Оптимизация режимов обработки в псевдоожиженном слое абразива деталей ГТД из жаропрочных сплавов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.924.9:669.018.44

Г. В. Пухальская, Л. Л. Каминская, А. Я. Качан

ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМОВ ОБРАБОТКИ В ПСЕВДООЖИЖЕННОМ СЛОЕ АБРАЗИВА ДЕТАЛЕЙ ГТД ИЗ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ

Рассмотрен вопрос оптимизации режимов обработки в псевдоожиженном слое абразива деталей ГТД из жаропрочных сплавов по критерию максимальной производительности. Показаны основные ограничения, накладываемые на процесс обработки свободным абразивом. Установлено оптимальное сочетание параметров режимов обработки, обеспечивающих высокое качество, обрабатываемых поверхностей деталей авиадвигателей.

Постановка проблемы и её связь с практическими задачами

В современном машиностроении всё более широкое применение находят методы обработки деталей свободными абразивами. Высокая производительность, возможность обработки деталей сложной конфигурации из различных материалов, широкие технологические возможности позволяют успешно использовать их на операциях шлифования, полирования, скругления острых кромок, удаления заусенцев различных операций обработки резанием, удаление следов коррозии и нагара с ремонтных деталей газотурбинных двигателей (ГТД), окалины после термообработки и уменьшение шероховатости на сложнопрофильных поверхностях деталей из различных материалов. Сущность метода заключается в том, что вращающуюся деталь помещают в слой свободного абразива, размещённого на опорной пористой решётке, под которую подают поток воздуха [1].

Состояние поверхностного слоя, полученное после финишной механической обработки, - один из основных факторов, определяющих долговечность наиболее ответственных деталей авиадвигателей.

Характерной особенностью обработки свободными абразивами является то, что режущий инструмент формируется непосредственно в процессе обработки как абразивная среда с особыми свойствами и определёнными внутренними связями. Общность в механизме различных видов абразивного воздействия обусловлена сходством самого абразива: формы и размеров частиц, их прочности и твёрдости, минералогических особенностей строения, способности разрушить металл. Здесь рассматривается процесс микрорезания, где каждое абразивное зерно выполняет роль лезвийного инструмента. Например, процесс шлифования во многом аналогичен процессу резания лезвийными инструментами, в этом можно убедиться по получаемой стружке этих процессов. При шлифовании стро-

ение стружки вполне идентично стружке, полученной, например, при фрезеровании [2].

Повышение долговечности дисков ГТД обеспечивается за счёт улучшения микрорельефа, уменьшения шероховатости поверхностей кромок и при-кромочных зон, а также создания благоприятых сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое.

Результаты исследования шероховатости, качества геометрии скругления кромок и состояния поверхностного слоя дисков из разных материалов позволяют сделать вывод о том, что турбоабразив-ная обработка может применяться и в качестве операции упрочнения деталей авиадвигателей (рис. 1).

Рис. 1.Эпюры остаточных напряжений в поверхностном слое полотна диска: 1 - без турбоабразивной обработки; 2 - после турбоабразивной обработки

© Г. В. Пухальская, Л. Л. Каминская, А. Я. Качан 2006 г.

Малое время и незначительные контактные усилия ударного взаимодействия зёрен с обрабатываемой поверхностью, а также унос тепла из зоны обработки потоком воздуха, ожижающего абразив, обусловливают низкотемпературный характер процесса. При этом полностью исключается возможность тепловых и механических деформаций детали [3].

Однако сложность явлений, происходящих в зоне обработки, большие число факторов, влияющих на результаты процесса (характеристики рабочих сред, режимы обработки, конструктивные параметра оборудования), затрудняют проектирование технологических процессов, вызывают необходимость разработки теоретических моделей, необходимых для выбора и оптимизации основных технологических параметров.

