дж. Металлы. Справ. изд. Пер. с англ. — М.: Металлургия, 1980. — 447 с.

9. Самсонов Г.В., Виницкий И.М. Тугоплавкие соединения (Справочник). — М.:

Металлургия, 1976. — 560 с.

ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ УДК 51.73: 537. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СИНТЕЗА 0D- И 1D-МАТЕРИАЛОВ В ЖИДКИХ СРЕДАХ ЭЛЕКТРОДУГОВЫМ МЕТОДОМ С.А. Артюхов В работе строится математическая модель, связывающая характеристику конечного продукта синтеза наноструктурированных жидких сред в виде концентрации с параметрами разряда и свойствами материала электродов, на основе уравнения баланса энергий на катоде при взрывной эмиссии.

In work the mathematical model linking the characteristics of a finite product of nanostructured liquid environments synthesis in the form of concentration with parameters of disruption and properties of electrode material, on the basis of the energy balance equation on the cathode is under construction at explosive issue is created.

В работе [1] приведена модель нагрева цилиндрического острия в виде (1) где r, с,, — плотность материала эмиттера, удельная теплоемкость, теплопрово дность и удельное электрическое сопротивление соответственно. В правой части урав нения (1) первое слагаемое описывает перенос тепла вследствие теплопроводности, а второе — выделение тепла из-за джоулева нагрева.

Модифицируем модель нагрева (1), полагая наличие микроострий конической формы (рис. 1).

Модель учитывает испарение, охлаждение вследствие теплопроводности и эмис сионные эффекты.

(2) (3) (4) где r — плотность материала катода;

с — удельная теплоемкость;

Т — температура;

— коэффициент теплопроводности;

r — радиус воздействия температуры;

i — ток, переноси мый через центр эмиссии на катоде;

a — угол при вершине острия;

j = i / 2 (1 cos( / 2 ))r – плотность электронного тока;

ji — плотность ионного тока на поверхности;

wi — энергия, приносимая ионом на поверхность катода;

е — заряд электрона;

k — удельное сопро тивление материала катода;

Т0 — начальная температура;

rпл, uпл, wпл — радиус, скорость и удельная теплота плавления;

r0, uисп, wисп — радиус, скорость и удельная теплота ис парения;

j — работа выхода материала катода;

индексы «тв» и «ж» указывают на гра ничные условия в месте раздела твердой и жидкой фаз. Фактически в этой модели взрыв заменяется испарением в предположении, что острие может нагреваться до температур, 10 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ превышающих критическую для данного материала.

Уравнение (2) описы вает разогрев катода прохо дящим эмиссионным током, здесь учитываются процес сы теплопроводности, кон вективного переноса тепла электронным током и объем ного тепловыделения в ре зультате джоулева разогрева.

Уравнения (3) представляют собой граничные условия фазового перехода «металл жидкость». Предполагается, что зона испарения совпадает с зоной эмиссии и составляет поверхность кратера радиу сом r0. Граничное условие (4) представляет собой баланс энергии на поверхности ка Рис. 1. Геометрическая схема конического микроострия тода, в котором учтены потоки энергии, переносимые испаряющимися атомами, электронами эмиссии, ионами плазмы.

Поток энергии излучения мал по сравнению с другими потоками и в (4) не учитывается.

Основной вклад в баланс энергии вносят джоулев разогрев и теплопроводность [1]. На начальном этапе джоулев разогрев будет преобладать над теплопроводностью.

Тогда полагая независимость плотности и удельной теплоемкости материала электрода от температуры и считая = k0Т, из уравнения (2) получим (5) Из выражения (5) можно найти радиус rкр, при котором температура будет выше критической, соответствующей взрыву:

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ (6) Металл, находящийся внутри этого радиуса, будет взорван и унесен в виде плаз мы. Так как удельное действие имеет вид, то выражение (6) можно записать следующим образом:

(7) Принимаем, что охлаждение эмиссионного центра происходит только из-за увели чения радиуса и обусловлено теплопроводностью. Функционирование эктона прекраща ется, если критический радиус равен расстоянию, на которое распространяется теплота вследствие теплопроводности, т.е.

, (8) где a = /rc — температуропроводность.

Приравнивая правые части выражений (7) и (8), получаем (9) Подставляя полученное выражение (9) в (7) и выражая t, имеем (10) Масса материала электрода, уносимая за время функционирования эктона, равна (11) Подставляя в (11) выражение для rкр (9), получаем (12) 12 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Заряд электронов, уносимый эктоном, равен qe = itкр, поэтому (13) Удельный унос массы на единицу заряда запишется в виде (14) Для практического применения синтезируемых сред важной характеристикой является концентрация раствора:

(15) где Vр-ра — объем жидкой среды, tS — суммарное время функционирования эктонов.

Таким образом, получено выражение, связывающее характеристики конечного продукта процесса синтеза жидких сред с параметрами материала электродов и дли тельностью циклов функционирования ячеек дуги. Задаваясь конкретными значениями параметров металла и концентрации, можно рассчитать время, необходимое для до стижения требуемых характеристик раствора.

Литература 1. Месяц Г.А. Эктоны в вакуумном разряде: пробой, искра, дуга. — М.: Наука, 2000. — 424 с.

УДК 537. ФИЗИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ НАНОСЕКУНДНОГО ИМПУЛЬСНОГО ПРОБОЯ В ЖИДКОСТИ НА КОРОТКИХ ПРОМЕЖУТКАХ С.А. Артюхов Рассматривается физическая картина пробоя жидкости под действием импульса напряжения при микронных размерах межэлектродного промежутка. Показан электрический характер развития пробоя;

установлено, что замыкание промежутка происходит одиночным каналом;

приведена качественная мо дель развития пробоя и уноса материала электродов.

The physical picture of liquid disruption under the influence of a power impulse is considered at the micron sizes of an inter-electrode interval. Electrical character of development of disruption is shown;

it is installed that interval closure occurs the single channel;

the qualitative model of development of disruption and ablation of a material of electrodes is resulted.

Одним из важнейших вопросов физики разряда является вопрос о возможности образования газовой фазы при наносекундном импульсном воздействии напряжения и степени ее влияния на дальнейшее развитие пробоя. В работе [1] указывается на клю чевой характер газа в пробое жидкостей. Предпробивное газообразование наблюдается Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ в водных растворах NaCl, очищенной воде и гексане. В случае реализации электродного узла с вращением электродов стоит отметить наличие пузырьков воздуха на их поверх ности. Зарождение разряда в газовой фазе представляется наиболее реальным. В вы шеуказанных работах приводятся факты образования пузырей на поверхностях электро дов, которые могут сливаться в один. Для процессов с межэлектродным расстоянием микронного размера необходимо указать на возможность перемыкания газовым пузы рем межэлектродного промежутка после окончания импульса.

Инициирование пробоя обусловлено автоэлектронной эмиссией под воздействи ем сильного поля. Для оценки плотности автоэмиссионного тока можно использовать уравнение Фаулера-Нордгейма:

(1) где (x) = 0,95-1,03x2.

В условиях электрического механизма пробоя значение эмиссии проявляется в ослаблении поля у катода объемным зарядом отрицательных ионов, образующихся при захвате эмитированных электронов молекулами жидкости. Следствием этого является преимущественное зажигание разряда с анода [1]. Отмечается, что роль приэлектродных процессов в пробое возрастает при уменьшении длины промежутка. Микрогеометрия электродов оказывает влияние на начальные стадии ионизации, например, количество факелов и величину потенциала, при котором они возникают. Макрогеометрия электро дов и скорость возрастания потенциала при прочих равных условиях определяют ско рость образования факелов, их количество, следовательно, время запаздывания зажи гания разряда и количество одновременных каналов. Таким образом, зажигание разряда влияет на основные характеристики пробоя: пробивное напряжение и время разряда.

