Глибинне шліфування турбінних лопаток з важкооброблюємих матеріалів з використанням планетарно-шліфувальних головок

Размещено на http://www.allbest.ru

Размещено на http://www.allbest.ru

Вступ

Актуальність теми. Підвищення продуктивності обробки при звичайних методах шліфування завжди супроводжується підвищенням температури у зоні різання, що приводить до дефектів у вигляді шліфувальних тріщин та припалинь. Немає фізично обґрунтованої відповіді на питання про те, як треба організувати кінематику процесу шліфування, щоб процеси фізико-хімічної взаємодії поверхнево-активних речовин (ПАР) мастильно-охолоджувальних рідин (МОР) і ювенільних ділянок оброблюваної поверхні у контактній зоні протікали найбільш повно і тим самим максимально б сприяли зниженню енергоємності процесу стружкоутворення за рахунок адсорбційно-пластифікуючого ефекту (АПЕ).

Таким чином, дослідження, які направлені на підвищення продуктивності шліфування без підвищення температури у зоні різання більше ніж критичної, шляхом удосконалення кінематики процесів формоутворення плоских та плоско-фасонних поверхонь деталей із важкооброблюваних матеріалів, є актуальними, мають як практичне, так і суто теоретичне значення.

Мета і завдання дослідження. Робота націлена на створення техніки і технології планетарного глибинного шліфування, які забезпечують відсутність тріщин та припалів при обробці деталей з важкооброблюваних матеріалів за рахунок створення умов для взаємодії компонентів мастильно-охолоджувального технологічного середовища з утвореними під час різання ювенільними ділянками оброблюваної поверхні у достатньому для адсорбційно-пластифікуючого ефекту обсязі.

У зв'язку з цим виникає необхідність розв'язання таких задач:

Проаналізувати кінетику механохімічних процесів при абразивному диспергуванні металів та встановити критеріальні умови, щодо прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту при плоскому глибинному шліфуванні.

Встановити шляхи інтенсифікації процесу глибинного шліфування деталей із важкооброблюваних матеріалів, визначити найбільш ефективний та перспективний із запропонованих методів.

Знайти конструктивні, кінематичні та технологічні параметри запропонованого методу, який забезпечує сприятливі умови стружкоутворення за рахунок адсорбційно-пластифікуючого ефекту.

На базі розв'язання рівнянь теплового балансу при глибинному шліфуванні за допомогою планетарно-шліфувальних головок (ПШГ) знайти часову залежність температури у зоні контакту, яка дозволить регулювати тепловий режим обробки з метою уникнення дефектів у вигляді тріщин та припалів.

Провести експериментальне дослідження впливу режимів процесу глибинного шліфування за допомогою ПШГ на енергосилові показники та на формування фізико-механічних властивостей поверхневих прошарків важкооброблюваних матеріалів.

Визначити економічну ефективність запропонованих техніки і технології у порівнянні з традиційними методами обробки плоских та плоско-фасонних поверхонь турбінних лопаток.

Об'єкт дослідження - процес плоского глибинного шліфування важкооброблюваних матеріалів.

Предмет дослідження - кінематика, за якою виконуються вимоги щодо забезпечення умов ефективного шліфування з урахуванням адсорбційно-пластифікуючого ефекту.

Методи дослідження. Теоретичне виявлення конструктивних, кінематичних та технологічних параметрів процесу плоского глибинного шліфування виконувалось за допомогою аналізу кінематики планетарного руху абразивного інструменту щодо оброблюваної поверхні. Моделювання теплових явищ досліджуваного процесу проведено на базі розв'язання рівнянь теплового балансу при глибинному шліфуванні за допомогою планетарних шліфувальних головок.

Експериментальні дослідження виконувались у лабораторних умовах із застосуванням сучасних методів дослідження і вимірювальної апаратури. Фізико-механічні властивості поверхневих прошарків оброблюваних матеріалів визначалися за допомогою приладів “Піон-2”, пірометра “Німбус-500” та мікротвердоміра ПМТ-3.