Анализ литературных источников показал, что имеющаяся в настоящие время информация для определения режимов обработки в ПСА, а конкретно, скорости абразивного зерна, максимальная глубина внедрения абразивной частицы, как правило, является неполной. Режимы обработки в ПСА, назначенные без учёта конкретных её условий и особенностей, часто носят субъективный характер, в связи с чем в условиях производства такой подход нельзя считать рациональным. Всё это указывает на необходимость создания математической модели процесса обработки в ПСА, использование которой позволило бы обосновывать оптимальное сочетание режимов обработки [4].

Таким образом, вопрос оптимизации режимов обработки в ПСА деталей ГТД с целью определения таких условий обработки, при которых требуемые параметры качества поверхностного слоя будут получены с максимальной производительностью, является актуальным.

Цель работы

Целью настоящей работы являлось определение оптимального сочетания режимов обработки в ПСА дисков из жаропрочных сплавов по критериям качества и производительности обработки. Для достижения цели была поставлена задача разработки математической модели процесса обработки в ПСА.

Содержание и результаты исследований

Наиболее существенное влияние на производительность обработки, шероховатость поверхностей и формирование физико-механических характеристик напряжённого поверхностного слоя оказывают скорость вращения детали и зернистость абразива. При увеличении их значений повышаются скорость съёма металла, шероховатость обработанных поверхностей, а также величина остаточных напряжений сжатия и глубина их распространения [3].

Исходными данными для построения модели явились результаты экспериментов [1].

Применение зерна электрокорундовой группы, хромистые электрокорунды: 91 А, 92А, 94А зернистостью

№ 40......80; время обработки 4......8 мин; скорость

воздуха, ожижающего абразив V0 = i м/с.

Методы математической оптимизации позволяют найти оптимальный режим обработки в ПСА, если известно, как связана величина расходов на обработку с условиями протекания процесса микрорезания. Стратегия поиска определяется математической записью зависимости искомой величины (цели, критерия оптимизации) от выходных факторов Vok, d3, Ar. Для случая ПСА целевая функция имеет вид (1):

F = VOK * dз * Ar ^ max , (1)

где Vok - окружная скорость детали,м/с;

d3 - размер абразивного зерна, мм;

Ar - критерий Архимеда.

Целью оптимизации является достижение наибольшего значения F - критерия оптимизации, зависящего от произведения трёх переменных (параметров оптимизации). Поиск наибольшей величины F выполняли путём варьирования значений Vok, d3, Ar в пределах ограничений, накладываемых на эти величины. Для упорядоченного поиска использовали метод линейной оптимизации.

Метод линейной оптимизации предполагает, что ограничения и целевая функция записаны в виде линейных многочленов, где нет произведений переменных и нет этих переменных в степенях.

Такая запись может иметь следующий вид:

1. Яц • Хi + ai2 • Х2 +... + aij • Xi < bi

2. a2i • Xi + a22 •X2 +... + a2i • Xi < b2

J. Qji • Xi + aj2 • X2 +... + aji • Xi < bi

F = ki • Xi + k2 • X2 +... + kj • Xi ^ max , где aji, ki - коэффициенты при переменных (постоянные величины);

Хi - параметры оптимизации;

bi - числовые величины (постоянные).

Исходя из особенностей процессов, происходящих при ПСА, необходимости обеспечения требуемых параметров качества поверхностного слоя на процесс ПСА могут быть наложены следующие ограничения:

1) По качеству поверхности (по шероховатости)

Предельные значения шероховатости: Ra min = 0,i5 мкм; Ra max = 0,4 мкм.

Аппроксимируя график (рис. 2) - зависимость шероховатости поверхности от окружной скорости

детали, получили уравнение:

Яа = 4,6934 -¥о

1п (0,0017Сз) > 1п0,15; !п^з > 4,4798. После линеаризации:

Х 2 > Ьз

(4)

V. - л.

¿У ¿4

щ л? ^р ЙЙ: йг СИ .431

Рис. 2. Влияние окружной скорости детали на шероховатость поверхности при обработке зерном 91А40

После преобразования:

при наименьшей шероховатости Ra =0,15 мкм.