При определении физической картины развития разряда в жидкости получили распространение две теории. Согласно одной из них разряд обусловлен присутстви ем газовой фазы в среде или на поверхности электродов. Такой механизм пробоя называется электротепловым. Адепты второй теории причиной разряда считают ио низацию атомов и молекул жидкости. Такой подход — электрический.

Необходимо определить реализуемый в коротких межэлектродных промежутках тип пробоя — тепловой или электрический. Для этого необходимо выяснить, возможен ли нагрев жидкости до температуры кипения при заданных условиях разряда. Если вре мя разогрева больше времени воздействия поля, то принимаем электрический тип про боя, в противном случае — электротепловой. Под полем понимается напряженность поля Е вблизи головки первичного канала.

Запишем скорость изменения температуры жидкости [1]:

(2) где 2 — собственная проводимость жидкости, Е — напряженность поля в головке пер вичного канала, СV — теплоемкость жидкости.

2 = µ + + µ e ne. (3) Учитывая, что и соглас но уравнению Пламли и [2], имеем:

, 4) 14 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ (5) Здесь размерность Е — [В/см], 2 — [Ом-1·см-1], Т — [К], — диэлектрическая про ницаемость жидкости (для воды принимаем = 80,1).

Из [1]:

U E=, (6) r0 + V t где Е — напряженность вблизи головки канала, U — напряжение на электродах, r0 — радиус головки первичного канала, V — скорость распространения первичного канала вглубь промежутка, t — время. Обозначая Е0 = U/r0, получаем E = E0 (7).

V 1+ t r Полагая U = 7 кВ, V = 2·106 см/с (обычно в диапазоне от 106 до 5·106 см/с), r0 = 10- см, t = 110 нс, (8) То есть при наносекундных длительностях импульсов напряженность поля вблизи головки первичного канала не зависит от времени.

Подставляя полученные значения в (2), при Т до 373 К получаем. (9) Оценим время, необходимое первичному каналу для пересечения разрядного про межутка:

, (10) где d — расстояние между электродами, V — скорость движения первичного канала. При d = 20100 мкм и V = 2·106 см/с tкан будет лежать в диапазоне от 0,4 до 10 нс. С учетом найденных времен и (9) можно констатировать, что нагрев за это время за счет собственной проводимо сти невозможен. Этот довод говорит в пользу электрического механизма пробоя.

Дальнейшее развитие разряда после появления начальных электронов связано с ионизационными явлениями в жидкости. Существует гипотеза о том, что при наносе кундных длительностях импульсов напряжения разряд представляет собой несколько первичных каналов. Проверим это предположение, оценив объем жидкости, переведен ной в плазму при выделении определенной энергии. Учитывая малую длительность раз ряда, потерями энергии из канала пренебрегаем. Удельная энергия образования плазмы определяется (11) Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ где WM — энергия диссоциации и ионизации атомов одной молекулы вещества, NA — число Авогадро, M — молекулярная масса жидкости, r — плотность жидкости. Для воды, по данным [1], WM = 50,4 эВ. Так как концентрация электронов в плазме первичного и лидерного каналов (ne) составляют по порядку 10171018 см-3, то при концентрации ча стиц в воде 3·1022 см-3 удельная энергия каналообразования Wуд составляет 0,3 3 Дж/см3.

Можно оценить объем образовавшейся плазмы с концентрацией электронов ne выражением. (12) Условие сплошности канала запишется в виде. (13) Энергию, выделяющуюся в разрядном промежутке, определим как (14) где Eср — средний градиент потенциала в плазме, l — длина свечения.

Считая форму канала цилиндрической диаметром D и длиной l, выражение (13) примет вид:

. (15) Задаваясь t = 3 нс, D = 2·10-4 см, = 2,7·10-7 Ом-1см-1, Wуд = 1 Дж/см3, имеем (16) Поскольку условие сплошности выполняется, считаем, что пробой инициируется одиночным первичным каналом.

При достижении противоположного электрода начинается следующая стадия раз ряда — преобразование первичного канала в искровой, затем — в дуговой.

Характерной особенностью дугового разряда является наличие катодных пятен, наблюдаемых и нами в ходе ведения процесса. Фундаментальную роль в катодном пятне играет взрывная электронная эмиссия (ВЭЭ), открытая Месяцем [3]. ВЭЭ производится порциями электронов, названных эктонами. Появление каждого эктона сопровождается разрушением поверхности катода, появлением жидкого металла в виде струй и капель, а также струй плазмы. Эти процессы являются источниками частиц, переносимых в жид кую среду.

Таким образом, можно построить качественную модель развития разряда в жидко сти при межэлектродных промежутках микронного размера.

В результате автоэлектронной эмиссии под действием сильного электрического поля электроны попадают непосредственно в жидкость или газовый пузырь на поверх ности электрода. Эмитированные электроны ускоряются полем, вызывая ударную иони 16 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ зацию жидкости, и образуют первичный канал, который движется со скоростью 1· 5·106 см/с. В течение 3 10 нс первичный канал достигает противоположного электрода, замыкая разрядный промежуток и вызывая собственно пробой. Происходит переход к искровой и, далее, в результате деления искр — к дуговой стадии разряда. Дуга сопро вождается появлением катодных пятен и инициированием взрывной электронной эмис сии вследствие джоулева разогрева материала катода. Эти процессы приводят к эрозии электродов и переходу частиц раствор в виде паровой и капельной фазы, а также в ионной форме.

Литература 1. Ушаков В.Я. Импульсный электрический пробой жидкостей. Томск: Изд-во ТГУ, 1975.

— 258 с.

2. Адамчевский И. Электрическая проводимость жидких диэлектриков. Л.: Энергия, 1972.

3. Месяц Г.А. Эктоны в вакуумном разряде: пробой, искра, дуга. — М.: Наука, 2000. — 424 с.

УДК 621.7. ИСЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ПРОИЗВОДСТВА ПОЛУСФЕРИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ Е.В. Галкин, Е.И. Степанов, к.т.н., доц. А.Г. Шленский В работе рассматривается применение математического моделирования для исследования и раз работки технологического процесса производства полусферических изделий.

This article is focused on mathematical modeling to research and develop the technological process of producing the hemispheric products.

Введение Получение изделия опытным путем в условиях производства трудо- и ресурсо-за тратно. В связи с бурным развитием информационых технологий широкое распростра нение получили различные CAE — системы на базе численных методов решения задач механики сплошных сред. Одним из таких методов является метод конечных элементов, относящейся к вариационным методам численного анализа. С помощью данного метода становиться возможным решение различных задач в области обработки металлов дав лением.

Задачей настоящей работы является исследование параметров пластическо го деформирования детали типа «полусфера» из титанового сплава ОТ4-1 для разра ботки технологических рекомендаций при штамповке–вытяжке пластичным пуансоном.

Применение свинцового пуансона предопределяет проведение штамповки без нагрева.

Принимая во внимание невысокие пластические характеристики титановых спла вов особенно при обработке давлением в холодном состоянии, при исследовании де формационного процесса следует учитывать следующие моменты:

1. Операция «вытяжка» сопровождается процессом естественного утонения стен ки формируемого изделия.

2. На фланцевой части заготовки при потере материалом устойчивости в тангенци альном направлении происходит образование гофр.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 3. Основным средством борьбы с гофрообразованием является прижим, приме нение которого приводит к усилению естественного утонения стенки и увеличению ра диальных растягивающих напряжений, что, в свою очередь, ограничивает допустимую деформацию заготовки за одну операцию.

Вышеперечисленные особенности характерны для любого процесса вытяжки без утонения. Однако исследуемый процесс имеет дополнительную принципиальную осо бенность, которая заключается в совместной пластической деформации титановой заго товки и свинцового пуансона. С точки зрения математического моделирования, совмест ное пластическое течение двух разнородных компонентов представляет собой сложную для анализа задачу, которую невозможно решить с высокой точностью с помощью тради ционных для обработки металлов давлением методов. Поэтому не случайно, что в тех нической литературе до сих пор практически нет количественных решений, пригодных для расчета и оптимизации технологических параметров процесса. Лишь появление в последние годы эффективных программных средств, базирующихся на методе конечных элементов, и мощного аппаратного обеспечения позволили корректно решать подобные задачи. В настоящей работе в качестве программного средства применен программный продукт DEFORM 2D V9.0, который ориентирован на решение задач обработки металлов давлением методом конечных элементов.