Наукова новизна одержаних результатів.

1. Вперше розроблено критеріальні вимоги щодо кінематичного забезпечення умов для зниження енергоємкості процесу глибинного шліфування з урахуванням адсорбційно-пластифікуючого ефекту. Це дозволило визначити шляхи підвищення ефективності процесів шліфування важкооброблюваних матеріалів, серед яких виділено удосконалення кінематики формоутворення оброблюваної поверхні.

2. Вперше встановлено, що для забезпечення умов зниження енергосилових параметрів стружкоутворення за рахунок адсорбційно-пластифікуючого ефекту термін часу між послідовними зніманнями стружки з однієї й тієї ж ділянки оброблюваної поверхні не повинен бути меншим за термін часу, який необхідний для утворення на ювенільній поверхні адсорбційного шару, який за оцінками знаходиться у діапазоні 10-3…10-2 с.

3. Вперше отримано теоретичні залежності, що пов'язують фізичні властивості інструменту й оброблюваного матеріалу з кінематичними параметрами процесу при шліфуванні яких забезпечується можливість зниження енергосилових параметрів стружкоутворення за рахунок утворення умов, що достатні для прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту.

4. Вперше за допомогою розв'язання рівнянь теплового балансу при глибинному шліфуванні за допомогою планетарно-шліфувальних головок знайдено часову залежність температури у зоні контакту, яка дозволяє регулювати тепловий режим обробки з метою уникнення дефектів у вигляді припалин.

1. Аналіз сучасних методів формалізації абразивного інструменту і визначення основних (геометричних, кінематичних, силових та теплових) параметрів процесу плоского глибинного шліфування

В аналізі зазначається, що теорія абразивної обробки значно розвинена, але її сучасний стан відносно шліфування ще не досягнув своєї завершеності і саме цим можна пояснити таке велике різноманіття емпіричних, напівемпіричних та аналітичних формул, які використовують для розрахунку того чи іншого параметру процесу.

Серед питань, які ще потребують свого вирішення в теорії і практиці плоского глибинного шліфування можна виділити сучасні погляди науковців на вплив адсорбційно-пластифікуючого ефекту (АПЕ) на енергосилові параметри процесу пластичного деформування та руйнування металів при стружко утворенні. Аналіз літературних джерел показав, що питання стосовно того, які умови створюються і які вони повинні бути у зоні різання, щоб вплив АПЕ був найбільш ефективний, в теорії шліфування ще не вирішувалися, незважаючи на те, що експерименти показують, що і тип, і фізико-хімічний склад, і спосіб подачі в контактну зону мастильно-охолоджувальних технологічних середовищ (МОТС) мають дуже велике значення на всі показники процесу шліфування в цілому.

Проведений аналіз дозволив визначити основні задачі наукового дослідження.

2. Методичне забезпечення досліджень

Обґрунтовано вибір оброблюваних матеріалів, характеристик шліфувальних кругів, базового обладнання, дослідної вимірювальної апаратури та методики експериментальних досліджень.

Запропоновано методи критеріальної оцінки кінетичних умов щодо можливості прояву АПЕ у зоні контакту під час шліфування, які базуються на такому:

1. Необхідна умова -- кількість атомів (молекул) к середовища, яка підводиться у контактну зону до ювенільних ділянок поверхні, повинна бути достатньою для того, щоб здійснилася повномасштабна адсорбція, тобто щоб утворився адсорбційний шар з показником =1. Аналітично цей критерій можна подати у вигляді:

, (1)

де ад кількість атомів (молекул) у адсорбційному шарі, >> 1, (10…10N), N=2, 3, …

2. Достатня умова -- проміжок часу (р) між послідовним зніманням стружки з однієї й тієї ж ділянки оброблюваної поверхні не повинен бути меншим, ніж латентний період х часу розвитку АПЕ, тобто:

. (2)

З урахуванням схеми Бутягіна під час аналізу кінетики адсорбційних процесів у разі абразивного різання металів для плоского глибинного шліфування вище наведені критеріальні вимоги (1) і (2) приведено до вигляду:

; (3)

, (4)

де - ймовірність хімічної реакції під час зіткнення; p - тиск середовища у вигляді газу; m - маса адсорбованих молекул середовища; T- температура; k- стала Больцмана; - коефіцієнт пропорційності; ад - доля поверхні, яка зайнята адсорбованою речовиною; Qакт - енергія активації процесу десорбції; - середньостатистична товщина елементарної стружки; ар - параметр кристалічної решітки; 0 - час загибелі центрів адсорбції, с0, сm - початкова та кінцева щільність дислокацій; h - глибина розподілу дислокацій; - коефіцієнт; В - висота абразивного кругу, hcp - середня висота пори, яка утворюється між кругом та оброблюваною поверхнею, Lк - довжина контакту абразивного інструменту з оброблюваними поверхнями, r0 - радіус порожнини уздовж осі ядра дислокації.

Розрахунками було встановлено, що за відомих методів та режимів шліфування ні вимога (4), ні вимога (5) не виконуються, оскільки було одержано, що к/ад=(0,02…10)10-31, а Sr=р/х=(0,00145…0,184)<<1. Отриманий результат вказує на причини протиріч у висновках різних науковців щодо можливості і характеру впливу АПЕ на енергосилові параметри процесу стружкоутворення під час шліфування.

На основі проведеного аналізу зроблено висновок, що для підвищення ефективності стружкоутворення за рахунок забезпечення у зоні різання умов для АПЕ кінематика процесів шліфування потребує удосконалення, шляхи якого слід визначити.

Аналіз кінематики абразивного диспергування дав можливість визначити засоби інтенсифікації процесу шліфування. Показано, що підвищення ефективності шліфування за рахунок забезпечення критеріальних вимог (1) і (2) у загальному випадку можна досягти такими засобами:

1. кінематичним (удосконалення кінематики процесу шліфування за рахунок збільшення р);

2. фізико-хімічним (урізноманітнення засобів активації процесу хімічної адсорбції з метою зменшення х);

3. комбінованим (одночасне збільшення р та зменшення х)

У роботі розглянуто кінематичний спосіб забезпечення критеріальних умов для плоского глибинного шліфування як найбільш ефективний, який не потребує дорогих верстатів, інструменту та мастильно-охолоджувальних рідин (МОР). З аналізу кінематики процесу (рис.1) випливає, що:

, (5)

де lk - довжина контакту шліфувального кругу з оброблюваною поверхнею деталі, яка згідно з першим розділом має вигляд:

;

Vкр, dкр, - лінійна швидкість та діаметр шліфувального кругу; t - глибина шліфування; Sдет - продовжна подача деталі; lдет= - переміщення деталі зі швидкістю Sдет за час проходження круга уздовж lk.

Підставляючи визначені параметри у формулу (5), отримаємо рішення у вигляді:

Sдет 0,999Vкр (6)

На практиці переміщення деталей, що обробляються, відносно інструменту з такою швидкістю технічно неможливі. Однак за використанням принципу суперпозиції можливо організувати планетарне переміщення інструменту відносно оброблюваної поверхні деталі з цією переносною швидкістю.

Автором запропоновано спосіб плоского глибинного шліфування за допомогою планетарної шліфувальної головки (ПШГ), який запатентовано в Україні.

Пристрій для реалізації запропонованого способу складається зі шпинделя, що обертається двигуном (не показаний). На шпинделі 1 жорстко закріплено водило, що несе на валах абразивні круги головки, і сателіти 5 з можливістю обкатування останніми сонячного колеса, що має можливість безупинного повороту, наприклад, за допомогою черв'ячного венця від черв'яка, що обертається додатковим приладом (не показаний).

При обертанні шпинделя з водилом сателіти, обкатуючи сонячне колесо, надають абразивним кругам обертальний рух, що складається з обертання навколо осі шпинделя і власного.