-1

4,6934 -Уок > 0,15 ; !п(4,6934 Уок-1) > !п 0,15;

!п ^ок < 3,44. После линеаризации:

Х1 < Ь1,

(2)

где X = !п^ок;

Ь1 = !nRa т1п/4,6934 = 3,44. После преобразования: при набольшей шероховатости Яа = 0,4 мкм.

4,6934•Уок_1 <0,4 ;

!п(4,6934 Уок ) < !п0,4;

!п ^ок > 2,46. После линеаризации:

Х1 > Ь2 , (3)

где X = !п^ок;

Ь 2 = !nRa тах/4,6934 = 2,46. Аппроксимируя график (рис. 3) зависимости шероховатости поверхности величины абразивного зерна, получили уравнение:

и пг. 0,042d3 Яа = 70 • е 3 .

После преобразования:

при наименьшей шероховатости Ra=0,15 мкм.

70 • е "^з > 0,15 ;

Рис. 3. Влияние величины зерна шлифматериала на шероховатость поверхности при обработке зерном 91 А40

После преобразования:

при набольшей шероховатости Ra =0,4 мкм.

70 • е 0,042^з < 0,4 ; !п (0,0017С) < !п0,4; !пСз < 6,1539. После линеаризации:

Х 2 < Ь4 ,

(5)

где X 2 = !пСз

Ь4 = !п Ra тах/0,0017 = 6,15. 2) По интенсивности съёма металла Для описания механизма удаления металла и формирования профиля шероховатости обрабатываемой поверхности при использовании любого из рассматриваемых методов можно применить общий подход, заключающийся в определении количественных параметров единичного взаимодействия и в оценке с использованием вероятностных методов числа таких взаимодействий в единицу времени на единицу площади детали. Анализ работ в области шлифования, абразивного изнашивания и трения позволяет предположить следующую картину взаимодействия абразивной частицы с поверхностью детали. При внедрении частицы, движущейся под некоторым углом в к поверхности детали, на неё действует сила сопротивления. По мере увеличения силы контактные напряжения возрастают и могут достигнуть разрушающих величин. Процесс снятия стружки становится возможным, когда напряжение на контактной поверхности превышает значение ест^ (здесь ст^ -предел текучести детали; с - коэффициент, оценивающий несущую способность контактной поверхности) [5, 6].

Математическая модель удаления металла при обработке свободными абразивами:

&т = р • Р2 • / • V ■-

Сд

S

(6)

кв. уп.

где Рх - геометрическая вероятность события, заключающегося в том, что любая точка квадрата упаковки покрывается пятном контакта за один цикл воздействия массы абразивных частиц

Р =-

п аЬ

2 2 па + 4d з а + d з

3,14 • 0,028dз,/Vок • 0,028d3JVок (0,048JVок +1)

3,14(0,028)2dз\к (0,048л1уОК +1)2 + 4dз • 0,028dзЛ/VоK(0,0048Л/V07 +1) + dз

0,00012

Уок + 0,0025 ^ок

0,000005 • Vок + 0,00024 • Vок ■

Уок + 0,0079 ■Vок + 0,11^Vок +1

(7)

2

Рекомендованная окружная скорость детали при обработке в ПСА деталей из жаропрочных сплавов составляет 25......32 м/с размер абразивного

зерна 220......500 мкм [1]. Подставив в формулу

(7) Vок, получаем:

Максимальная глубина внедрения абразивной частицы:

Н„ах = 2кт05 ■Vок ЯП Р.' Рг

3ккса3 '

Р1 = 0,05 ,

где а, Ь - большая и малая полуоси эллипсов контакта.

Абразивные зёрна не имеют строгой формы. Однако из многократных наблюдений следует, что контуры абразивных зёрен удовлетворительно описываются эллипсами, большая ось которых проходит через наибольшую диагональ сечения зерна [6].