Особенности процесса вытяжки пластичным пуансоном При постановке задачи исследования следует учитывать, что определение опти мальных параметров технологического процесса должно базироваться на поиске режи мов, позволяющих получать изделие с минимальным естественным утонением стенки, не сопровождающихся гофрообразованием. Из сказанного следует, что для оптимизации процесса, в первую очередь, должно быть изучено влияние условий контактного трения при совместной пластической деформации пуансона и заготовки на напряженно-дефор мированное состояние получаемого изделия. Особое внимание должно быть уделено факторам, влияющим на естественное утонение стенки изделия.

Применение свинцового пуансона обеспечивает при вытяжке наличие постоянного подпора на поверхности заготовки, за счет чего создаются более благоприятные условия деформирования по сравнению со штамповкой стальным пуансоном. Кроме того, свин цовый пуансон на фланцевой части заготовки исполняет роль прижима. Согласно теории листовой штамповки[1-2], усилие прижима является одним из определяющих факторов, влияющих на величину естественного утонения заготовки при вытяжке. Геометрия го тового изделия не предусматривает существенного изменения толщины стенки, есте ственное утонение не должно превышать 15-20% первоначальной толщины заготовки.

Поэтому усилие прижима и условия контактного трения в зоне фланца можно рассма тривать как действенный инструмент управления естественным утонением заготовки, способным в значительных пределах изменять ее величину.

Для оценки роли свинцового пуансона при совместной с материалом заготовки пластической деформации следует рассмотреть их взаимное влияние в процессе вы тяжки. Свинцовый пуансон перед первым переходом имеет цилиндрическую форму и располагается в замкнутом пространстве, образованным внутренним контуром контей нера и поверхностью заготовки. При штамповке свинцовый пуансон в отличие от сталь ной оснастки деформируется пластически. Благодаря этому он вдавливает заготовку во внутреннюю полость матрицы, одновременно, как указывалось ранее, исполняя роль прижима и подпора. Заготовка при вытяжке испытывает растяжение в радиальном на правлении, следствием чего является естественное утонение стенки изделия. В танген циальном направлении на заготовку действуют сжимающие напряжения, приводящие к утолщению стенки в зоне фланца. Наличие прижима, необходимость которого требует борьба с гофрообразованием, приводит к торможению движения фланцевой зоны заго 18 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ товки в сторону центра. Это ведет к росту растягивающих ради альных и снижению сжимающих тангенциальных напряжений и деформаций, т.е. действие прижима усиливает процесс есте ственного утонения заготовки.

В зависимости от усилия прижима и условий контактного трения в зоне фланца периферийная часть заготовки в процес се вытяжки может быть либо жестко зафиксирована, либо сме щаться в сторону центра штампа. В первом случае будут полу чены максимальные растягивающие радиальные напряжения и наибольшее естественное утонение. Во втором случае изделие будет формироваться по схеме свертки, величина естественно го утонения и значения напряжений могут меняться в широких Рис.1. Геометрическая модель, при-меняемая при пределах.

В процессе моделирования следует учитывать, что дей- конечно-элементном ана лизе:

ствие прижима, создаваемого свинцовым пуансоном, в значи- 1 — заготовка, 2 — матрица, тельной мере отличается от работы стального прижима. 3 — контейнер, Стальной прижим при штамповке пластически не дефор- 4 — свинец мируется, поэтому снижение коэффициента трения на границе заготовка — инструмент облегчает радиальное смещение фланцевой части заготовки.

Вытяжка свинцовым пуансоном сопровождается совместным пластическим течением свинца и материала заготовки. Формирование изделия происходит за счет вдавливания заготовки пластичным пуансоном. За счет этого площадь поверхности пуансона, кон тактирующая с заготовкой, монотонно увеличивается, и в материале пуансона форми руется пластическое течение, направленное по образующей формируемого изделия в сторону его центра. Это течение формирует условия активного трения на границе пуан сон — заготовка. Оно способствует уходу фланцевой части заготовки из-под прижима и способствует прохождению процесса штамповки по схеме свертки. Причем чем больше коэффициент трения на границе свинцовый пуансон — заготовка, тем выше сцепление контактирующих слоев, и равномернее их совместное течение. В случае снижения ко эффициента трения на данной поверхности сцепление слоев будет ослаблено, свинец начнет проскальзывать по поверхности заготовки, фланцевая часть которой снизит под вижность, либо зафиксируется в зоне прижима. Это приведет к существенному росту естественного утонения стенки изделия и увеличению радиальных растягивающих на пряжений.

На границе контакта заготовка — стальная матрица пластически деформируется только заготовка, поэтому для уменьшения ее естественного утонения следует созда вать условия наилучшего скольжения заготовки относительно неподвижной матрицы.

При проведении математического моделирования в качестве базового процесса в работе использована технология производства полусферических деталей из титанового сплава ОТ4-1 методом вытяжки без утонения пластичным пуансоном из свинца (рис.1).

В расчетах принимались данные о характеристиках используемых материалов.

Математическое моделирование Построение математической модели технологического процесса вытяжки полу сферических изделий с применением пластичного пуансона должна учитывать совмест ное пластическое течение заготовки и пуансона. Одна из основных проблем, возникаю щих в этом случае, заключается в определении реальных условий контактного трения на границах заготовки и инструмента. Титановая заготовка контактирует с одной стороны со стальной матрицей. На этой границе поверхность заготовки покрывается слоем лака ХВ Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 5179, в качестве смазки используется хозяйственное мыло. Для подобных условий на контактной поверх ности коэффициент трения = 0.1 — 0.12. На второй границе заготовка контактирует со свинцовым пуан соном без нанесения смазки. Для этого случая зна чение составляет 0.45 — 0.5. Рассмотренная схема говорит о неоднородных условиях контактного тре ния на разных поверхностях заготовки и инструмен та. Кроме этого, следует учитывать особенности про цесса штамповки пластическим пуансоном. Как было отмечено ранее, пластическая деформация свинцо вого пуансона при штамповке создает условия актив Рис. 2. Схема расположения точек, в которых производились замеры толщины ного трения на границе с заготовкой. Т.е. движение стенки на реальном изделии заготовки в сторону центра на границе со стальной матрицей тормозится, а со стороны свинцового пуансона ускоряется. Подобный харак тер пластического течения весьма сложно моделировать, т.к. он зависит от множества незначительных факторов, присущих реальному процессу. Поэтому для получения адек ватных результатов анализа требуется их сравнение с данными реального процесса. В качестве проверочных данных были использованы замеры толщин изделия в пяти точ ках, равномерно распределенных по образующей, для пяти штамповочных переходов (рис. 2, табл. 1).

Таблица Значения толщины стенки изделия по переходам в точках замера Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки 1 2 3 4 1 2,92 2,73 2,66 2,56 2, 2 3,05 2,87 2,72 2,74 2, 3 3,02 2,96 2,88 2,86 2, 4 3,02 2,91 3,12 2,92 2, 5 3,02 3,12 3,3 3,6 3, Разнородные условия контактного трения на границах заготовка — инструмент можно учесть двумя способами. В первом случае при назначении граничных условий на контактных поверхностях указываются различные по величине коэффициенты трения (для границы заготовка — стальная матрица = 0.1 — 0.12, для границы заготовка — свинцовый пуансон = 0.45 — 0.5). Во втором случае может быть использовано усред ненное значение коэффициента трения, одинаковое для обеих поверхностей. Как пока зали расчеты, наиболее эффективным оказался второй вариант, для которого благодаря сравнению с результатами реального процесса подобрана наиболее соответствующая величина усредненного коэффициента трения. Максимально близкие к реальным заме рам результаты расчета толщины получены при = 0.015 (табл. 2, рис. 2).