При включенні додаткового приводу обертання черв'яка шліфувальним кругом на кожен оберт водила надається безупинний додатковий поворот для того, щоб при знятті наступного шару матеріалу з оброблюваної поверхні не вступили б у процесі шліфування різальні зерна попереднього сектора абразивного круга. Це забезпечує рівномірну спрацьованість інструменту. Визначення конструктивних, кінематичних та технологічних параметрів досягається за умови, що швидкість переміщення оброблюваної поверхні щодо абразивного круга (чи ПШГ відносно оброблюваної поверхні) буде такою, що за проміжок часу між виходом із зони різання i-го різального зерна і входом у зону різання i+1-го різального зерна, що розташоване за i-им зерном, оброблювана поверхня виробу (чи ПШГ) переміститься і стане в положення, при якому точка виходу з контакту i-го різального зерна стане точкою входу в зону контакту (різання) i+1-го зерна. У цьому випадку виключається контакт i+1-го різального зерна з ювенільною поверхнею, розкритою i-им різальним зерном, тим самим час взаємодії цієї поверхні з ПАР МОТС збільшується майже на порядок у порівнянні з традиційними методами шліфування, а значить і ступінь прояву АПЕ теж значно зросте.

За цих умов одержано співвідношення лінійних швидкостей шліфувального круга (Vкр) і планетарної головки (Vг):

— при односпрямованому обертанні шліфувального круга і планетарної головки:

; (7)

— при зустрічному обертанні шліфувального круга і планетарної головки:

, (8)

де dкр - діаметр абразивних кругів; [az] - гранично припустима товщина стружки, що знімається абразивним різальним зерном за один прохід; l0 - середня відстань між абразивними різальними зернами, розташованими одне за одним в одній площині.

Абразивним кругам надають додаткового безупинного, від окремого приводу, повороту з кутовою швидкістю, яка визначається за формулою:

, (9)

де: i - передаточне число планетарної головки; щкр - кутова швидкість абразивних кругів від планетарного обертання; t - глибина шліфування; Dг - зовнішній діаметр планетарної шліфувальної головки.

Подачу деталі визначають за формулою:

Sдет=0,91mщг[az], (10)

де: m - кількість абразивних кругів на планетарній шліфувальній голівці; щг - кутова швидкість планетарної шліфувальної головки; [аz] - гранично припустима товщина стружки, що знімається абразивним різальним зерном, за один прохід; Dг - зовнішній діаметр планетарної шліфувальної головки; t - глибина шліфування.

З метою оцінювання якості обробки за допомогою ПШГ одержана формула для визначення залежності найбільшої величини мікронерівностей від режимів обробки:

. (11)

Для визначення температури шліфування у зоні контакту розглянута схема планетарного шліфування оброблюваної поверхні, яка показана у вигляді прямолінійних зразків.

Розглянуто рівняння теплового балансу. Кількість тепла Qо, яке утворюється при шліфуванні прошарку товщиною h1 за часом дорівнює:

Q0=Q1+Q2, (12)

де Q1 - кількість тепла, яке витрачене на нагрівання зішліфованого прошарку товщиною h1; Q2 - кількість тепла, яке витрачене на нагрівання частки зразку товщиною h2.

Параметри Q1 і Q2 визначаються з виразів:

; (13)

Q2=cсSh2T(), (14)

де с - теплопровідність оброблюваного матеріалу, Дж/(кг•К); с - питома вага, кг/м3; S - площа поперечного перерізу зразка, м2; T(h) и T() - функції зміни температури шліфованого шару матеріалу від товщини зішліфованого матеріалу h та часу ; dh=Vodt - елементарна ділянка зішліфованого шару матеріалу; -- коефіцієнт теплопровідності матеріалу, Вт/(м•К); q=(PzVкр)/S - щільність теплового потоку, Вт/м2; Pz=(Qобр/Vкр) - тангенціальна складова сили різання, Н; Qобр=SVo - продуктивність обробки, м3/с.