Ь = у1 К2 - (К - йтах)2 =

Л— (_1 - 0,00078dз •VоK )2 4 2 к

= A/0,00078dз2 ■Vок - (0,00078)2d23 ■V2K

= 0,028dз • Жок ,

где (0,00078)2 ^23 •V0K ^0

3 14

а = п / 2(с^р - /)Атах + Ь = (с{840 - 0,1)^ + Ь -

= 1,714 • 0.00078dз • Vок + 0,028d3 • =

= 0,028dз • Жк • (0,048 • Жк +1).

Н = 2-0 90'5 V •

"тах ' ок

= 0,00078 •V0к ,

- • ят 40.

3,940

3

3 • 1•784•10

6

где р = 3,9 10 кг/м3 - плотность материала частицы;

Р = 30...45 ° - угол, под которым частица движется к поверхности детали;

кт = 0,9 - коэффициент, учитывающий влияние соседних частиц;

к К =1 - коэффициент, учитывающий влияние зернистости абразивной частицы на фактическую площадь контакта;

ест £ = 784 106 Па - (здесь ст с - предел текучести материала детали; с - коэффициент, оценивающий несущую способность контактной поверхности);

Р2 = 0,8 - вероятность события, заключающегося в том, что взаимодействие приведёт к микрорезанию;

V - объём металла, удалённого при взаимодействии с обрабатываемой поверхностью:

V = 15,5к,

К

3 (

Скк 075

к ^ пт * ок

ЯШ Р.

■,5/2

Р г

3сст с

(СЪР- /) =

з

2

2

= 15,5-2-

(0,36)3

0,90,5 - 28 ^п 40

3,9-10

3-784-10

х (^40 - 0,1) = 14129,5 мм3

(8)

где кс = 2 - коэффициент стружкообразования; 1 = 0,1 - коэффициент трения [7]; /Ь - частота циклов воздействия массы абразивных частиц на поверхность детали;

/Ь = уок -£-к = 28-0,0001-4-109 = 28-4-105с"1 = = 28-4-105 -60 = 6,7-108мин-1, (9)

где 8д = 0,0001 м2 = 108 мкм 2 - площадь, обрабатываемой поверхности детали;

к = 4-109-1- - концентрация;

2 2

$кв.уп. = а3 = 4Я - площадь квадрата упаковки [6].

После преобразования:

0,0001

О = 0,05-0,8-6,7-108 14129,5—^—=

гСт 5 5 5 5 1 2

= 38,4-106 -— мм3/мин:

а2

После преобразования:

38,4-106 -— < 40,1789Кок2/3 ;

13,77 < -3-1п ¥ок + 21п а3 .

После линеаризации:

2

3

X! + 2X2 > Ь5 ,

(12)

Ь5 = 1п

Р - ! Р2- /ь'У-Бд

40,1789

Аппроксимируя график (рис. 5) зависимости интенсивности съёма металла от величины абразивного зерна, получили уравнение:

п' = КП 1 \пн

ь1*! дат 1

и Я? л» ¿н-

^ —:---

л? .к лр лт ¿я? ¿я? ве ¿бс да*

Рис. 5. Влияние величины зерна шлифматериала на интенсивность съёма металла

От = 38,4-106-^- мм3/мин. (10)

а2

Аппроксимируя график (рис. 4) зависимости интенсивности съёма металла от окружной скорости детали, получили уравнение:

От = 40,1789К

2/3

(11)

После преобразования:

При наименьшем диаметре аз = 160 мкм;

38,4-106 -— < 60,162351паз ;

а 2

38,4 -106 60,16235

> а 3 21п160;

Рис. 4. Влияние окружной скорости детали на интенсивность съёма металла

1п125763,76 > 1п а

2

2!п аз < 11,74. После линеаризации:

2X 2 < Ь6 ; (13)

Ь6 =1п

Р - ! Р2- /ь'У-Бд

60,162351п а min После преобразования: При наибольшем диаметре аз = 500 мкм

38,4-106

60,16235

< а21п500

5/2

х

23-10,75

м

з

2ln d3 > 11,53. После линеаризации:

2X2 > b7 , (14)

b7 = ln

P • i P2 • fb'V • Sd 60,i6235ln d max

Ar = gdз Рт -P

2

Р

где g - ускорение свободного падения;

dз - диаметр частиц;

рг - плотность твёрдых частиц;

Р - плотность сжижающего агента.