Исследование напряженно-деформированного состояния материала заго товки по переходам и возможности оптимизации базового процесса Положительная оценка проверки расчетных данных, полученных с помощью мате матического моделирования, с результатами реального процесса позволяют считать, что построенная модель может быть применена на следующем этапе исследования для из учения распределения напряженно-деформированного состояния заготовки в процессе штамповки.

20 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Таблица Значения толщины стенки изделия по переходам, полученные в результате математического моделирования и после реального процесса штамповки Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки Моделирование Реальный процесс Отклонение 1 2,84 2,92 2,7% 2 2,9 3,05 4,9% 3 3,03 3,02 0,3% 4 3,03 3,02 0,3% 5 3,17 3,02 5,0% Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки Моделирование Реальный процесс Отклонение 1 2,69 2,73 1,5% 2 2,79 2,87 2,8% 3 3 2,96 1,4% 4 3,05 2,91 4,8% 5 3,28 3,12 5,1% Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки Моделирование Реальный процесс Отклонение 1 2,62 2,66 1,5% 2 2,77 2,72 1,8% 3 2,99 2,88 3,8% 4 3 3,12 3,8% 5 3,5 3,3 6,1% Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки Моделирование Реальный процесс Отклонение 1 2,62 2,56 2,3% 2 2,77 2,74 1,1% 3 3,02 2,86 5,6% 4 3 2,92 2,7% 5 3,7 3,6 2,8% Толщина заготовки (мм) после перехода № № точки Моделирование Реальный процесс Отклонение 1 2,47 2,53 2,4% 2 2,72 2,74 0,7% 3 3,04 2,82 7,8% 4 3,08 2,9 6,2% 5 3,8 3,4 11,8% Результаты расчетов показывают, что максимальные значения интенсивности де формаций и напряжений достигаются в зоне контакта заготовки с матрицей и пуансо ном (табл. 3). Для этой части очага деформации характерны максимальные значения сжимающих тангенциальных и нормальных напряжений и растягивающих радиальных напряжений умеренных величин. Наличие двух сжимающих составляющих тензора на пряжений, говорит о благоприятной схеме напряженного состояния. Поэтому большее внимание при анализе напряженно-деформированного состояния следует обращать на внеконтактную зону очага деформации, в которой заготовка не имеет подпора со сто Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ роны матрицы. В этой зоне находится купольная часть изделия, испытывающая макси мальное утонение стенки в процессе вытяжки.

Таблица Наибольшие значения интенсивности деформаций и напряжений в заготовке на каждом из переходов № пере- Наибольшее значение Наибольшее значение хода интенсивности деформаций интенсивности напряжений, МПа 1 0,293 2 0,0898 3 0,169 4 0,151 5 0,101 Анализ количественных результатов распределения НДС в заготовке показал, что из делие можно получить за пять переходов, интенсивность напряжений не превышает предельно-допустимых значений для сплава ОТ4-1. Естественное утонение стенки за готовки не превышает 12 % от первоначальной толщины заготовки.

Литература 1. Зубцов М.Е. Листовая штамповка. Л.: Машиностроение, 1980. — 432 с.

2. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповки. — Л.: Машиностроение, 1971.

— 782 с.

УДК 621. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ РЕЗАНИЕМ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ д.т.н., проф. Ю.Б. Егорова, к.т.н., доц. Л.В. Давыденко, к.т.н., доц. С.Б. Белова В статье обобщены способы повышения эффективности обрабатываемости резанием титановых сплавов. Эти способы можно условно разделить на три основные группы: металлургические, металло ведческие, механические.

In the paper methods of enhancing machinability of titanium alloys was generalized. These methods can be divided into three basic groups: metallurgical, physical metallurgical, mechanical.

Титановые сплавы вследствие высокой прочности, коррозионной стойкости и не большой плотности находят широкое применение, прежде всего, в авиации, ракето- и кораблестроении [1-4, 8-16, 35, 76]. Вместе с тем в других отраслях промышленности, таких как автомобилестроение, медицина и др., их применение довольно ограничено [5-7]. Это связано с высокой стоимостью производства титановых изделий, что не в по следнюю очередь обусловлено трудностью и дороговизной их механической обработки.

За годы исследований обрабатываемости резанием титана и его сплавов разработаны различные способы повышения эффективности их механической обработки, которые, по 22 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ нашему мнению, можно условно разделить на три основных направления: а) металлур гическое, б) металловедческое (материаловедческие), в) механическое.

Металлургическое направление состоит в получении методами обработки дав лением, фасонного литья, сварки и другими металлургическими способами таких пред варительных заготовок, которые требуют минимальной механической обработки.

Металловедческое (материаловедческое) направление включает: разработку титановых сплавов с повышенной обрабатываемостью резанием;

получение методами термомеханической и термической обработки такого фазового состава, типа и параме тров структуры титановых сплавов, которые обеспечивают наилучшие условия резания;

предварительный нагрев или охлаждение обрабатываемой заготовки;

предварительное воздействие на поверхностные слои обрабатываемой детали (пластическая деформа ция, электролитическое или газообразное наводороживание, химическая обработка и др.);

обратимое легирование водородом (механоводородная обработка).

Механическое направление включает: разработку оптимальных режимов реза ния;

совершенствование геометрии заточки режущих инструментов;

выбор наиболее оп тимальных инструментальных материалов;

упрочнение инструментальных материалов;

разработку новых конструкций режущего инструмента и металлорежущего оборудования;

применение рациональных технологических сред (смазочно-охлаждающих жидкостей СОЖ;

газов;

твердых смазок;

криогенного охлаждения и др.);

обработку с наложением вибраций определенной частоты;

обработку с наложением ультразвуковых колебаний.

Титановые сплавы с повышенной обрабатываемостью резанием. Повышенная обрабатываемость резанием обеспечивается путем введения в сплав серы, фосфора, редкоземельных металлов и некоторых других элементов [2-7]. Так, например, введение в титан 0,2 % серы и 0,1-0,9 % РЗМ позволяет повысить скорость резания при точе нии в 1,4 раза, при сверлении — в 1,8 раза по сравнению с обработкой чистого титана [2-4]. Специалистам Института материалов Технического университета г. Браунгшвейг (Германия) удалось значительно улучшить обрабатываемость сплава TiAI6V4 ELI, пред назначенного для изготовления деталей сложной геометрии, за счет легирования его максимальным содержанием лантана (2,3 %) [5-7]. В Институте материалов проводят также исследования по влиянию водорода, как временного легирующего элемента, на обрабатываемость титановых сплавов. Введение водорода приводит к уменьшению из носа до 50 % [6,7]. Авторы патента DE 10332078 предложили выделить титановые спла вы, легированные элементами, повышающими обрабатываемость резанием, в отдель ный класс, названный ими «machining titanium» [6].


Механоводородная обработка включает в себя: а) легирование водородом пу тем наводороживающего отжига;

б) механическую обработку;

в) вакуумный отжиг для удаления водорода. Легирование титановых сплавов водородом приводит к снижению температуры в зоне резания, уменьшению сил резания, улучшению стружкообразования и повышению стойкости инструмента [8,9].

Применение термической обработки. Для повышения эффективности обработ ки резанием черновое и получистовое точение титановых сплавов рекомендуется про водить после закалки, а чистовую обработку — после старения [10-14]. После закал ки титановых сплавов скорость резания можно повысить в 1,2-2,0 раза по сравнению с отожженным состоянием. По данным работ [13,14] для сплава ВТ6 черновую и получи стовую механическую обработку целесообразно проводить после закалки с температур ~850-875 °С, а чистовую — после старения при 550-600 °С в течение 2 часов. Для сплава ВТ23 целесообразно проводить черновую и получистовую механическую обработку по сле закалки с температур ~850 °С, а чистовую — после старения при 500-550 °С, 10ч.