Кинематическая вязкость:

у = ^ = ^-Щ -6 = 1,4210-6, м 2/е

р 1,29 где VдИН - динамическая вязкость,

VДИН = 1,83 40-6 кг /м • с,[8] ;

t = 20 °С - температура процесса псевдоожижения;

3

Р = 1,29 кг/м - плотность воздуха (сжижающего агента);

Рг = 3,9 103 кг/м3 - плотность абразивных частиц.

После преобразования:

9,8i 3,9 403 -1,29 ,3 Ar =--—-—-• —----d 3 =

(i,42 40-6)-2 = i4703659 40i2 d3.

i,29

Отсюда диаметр абразивной частицы равен:

d = -

2,45 40

(16)

..i/3

> 2,45405 ;

Ari/3

ln-> ln2,45 405 ;

-•ln Ar - ln d 3 > i2,4i 3 3

После линеаризации:

3 X 3 - i-X 2 > b8 ,

(17)

где X3 = ln Ar ;

b8 =ln

g Рт -Р

2

Р

3) По критерию Архимеда Критерий Архимеда, характеризует вязкость потока и обратно пропорционален ей:

(15)

Из уравнений (10)и (11)получим:

38,4406 — мм3 /мин = 40,i789VO2K/3 d32

,2 386440е d =-

d =

40б!789VO

977,6

2/3

V,

Тогда

, 977,6 d = _J_ <-

WoK 2,45 40s

Ari/3 Vi/3 > ln 97766 • 2645 405 ;

— ln Ar + — ln VOK > i9,294 . 3 3 OK

После линеаризации:

■3 X3 + Xi > b9, (19)

b9 = ln

g РТ -Р Pi • P2 • fb •V•S,

Р

40.i789

4) По предельным значениям критерия Архимеда

22

Минимальное значение Armin = 6,029 • i0 при

d min = 160 мкм;

22

ln Ar > ln 6,029 402 После линеаризации:

X3 > 52,45 ;

X 3 > ью ; (20) ью = ln Ar min .

Максимальное значение Ar max = i,8379 i024 при d3 max = 500 мкм ;

ln Ar < lni,8379 4024 ; После линеаризации:

X3 < bii ;

X3 < 55,87 ;

2

v

3

3

(21)

и _ 1„ 1„ -

ч

Ш ■SLLI №

HJ ИР

е?

р

и

r-

W

ilJ

Рис. 6. Влияние давления (расхода) воздуха на интенсивность съёма металла при обработке абразивным зерном 91А63(1), 91А40(2), 91А16(3), 91А4(4)

Кривые для зёрен 91 А63 и 91 А40 показывают, что съём металла наибольший.

Полученное уравнение для зерна 91А63:

=-7225,568р2+4055,312р. После преобразования: При наименьшем давлении Рт1п = 0,1 МПа

38,4406 — <-7225,568p2 + 4055,312p ; d3 2 ;

12 -> -0,000188(0,1)2 + 0,0001056 • 0,1;

d3 2 ;

1П d 2 < 1П115207,37 ; 21П d3 < 11,65 . После линеаризации:

2X2 < ьХ2 ; (22)

P - 1 P2- fb-V-Sd

bi2 = ln- .

- 7225,568 /imin2 + 4055,3i2 р min

После преобразования:

при наибольшем давлении Pmax = 0,3 МПа

38,4-10

6

— > -7225,568р2+4055,312р;

1 2 — < -0,000188(0,3)2 + 0,0001056-0,3 ; d з

ln d3 z < ln 67750,678 ;

2ln d3 > ii,i. После линеаризации:

2X2 > bi3;

(23)

P • i P2 • fb-VSd

bi3 =ln— 2

-7225,568рmax2 + 4055,3i2pmax ;

Полученное уравнение для зерна 91А40: Qm = -7798б585р2+3503,969р.

После преобразования:

При наименьшем давлении Pmin = 0,1 МПа

38,4 40б — < -7798,585р2+3503,969р;

12 — > -0,000203(0,1)2 + 0,0000912-0,1 ;

d

lnd3 < lni40945,93 ;

2ln d3 < ii,856 . После линеаризации:

2X2 < bi4 ;

(24)

P • i P2 • fb V •Sd

bi4 = ln--2

- 7798,585pmi/ + 3503,969р

max

После преобразования:

При наибольшем давлении Pmax = 0,3 МПа

38,4-10

6

— > -7798,585р2+3503,969р;

12 -< -0,000203(0,3)2 + 0,0000912 - 0,3 ;

ln dз z < ln110011,0011;

2ln d з > 11,61. После линеаризации:

2x2 > Й!5; (24)

P 1 P2-fbV-Sd

b15 = ln"

- 7798,585 Ртах + 3503,969 Ртах

Исходными данными для математической модели обработки в ПСА деталей из жаропрочных сплавов являлись:

1) Максимальная шероховатость поверхности

Ra тах = 0,4 мкм;

2) Минимальная шероховатость поверхность Ra т;П = 0,15 мкм;

■

d

3

d

3

d

з

d

3

10) Коэффициент, учитывающий влияние зернистости абразивной частицы на фактическую площадь контакта кК =1;

11) Коэффициент стружкообразования кс = 2;

12) Коэффициент трения f = 0,1;

13) Ускорение свободного падения д=9,81 м/с2;

14) Плотность воздуха (сжижающего агента) Р =1,29 кг/м3;

15) Максимальное давление воздуха Р тах = 0,4 МПа;

16) Минимальное давление воздуха Р тЬ = 0,1 МПа;

17) Скорость воздуха = 1 м/с;

18) Материал зерна - электрокорунд хромистый 91 А;

19) Зернистость № 40......80.

В таблице 1 приведены коэффициенты Ы для Таблица 1 - Ограничения, накладываемые на процерэобйаб етЛСАПСАопрочных сплавов

№ огр. Математическая запись Ограничения

1 X! < Ъх Ь 1 = 1п Ка тш/4,6934

2 X! > Ъ2 Ь 2 = 1п Ка тах/4,6934

3 X 2 > Ъз Ь3 = 1п Ка тш/0,0017

4 X 2 < ЪА Ь4 = 1п Ка тах/0,0017

5 2 3 X + 2X2 > Ъ5 ь5 =1п Р-1 р2- Л-У-^ 5 40,1789

б 2X 2 < Ъб _ 1п Р-1 р2-!ь-У^д 60,162351п d 3 тЬ

7 2X 2 > Ъ7 Ь7 = 1п Р - 1 Р2- /Ь-У-д 7 60,162351п d з тах

8 3 X3 - 1-X 2 > Ъ8 Ь8 = 1п 82-РГ-Р V2 Р

9 - X3 + - X, > Ъ9 3 3 з 1 9 Ь =1п 8 РТ-Р Р1 -Р2-/ь-У-^д V 2 Р 40,1789

10 X3 > Ъю Ью = 1п Аг тш

11 X 3 < Ъп Ьц = 1п Аг тах

12 2X2 < ЪХ2 Ь _ 1п Р - 1 Р2- /Ь-У-Ю 12 - 7225,568ртЬ2 + 4055,312ртЬ

13 2X2 > Ъ0 Ыз _ 1п Р - 1 Р2-/Ь'У-8д - 7225,568р тах2 + 4055,312р тах

14 2X 2 < Ъ^4 Ь , Р - 1 Р2-/ь-У-^д Ь14 _ 1п 2 - 7798,585р-ь + 3503,969ртах

15 2 X 2 > ¿15 Ь15 _ 1п Р - 1 Р2-/Ь'У-*д - 7798,585р-ах2 + 3503,969р-ах

3) Максимальный размер абразивного зерна dз max = 500 мкм;