Обработка резанием с нагревом заготовок титановых сплавов. Подогрев сре заемого слоя обрабатываемых материалов способствует временному снижению проч Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ ностных свойств и приводит к разупрочнению материала по условной плоскости сдвига, снижению сопротивления пластической деформации и, тем самым, позволяет интенси фицировать процесс резания [15-19]. Для титановых сплавов ВТ3-1, ВТ9, ВТ18 оптималь ная температура нагрева составляет 550-600 °С, что приводит к снижению их прочностных свойств в 1,8-2,7 раза, повышению стойкости инструмента в 4-5 раз и производительно сти в 3,5-4,5 раза [17].

Обработка резанием с предварительным охлаждением заготовок.

Предварительное охлаждение заготовок из титановых сплавов в азоте снижает среднюю кон тактную температуру в зоне резания на 200 °С, в сухом льде — на 130 °С, что приводит к по вышению стойкости инструмента в 1,5-2 раза [12, 20].

Выбор оптимальных инструментальных материалов и их упрочнение. Для обработки титановых сплавов применяют различные инструментальные материалы: бы строрежущие стали, твердые сплавы, минералокерамику, синтетические алмазы, куби ческий нитрид бора (КНБ) [12, 21, 34].

В монографии [12] обобщены результаты комплексных исследований по изыска нию материалов для режущей части инструментов, позволяющих повысить эффектив ность обработки титановых сплавов. Было исследовано более 20 марок инструменталь ных материалов. При обработке по корке наиболее высокой и стабильной работоспособ ностью характеризуются твердые сплавы ВК10ОМ, ВК15ОМ, ВК8, ВК6М, ВК12Та, ВК8Та.

Сплавы ВК6, ВК6ОМ, ВК4, ВК10ХОМ также обладают высокими режущими свойствами, но их особенностью то, что при значительной переменной нагрузке режущая часть под вержена выкрашиваниям и сколам. При получистовой обработке наибольшей стойко стью обладают твердые сплавы ВК6М и ВК8, при чистовом непрерывном точении — сплав ВК2. Минералокерамику, синтетические алмазы и кубический нитрид бора (КНБ) рекомендуют применять только при чистовом точении [21, 34, 35].

Стойкость быстрорежущего и твердосплавного инструмента при механической об работке титановых сплавов можно повысить путем упрочнения резцов различными спо собами, к которым относятся: нанесение покрытий, поверхностное легирование, дефор мационное упрочнение, термическая обработка [21, 34, 35].

Оптимизация режимов резания титановых сплавов, как и других материалов, сводится к выбору наиболее выгодных режимов резания (скорости резания, подачи, глу бины резания, стойкости инструмента), при которых достигается требуемое качество детали и обеспечивается максимум (минимум) параметра оптимизации (минимальная себестоимость операции или детали, максимальная производительность, наивысшая точность обработки, наименьшая интенсивность изнашивания инструмента и др.) [12-16, 22, 26].

Фундаментальные работы по оптимизации процесса резания жаропрочных сталей и сплавов были проведены под руководством проф. Макарова А.Д. В [23]. Для большин ства конструкционных материалов, в том числе и для титановых сплавов, были обнару жены оптимальные для резания температуры, при которых наблюдается минимальный относительный поверхностный износ инструмента и максимальная длина пути резания (см. табл. 1).

В работах проф. Силина С.С. с учениками и соавторами, например [24-26] и др., обобщены результаты многолетних исследований по оптимизации режимов резания ма териалов на основе метода подобия и термомеханической модели процесса резания. В частности, разработана аналитическая методика определения интервалов оптимальных температур и скоростей резания, которые характеризуется наименьшими значениями величины сопротивления обрабатываемого материала деформированию в условиях ре зания. Например, для сплава ВТ3-1 оптимальные температуры резания лежат в интер вале 700-800 °С.

24 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Таблица Оптимальная температура резания различных титановых сплавов в зависимости от режимов резания и материала инструмента Режимы резания qопт, Марка V, S, Сплав Литературный источник t, резца м/ мм/ °С мм мин об Т15К6 Садыгов Т.И. и др. / Оптимизация процес 727- - 0,135 0,25 ВК10ОМ сов резания металлов. — Уфа: УАИ. 1984.

747 ВК8 — С. 92-93.

Мухин В.С. / Оптимизация процессов ре 725- 48* 0,084 0,5 ВК6М зания жаропрочных и особожаропрочных 735 материалов. — Уфа: УАИ.1983. — С. 33.

Гордеев В.Ю.и др. / Авиационная промыш 730 - 0,1 0,5 - ленность, 1988, №2. — С. 43-44.

Белоусов А.И. / Исследование обрабаты ВТ3-1 930 - - - ВК8 ваемости жаропрочных и титановых спла вов. — Куйбышев, 1976. — С. 62-67.

17 0, 22 0, 860 3,0 ВК8 [23] 28 0, 38 0, 500- Р18, Макаров В.Ф. и др. // Инструмент и техно - - 600 ВК8** логии, 2004, №17-18. — С. 129-135.

750 - 0,2 1,0 ВК6М*** [25] Мухин В.С. / Оптимизация процессов ре 725 ВТ6 48* 0,084 0,5 ВК6М зания жаропрочных и особожаропрочных 735 материалов. — Уфа: УАИ.1983. — С. 33.

Макаров А.Д. А.с. СССР №766746, ВТ8 860 90 - - ВК6М 30.09.1980.

Мухин В.С. / Оптимизация процессов ре 745- 44* 0,084 0,5 ВК6М зания жаропрочных и особожаропрочных 755 материалов. — Уфа: УАИ.1983. — С. 33.

40 0,09 0,5 Т15К6 Мухин В.С. и др. //Станки и инструмент, ВТ9 750 1976. №6. — С. 30.

50 0,09 0,5 ВК6М Кишуров В.М., Смыслов А.М. / Вопросы 750 ВК6М оптимизации резания металлов. Вып.1. — Уфа, 1976. — С. 9-13.

Белоусов А.И. / Исследование обрабаты ВТ20 835 - - - ВК8 ваемости жаропрочных и титановых спла вов. — Куйбышев, 1976. — С. 62-67.

Мухин В.С.//Станки и инструмент, 1976, № 770 70 0,09 0,5 ВК6М 6. — С. 30.

Мухин В.С. / Оптимизация процессов ре 765- 38* 0,084 0,5 ВК6М зания жаропрочных и особожаропрочных 775 материалов. — Уфа: УАИ.1983. — С. 33.

ВТ Гордеев В.Ю.и др. / Авиационная промыш 770 55 0,1 0,5 - ленность, 1988, №2. — С. 43-44.

Кишуров В.М., Смыслов А.М. / Физические 770- 60- 0,09 0,5 ВК6М процессы при резании металлов. — 780 65 Волгоград, 1985. — С. 72-76.

Примечание: * — фрезерование однозубой фрезой, ** — скоростное протягивание, *** — с СОЖ.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Применение смазочно-охлаждающих технологических средств. На отече ственных предприятиях при механической обработке титановых полуфабрикатов тради ционно применяют охлаждение сжатым воздухом или охлаждение жидкостью на водной основе [10-12, 16].

В работе [12] обобщены результаты, полученные при обработке титановых спла вов с применением различных смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ). В качестве эффективной СОЖ при обработке титановых сплавов твердосплавным и быстрорежу щим инструментом авторы рекомендуют применять 5%-ный водный раствор эмульсо ла Аквола-2. Раствор СОЖ-8 может быть рекомендован при точении твердосплавными резцами со скоростью 50-70 м/мин, а быстрорежущими — при скоростях 26-30 м/мин. В монографии [12] приведены также результаты, полученные при точении сплава ВТ14Л в среде аргона. Стойкость инструмента ВК2 при точении в аргоне увеличивается в 3 раза по сравнению со стойкостью при обработке на воздухе.

Для повышения эффективности обработки титановых сплавов инструментом из быстрорежущих сталей в зарубежных работах [27, 28] предложено охлаждать зону реза ния газообразным или жидким азотом. В исследовательском центре нетрадиционных ме тодов обработки университета штата Небраска (США) была разработана технология кри огенного охлаждения при механической обработке сплава Ti6Al4V [27]. В Космическом Центре Джонсона (Хьюстон, США) разработана технология охлаждения зоны резания с помощью сухого льда [33].

В работах Латышева В.Н. с соавторами, например [29] и др., исследовали различ ные методы повышения эффективности СОТС при обработке титановых сплавов: вве дение в СОЖ поверхностно-активных веществ или магниточувствительных микрокап сул, содержащих четыреххлористый углерод, индустриальное масло, йод. При точении сплава ВТ5 применение поверхностно активных веществ с окисляющими присадками стойкость резцов с пластинами Т15К6 повышается в 2-4 раза по сравнению с точением с использованием стандартной эмульсии. Микродобавки йода в составе микрокапсул при водят к улучшению условий резания титановых сплавов, уменьшению площади контак та, снижению трения между рабочими поверхностями инструмента и обрабатываемым материалом, повышению стойкости резцов. Авторы [29] связывают положительное вли яние йода с образованием химических пленок, резко снижающих коэффициент трения.

Обработка резанием с вибрациями заключается в том, что на обычно принятую кинематическую схему обработки накладывается дополнительное вибрационное движе ние инструмента или заготовки [17, 22, 30, 31]. Это приводит к снижению усилий резания, уменьшению коэффициента трения, повышению стойкости режущего инструмента, дро блению стружки, повышению эффективности СОЖ. Особенно эффективно применение резания с вибрациями при сверлении глубоких отверстий [30, 31].


Обработку резанием с наложением ультразвуковых колебаний на инструмент можно успешно применять при различных видах механической обработки титановых сплавов: точении, фрезеровании, нарезании резьбы, шлифовании [17, 22, 32]. При ис следовании процесса точения сплавов ВТ1-0, ОТ4, ВТ3, ВТ5 было установлено, что на ложение УЗК на инструмент приводит к снижению усилий резания, температуры в зоне резания, усадки стружки, повышению виброустойчивости технологической системы, точ ности обработки и стойкости инструмента [32]. При сверлении отверстий под резьбу в сплаве ВТ8 наложение УЗК на инструмент привело к снижению крутящего момента на 20-30 %. Стойкость (число нарезанных отверстий до поломки) метчиков возросла в 1,7- раза [32].

Заключение. Как видно из приведенного выше обзора, в настоящее время су ществует довольно большое количество способов повышения эффективности механи ческой обработки титановых сплавов, при этом не существует какого-либо одного уни 26 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ версального метода. Применение того или иного способа обработки часто может быть связано с затратами на приобретение специального оборудования для его реализации, поэтому его эффективность будет зависеть от серийности производства и многих других факторов. Наиболее эффективно применять комбинированные методы обработки, объ единяющие несколько способов обработки резанием титановых сплавов.

Литература 1. Ильин А.А., Колачев Б.А., Полькин И.С. Титановые сплавы. Состав, структура, свой ства. — М.: ВИЛС-МАТИ. 2009. — 520 с.

2. Накамура Садаюки. Легкообрабатываемые чистый титан и титановые сплавы.

// Киндзоку, 1988, т.58, № 2. — С. 17-22.

3. Накамура Садаюки. Обрабатываемость резанием легкообрабатываемого титана и его сплавов. // Дэнки сэйко. 1989, т.60, № 3. — С. 272-278.

4. Накамура Садаюки. Разработка легкообрабатываемого титанового сплава.

// Тэцу то хагане, 1987, т. 73, №5. — С. 711.

5. Siemers C.et al. Обработка титановых сплавов. // Werkslatt und Betrieb. 2006, v. 139, №.

10. — С. 64 — 67.

6. Kraus Josef. Hard nuts to crack. // IMHE: Inf. mag.-herramienta equipos acces., 2005, №312-313, рр. 558-559.

7. Siemers C., Baher M., Basler J. Легко обрабатываемый резанием титановый сплав Ti6Al4V0,9La. // Rare Metal Mater. And Eng., 2006, 35, рр. 320-323.

4. Колачев Б.А., Егорова Ю.Б., Талалаев В.Д., Кравченко А.Н. Общие закономер ности влияния водорода на обрабатываемость резанием титановых сплавов.

// Известия РАН. Металлы. 1995, №6. — С. 119-125.

8. Егорова Ю.Б., Ильин А.А., Левочкин А.А. Механоводородная обработка как элемент водородной технологии получения деталей из титановых сплавов.

// Известия ВУЗов. Цв. металлургия. 2002, №3. — С. 42-47.

9. Кривоухов В.А., Чубаров А.В.. Обработка резанием титановых сплавов. — М.: Машиностроение, 1970. — 183 с.

10. Резание труднообрабатываемых материалов. / П.Г. Петруха, П.Д. Беспахотный, Б.Е.

Бруштейн и др. — М.: Машиностроение, 1972. — 175 с.

11. Повышение эффективности обработки резанием заготовок из титановых сплавов. / Н.С. Жучков, П.Д. Беспахотный, А.Д. Чубаров и др. — М.: Машиностроение, 1989. — 152 с.

12. Егорова Ю.Б., Мамонов И.М., Давыденко Л.В. Исследование корреляционных связей между механическими свойствами и обрабатываемостью резанием сплава ВТ23. / Научные труды. Вып. 4(76). — М.: МАТИ, 2001. — С. 123-128.

13. Егорова Ю.Б, Зубков Н.С., Давыденко Л.В., Афанасьева Л.Е. Оптимизация мех. об работки титановых сплавов. / Вестник ТГУ,Тверь, 2004. — С. 28-32.

14. Обработка резанием труднообрабатываемых материалов с нагревом. / А.Н. Строшков, Ш.Л. Теслер, С.П. Шабашов, Д.С. Элинсон — М.: Машиностроение, 1977. — 147 с.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 15. Созинов А.И., Строшков А.Н.. Повышение эффективности черновой обработки заго товок из титановых сплавов. — М.: Металлургия, 1990. — 206 с.

16. Вивденко Ю.Н. Технологические системы производства наукоемкой техники.

–М.: Машиностроение, 2006. — 559 с.

17. Chambers A.R. Hot-machining. A new concept for the difficult to machine materials. // Bull.

Cercle. Etud. Metaux. 1980,14, №11, 14/1-14/17.

18. Lopez de Lacalle L.N., Lamikiz A., Grijalba D. Fresado asistido por plasma de superale aciones. // TMHE: Inf. mag. — herr., eq. Acces, 2004, № 304, рр. 77-80, 82.

19. Жучков Н.С. Тепловые явления в процессе резания титановых сплавов. /Тр. МАИ.

Вып.402. — М.: МАИ, 1977. — С. 30-35.

20. Прогрессивные режущие инструменты и режимы резания. / В.И.Баранчиков, А.В. Жаринов, Н.Д. Юдин, А.И. Садыхов — М.: Машиностроение, 1990. — 399 с.

21. Подураев В.Н. Обработка резанием труднообрабатываемых материалов.- М.: Высшая школа, 1974. — 587 с.

22. Макаров А.Д. Оптимизация процессов резания. — М.: Машиностроение, 1976. — 278 с.

23. Силин С.С. Метод подобия при резании металлов. — М.: Машиностроение, 1979. — 152 с.

24. Масляков Д.В. Определение сопротивления пластической деформации в зоне струж кообразования с учетом совместного влияния условий деформирования и особен ностей фазово-кристаллического строения обрабатываемого материала. Автореф.

дисс. … канд. техн. наук. — Рыбинск: РГАТА, 2002. — 16 с.

25. Белецкий Д.В. Многокритериальная оптимизация процесса точения на основе обоб щения теоретико-экспериментальных исследований методами теории подобия.

Автореф. дисс. … канд. техн. наук. — Рыбинск: РГАТА, 2000. — 16 с.