4) Минимальный размер абразивного зерна dз min = 160 мкм;

5) Плотность материала частиц pr=3,9- 103кг/м;

6) Угол, под которым частица движется к поверхности детали ß =30...45°;

7) Предел текучести материала и коэффициент, оценивающий несущую способность контактной

поверхности сст S = 784-10б Па;

8) Вероятность события, заключающегося в том, что взаимодействие приведёт к микрорезанию Р2 = 0,8;

9) Коэффициент, учитывающий влияние соседних частиц кт = 0,9 ;

В результате оптимизации режимов обработки ПСА дисков и других деталей ГТД из жаропрочных сплавов установлено, что оптимальным сочетанием режимов является:

окружная скорость детали Vок = 31 м/с;

размер зерна шлифматериала d з = 340 мкм;

число Архимеда Aг = 1,83 •1024;

При обработке в ПСА деталей из жаропрочных сплавов с установленными режимами обеспечивается максимальное значение целевой функции F.

Перспективы дальнейших исследований

Дальнейшие исследования должны быть направлены на оптимизацию режимов обработки в ПСА дисков компрессора из титановых сплавов, а также установление зависимостей параметров качества поверхностного слоя с разработанными математическими моделями по выбору режимов их обработки.

Выводы

В работе получена математическая модель обработки дисков ГТД из жаропрочных сплавов в ПСА, которая позволила определить оптимальное сочетание параметров процесса, обеспечивающее максимальную производительность и качество обрабатываемых поверхностей.

Список литературы

1. Богуслаев В.А., Качан А.Я., Яценко В.К., Долматов А.И., Богуслаев А.В., Мозговой В.Ф., Кореневский Е.Я., Титов В.А. Технология про-

изводства авиационных двигателей ч.111. Методы обработки деталей авиационных двигателей. - Запорожье, изд. ОАО "Мотор Сич", 2006 г. - 638 с.

2. Резников А.Н. Теплофизика резания. М.: Машиностроение, 1969. - 287 с.

3. Мозговой В.Ф., Попенко А.И., Качан А.Я. Технология и оборудование для финишно- упрочняющей обработки деталей ГТД свободным абразивом // Технологические системы. - 2001. - № 3(9). - С. 25-29.

4. Непомнящий В.А. Трение и износ под воздействием струи твёрдых сферических частиц // Контактное взаимодействие твёрдых тел и расчёт сил трения и износа. М.: Наука,1971. - С 190-200.

5. Основы расчётов на трение и износ / И.В. Кра-гельский, М.Х. Добычин, В.С. Комбалов. М.: Машиностроение, 1977. - 526 с.

6. Тамаркин М.А., Азарова А.И. Теоретические основы оптимизации процессов обработки деталей свободными абразивами // Вестник машиностроения, 2002. - №6. - С. 50-54.

7. Михин Н.М. Внешнее трение твёрдых тел. М.: Наука, 1977. - 222 с.

8. Механика жидкости и газа, Лойцянский Л.Г., Главная редакция физико- математической литературы издательства "Наука" М., 1973, издание четвёртое, переработанное и дополненное.

Поступила в редакцию 08.06.2006 г.

Розглянуто питання оптим1зацИ' режим1в обробки у псевдорозр1дженому шар'1 абразива деталей ГТД з жаром1цних сплав1в за критер1ем максимально!'продуктивност1. Показанi основн1 обмеження, що накладаються на процес обробки в1льним абразивом. Вста-новлено оптимальне поеднання параметрiв режимiв обробки, як забезпечують високу яксть, оброблюваних поверхонь деталей авiадвигунiв.

The question of optimization of modes treatment in the aerated layer abrasives of components of GTE (gas-turbine engine) from heatstable alloys by criterion of the maximal productivity is considered. The basic restrictions determining process for the free abrasive treatment is shown. Optimum combination of parameters of modes of treatment are established which provides high quality treatment surface details of aircraft engines.