26. Rajurkar K.P., Wang Z.Y. Beyond cool. // Cutt. Tool Eng. 1996, 48, р. 52-58.

27. The coolest machining around. // MAN: Mod.Appl.News, 2007, 41, №8, р. 30-31.

28. Латышев В.Н., Наумов А.Г. Опыт применения СОТС при резании труднообрабаты ваемых материалов. // Физика, химия и механика трибосистем. Межвуз. сб. научн.

трудов. Вып.4. — Иваново: ИГУ, 2005. — С.34-42.

29. Крымов В.В. Разработка и внедрение высокопроизводительных процессов, инстру мента и оборудования для обработки резанием деталей из труднообрабатываемых материалов (применительно к производству ГТД). Автореф. дисс. … докт. техн. наук.

— М.: ММПО «Салют», 1999. — 58 с.

30. Sakurai Keizo, Adachi Katsushige, Ogawa Koichi. Сверление с низкочастотной вибраци ей сплава Ti6Al4V. // Киндзоку, 1992, 42, №11, р. 633-637.

31. Физические основы, технологические процессы и оборудование ультразвуковой об работки материалов. Б.М. Бржозовский, Н.В. Беркенев, О.В. Захаров, Д.В. Трофимов.

— Саратов: Изд-во СГТУ, 2006. — 208 с.

32. Cutting tools on ice. // Cutt. Tool Eng., 2002, 54, № 9, р.12.

28 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 33. Кирюшин Д.Е., Насад Т.Г. Обработка резанием титановых сплавов. / Автоматизация и управление в машино- и приборостроении. — Саратов: СГТУ, 2005. — С.105-108.

34. Тенденции развития покрытий для инструментов. // Werkzeuge. 2002. №1, р. 72-74.

35. Тенденции развития покрытий для инструментов. // Werkzeuge. 2002. №1, р. 72-74.

УДК 621. КЛАССИФИКАЦИЯ ДЕФОРМИРУЕМЫХ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ ПО ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ РЕЗАНИЕМ д.т.н., проф. Ю.Б. Егорова, к.т.н., доц. Л.В. Давыденко, к.т.н., доц. И.М. Мамонов, Р.А. Давыденко На основе анализа опубликованных данных и экспериментальных исследований уточнена клас сификация по обрабатываемости резанием деформируемых титановых сплавов после отжига, закалки, закалки + старения.

On the basis of analysis of published dates and experimental investigations classification of machinability levels after annealing, quenching, quenching + ageing of wrought titanium alloys was to make more accurate.

По обрабатываемости резанием титановые сплавы относятся к группе труд нообрабатываемых материалов [1-3]. Однако анализ литературных данных и ре зультаты собственных исследований показали, что различные титановые сплавы различаются по показателям обрабатываемости резанием, и их целесообразно условно разделить на три группы: I — относительно хорошей обрабатываемости (k v0,4), II — средней обрабатываемости (0,3k v 0,4) и III — плохой обрабатыва емости резанием (k v 0,3). Коэффициент обрабатываемости k v оценивается как скорость резания для данного материала по отношению к скорости резания при точении стали 45.

Единой точки зрения по поводу того, какие сплавы относятся к I, II и III группам, нет. В работах [4-6] предлагается по аналогии с металловедением делить сплавы по об рабатываемости резанием в зависимости от их структуры на a-;

a+b- и b-сплавы, но это классификация по фазовому составу, а не по обрабатываемости резанием. Авторы этих работ полагают, что a+b-сплавы имеют самую хорошую обрабатываемость, а b-сплавы — плохую;

a-сплавы занимают промежуточное положение. Авторы работ [1, 7, 8] делают другой вывод: a-сплавы хорошо обрабатываются, a+b-сплавы имеют средние характери стики по обрабатываемости резанием, а b-сплавы самые низкие.

По данным зарубежных источников [10, 11 и др.] b-сплавы наиболее плохо обра батываются резанием, а обрабатываемость a-;

a+b-сплавов зависит от уровня их проч ностных свойств.

В работах [1, 7-9 и др.] предлагается отнести к хорошо обрабатываемым материа лам — сплавы с низкой прочностью, к средне обрабатываемым — со среднем уровнем прочности, а к плохо обрабатываемым — сплавы с высокой прочностью.

Практически во всех выше приведенных работах сравнение обрабатываемости как отечественных, так и зарубежных сплавов, проводили для 3-10 деформируемых сплавов, некоторые из которых в настоящее время практически не используют (например, ВТ1-2, Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ ВТ3, ВТ4, ВТ4-1 и др.), хотя к настоящему времени только в нашей стране разработано и применяется порядка 40 сплавов. Кроме этого, некоторые данные по прочности сплавов в этих работах были взяты из литературных источников 50-60-х годов, когда химический состав сплавов (особенно содержание примесей) несколько отличался от применяемых в настоящее время.

В работе [2] приведена классификация 14 групп различных конструкцион ных материалов на основе анализа многочисленных исследований, проведенных вплоть до 2000 г. различными НИИ, ВУЗами и машиностроительными предприяти ями. Авторы работы [2] предлагают 26 проанализированных ими деформируемых и литейных титановых сплавов делить на 4 группы: высокой пластичности, средней прочности, высокопрочные, жаропрочные. Для каждой группы указан коэффициент обрабатываемости kv в зависимости от предела прочности, твердости по Бринеллю и диаметра отпечатка. Фактически, приведенная классификация — это классификация не по обрабатываемости резанием, а скорее по прочности с указанием коэффициен та обрабатываемости.

Ни в одной из выше рассмотренных работ нет корректного деления титановых сплавов по обрабатываемости резанием и не указаны критерии, по которым можно было бы прогнозировать режимы резания сплавов.

В нашей работе [12] была проанализирована связь обрабатываемости реза нием деформируемых титановых сплавов (в состоянии после отжига) с их химиче ским и фазовым составом, уровнем прочности и пластичности, теплофизическими свойствами. Химический состав титановых сплавов можно оценить с помощью коэф фициента -стабилизации, а также структурных и прочностных эквивалентов по алю минию и молибдену [13]. Эквиваленты по алюминию характеризуют суммарное влия ние -стабилизирующих легирующих элементов на структуру и прочность титановых сплавов, а коэффициент -стабилизации и эквиваленты по молибдену — влияние -стабилизаторов.

Статистический анализ показал, что с увеличением коэффициента -стабилизации, структурных и прочностных эквивалентов,,, обрабатывае мость резанием титановых сплавов ухудшается, при этом более сильное влияние оказы вают алюминиевые эквиваленты, чем молибденовые. Снижение прочностных свойств, повышение пластичности и теплопроводности сплавов приводит к повышению их об рабатываемости резанием.

Анализ литературных данных, опубликованных за последние 10 лет, с учетом про веденных нами исследований позволил уточнить классификацию деформируемых тита новых сплавов по обрабатываемости резанием в отожженном и термически упрочнен ном состоянии. В табл. 1 указаны значения временного сопротивления разрыву, отно сительного удлинения при комнатной температуре (после отжига по ТУ), а также тепло проводности титановых сплавов при температурах 500-700 °С, близких к температурам резания.

К сплавам первой группы, относительно хорошо обрабатываемым резанием, мож но отнести нелегированный титан, малолегированные a-сплавы, высокотехнологичные псевдо a-сплавы (типа ОТ4-0) с низкой прочностью (менее 700 МПа), коэффициентом b-стабилизации kb=0-0,23, алюминиевым эквивалентом 2-6 и молибденовым эк вивалентом 0-1,5.

30 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Таблица Классификация по обрабатываемости резанием деформируемых титановых сплавов (после отжига) Класс по l,** пр пр Группа [Al]экв, [Mo]экв sв,* d,* Сплав фазовому kb Вт/ kv ОР % % МПа % составу см20С ВТ1-00 0 2,3 0,0 a 350- ВТ1-0 0 3,8 0,0 I (относи- ОТ4-0 0,15 4,8 1,0 0,4-0, тельно ОТ4-1 Псевдо a 0,23 5,8 1,0 14, 20- хорошая ОТ4-1В 0,13 6,8 1,5 14, обрабаты- 500- ваемость) a ПТ-7М 0 6,6 0,0 ВТ5 0 8,8 0,0 14, 750 ВТ5-1 0 9,3 0,4 14, ОТ4 0,23 7,8 1,5 14, ОТ4В 0,17 8,8 1,5 ПТ-3В 0,13 7,8 1,2 14, Псево a 700- 10- II АТ3 0,16 7,8 1,3 (средняя АТ6 0,16 10.8 1,3 - 0,3-0, обрабаты ВТ20 0,18 11,5 1,6 13, ваемость) ВТ6 0,29 9,8 2,4 13, 950 ВТ6С 0,27 8,8 2,4 9-10 13, ВТ14 0,33 8,8 3,6 13, a+b ВТ16 0,75 6,8 7,6 850-950 12-16 15, 1000 ВТ18У Псевдо a 0,09 13,5 1,1 10 13, ВТ25 0,39 13,1 3,0 13, ВТ25У 0,39 13,0 5,0 – ВТ3-1 0,6 10,8 5,1 14, ВТ8 0,3 11,3 3,5 1000 8- III ВТ8М 0,36 10,0 4, (плохая 0,22 a+b ВТ8-1 0,3 11,5 3, обрабаты- 0, ВТ9 0,3 11,8 3, ваемость) ВТ23 0,75 8,8 6,8 15, ВТ22 1,1 8,8 10,5 14, 1100 ВТ22И 1,1 6,8 10,5 6-10 14, ВТ22М 1,1 10,2 10,5 – 960 ВТ15 Псевдо 2,3 - – 12-16 14, Примечания: * — значения после отжига [13, 14];

** — средние значения при 500 0С [14].

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Сплавы второй группы со средней обрабатываемостью резанием представлены среднелегированными a- и a+b-сплавами, имеющими средний уровень прочности (700 1150 МПа), коэффициент b-стабилизации kb=0-0,3;

алюминиевый эквивалент 7- и молибденовый эквивалент 0-7,0.

К сплавам третьей группы с низкой обрабатываемостью резанием можно отнести высоколегированные a+b-сплавы, жаропрочные псевдо a-сплавы, сплавы переходного класса и псевдо b-сплавы с высокой прочностью (свыше 1100 МПа), коэффициентом b-стабилизации kb0,39;

алюминиевым эквивалентом 6-14 и молибденовым эк вивалентом 3-11. Исключение здесь составляют жаропрочные псевдо a-сплавы (типа ВТ18), у которых низкие значения коэффициента b-стабилизации kb0,1 и молибде нового эквивалента 1, но большой эквивалент по алюминию. Высокая прочность и жаропрочность этих сплавов достигается легированием a-стабилизаторами в эквива лентном количестве по отношению к алюминию 14.

Сплав типа ВТ16 можно отнести к сплавам, переходным между II и III группами по обрабатываемости резанием. Для этого сплава характерен высокий коэффициент b-стабилизации kb=0,75, но низкий алюминиевый эквивалент =6,8, что обеспечива ет невысокие значения прочности.

Обрабатываемость резанием + и псевдо -титановых сплавов можно существен но изменить с помощью термической обработки [4-6, 9, 15, 16]. Для повышения эффек тивности обработки резанием черновое точение рекомендуют проводить после закалки, а чистовую обработку — после старения. После закалки из +-области с критических температур Ткр (табл. 2) скорость резания +-титановых сплавов (например, ВТ6, ВТ23, ВТ14, ВТ3-1) можно повысить в 1,2-1,5 раза по сравнению с отожженным состоянием [4 6, 9, 15, 16].Псевдо -сплавы обычно закаливают с температур -области (выше точки Ас3), что приводит к повышению характеристик механической обработки этих сплавов (в частности, ВТ15) [5, 6]. После закалки+старения титановые сплавы обладают наиболее низкими характеристиками обрабатываемости резанием.

Необходимо отметить, что высоколегированные псевдо -сплавы (например, ВТ15, ВТ19, ВТ32, ВТ35) могут самозакаливаться даже при довольно медленном охлаж дении. При охлаждении на воздухе после отжига возможно образование метастабиль ной -фазы, приводящей к снижению прочности и повышению пластичности сплавов, так что их обрабатываемость резанием сильно зависит от технологических условий ох лаждения.

Данные, приведенные в табл. 2, позволяют отнести закаленные сплавы с kv=0,4 0,5 к группе сплавов с относительно хорошей обрабатываемостью резанием, а с kv=0,3 0,4 — к группе сплавов со средней обрабатываемостью. После закалки и старения +-, псевдо -титановые сплавы и сплавы переходного класса имеют kv0,22, так что их сле дует отнести к группе самых плохо обрабатываемых резанием титановых сплавов.

32 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Таблица Коэффициенты обрабатываемости резанием деформируемых титановых сплавов после закалки и закалки+старения* Класс сплава Ткр, n, Тз, sв, Тст, ст, sв, d, d, Сплав kv** по фа С % С МПа % С ч МПа % 0 0 зовому составу 1000- 450 ВТ6 850 20-30 850-950 12-15 2-4 1080 1100 450 ВТ6С 850 20-30 880-930 950 15 2-4 1030 570- 1200 ВТ8 850 18 920-950 - - 1 600 570 ВТ8М - - 920-950 - - 1 1080 0,4-0, 1100- 1200 a+b ВТ9 850 - 920-940 8-10 570 6 6-10 0,25-0, 1130 980- 480 ВТ14 860 35-40 870-910 12-15 8-16 1100 1100 850- 540- 1030 ВТ16 800 55-70 780-830 20-25 6-10 5- 1000 570 1075- 500- 1300 ВТ3-1 825-850 30-40 840-900 12-16 1-6 4- 1130 620 960- 450- 1100 ВТ23 775-800 45-65 770-800 10-18 10 6- 1070 520 490- 1370 Переходн.

ВТ30 - - 720-740 635-735 35-40 5-8 7- 510 0,3-0, 1060- 500- 1400 ВТ22 840-880 90-100 720-780 10-13 8-16 3-10 0,18 1100 560 0, 450- 1200 ВТ15 - 100 700-800 880-920 12-15 15-25 3- 500 Псевдо 490- 1130 ВТ35 - 100 740-760 800-850 14-16 8-16 6- 520 480 ВТ32 - 100 780 - - 4-8 1200 Примечания: * — режимы термической обработки (температура закалки Тз, тем пература старения Тст, время выдержки при старении ст) и механические свойства спла вов указаны по данным работ [13,14];

** — в числителе указан kv после закалки, в знаме нателе — после закалки+старения.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Литература 1. Режимы резания труднообрабатываемых материалов. Справочник. / Я.Л. Гуревич и др. — М.: Машиностроение. 1986. — 240 с.

2. Баранчиков В.И., Жаринов А.В., Юдина Н.Д., Садыхов А.И. Режимы резания метал лов. Справочник. // Инж. журнал, 2000. — С. 9-17.

3. Подураев В.Н. Обработка резанием труднообрабатываемых материалов. — М.:

Высшая школа, 1974. — 587 с.

4. Кривоухов В.А., Чубаров А.В.. Обработка резанием титановых сплавов. — М.:

Машиностроение, 1970. — 183 с.

5. Резание труднообрабатываемых материалов. / П.Г. Петруха, П.Д. Беспахотный, Б.Е.

Бруштейн и др. — М.: Машиностроение, 1972. — 175 с.

6. Повышение эффективности обработки резанием заготовок из титановых сплавов. / Н.С. Жучков, П.Д. Беспахотный, А.Д. Чубаров и др. — М.: Машиностроение, 1989. — 152 с.

7. Шифрин А.Ш., Резницкий Л.М. Обработка резанием коррозионностойких, жаропроч ных и титановых сплавов и сталей. — М.: Машиностроение, 1989. — 176 с.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 15 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.