Підставивши значення параметрів у формулу (12), одержимо інтегральне рівняння у вигляді:

. (15)

Знайдено рішення цього рівняння у вигляді:

. (16)

Максимальне значення температури шліфування Tmax() визначено з умови , тобто Tmax()cс/-1=0, відкіля Tmax()=/(cс)

Далі процес шліфування необхідно перервати, тим часом, зразок охолоджується до температури Тост. Час охолодження зразка ост при планетарному шліфуванні можна визначити згідно формули: ост=60/mnг, m - кількість абразивних кругів ПШГ; nг - частота обертання водила ПШГ.

Після охолодження зразка до температури Тост, процес відновлюється протягом шл, а далі знову перерва протягом ост (рис.6, крива 2). При цьому встановлено, для того, щоб температура кожного послідовного піку не перевищувала заданої температури Тшл, необхідно виконання умови шлост (у десятки разів).

При обробці зразків зі сплаву ЖС6К за допомогою ПШГ за режимами: Sдет=0,2 м/хв, nг=800 об/хв, t=0,007 м, визначено, що згідно формули (16) шл=0,0049 с, а ост=60/mnг=0,019 с. При цьому, при заданій температурі шліфування Тшл=6000С за часом ост=0,019 с оброблювана поверхня охолоджується до температури Тост0,13Тшл=78С (за даними В.О. Сипайлова).

Таким чином, глибинна обробка плоских поверхонь за допомогою ПШГ забезпечує необхідну циклічність шліфування з оптимальним співвідношенням часів шліфування шл і охолодження ост (шлост). Виконання цієї вимоги забеспечує підтримування температури у зоні контакту в діапазоні, менш ніж температура фазових перетворень, що дозволяє повністю уникнути ймовірності появи шліфувальних припалень.

3. Аналіз експериментальних досліджень

Досліджено вплив технологічних режимів на продуктивність та енергетичні показники процесу плоского планетарного глибинного шліфування таких важкооброблюваних матеріалів, як ЖС6К, ЖС26-ВІ, ЖС6КП, ЕП742 (ХН62БМКТЮ) та на розподіл фізико-механічних властивостей сформованого поверхневого шару по глибині. Показники процесу шліфування за допомогою ПШГ для сплаву ЖС6К зображено на рис. 7…10. Характер змінювання показників інших хромонікелевих сплавів аналогічний.

Особливий інтерес для дослідження представляють графіки залежності питомої роботи шліфування [Дж/м3] від режимів обробки (рис.9) та питомої інтенсивності шліфування [м2/с]. Аналіз зображених залежностей показує, що при малих значеннях питомої інтенсивності шліфування (10-5 м2/с), тобто при невеликих подачах Sдет (до 0,2 м/хв) та глибинах шліфування (0,001м) у разі збільшення їх значень питома робота шліфування змінюється до мінімуму і подалі не змінюється. Це пояснюється тим, що кінематичні і технологічні параметри процесу обробки за допомогою ПШГ обрані таким чином, щоб виконувалась критеріальна вимога (2): р/х1. Знак рівності відповідає низьким значенням питомої інтенсивності шліфування , тобто низьким Sдет і . Для збільшення необхідно збільшувати Sдет і , що приводить до збільшення таких параметрів стружкоутворення, як товщина стружки аz і довжина контакту lk абразивного кругу з оброблюваною поверхнею. Збільшення аz і lk при незмінних швидкостях головки Vг і круга Vкр приводить до збільшенняр, тобто нерівності (2), а значить ступені прояву АПЕ. Таким чином, збільшення питомої інтенсивності шліфування до значення 10-5 м2/с поліпшує умови прояву АПЕ, а при збільшенні до значень більше ніж 10-5 м2/с прояв АПЕ досягає максимуму, а питома робота - мінімуму і залишається постійними при подальшому збільшенні питомої інтенсивності шліфування .

Визначення температури у зоні контакту абразивного інструменту (ПШГ) та оброблюваної поверхні проводилось за допомогою пірометру типу “Німбус”. Для всіх матеріалів, які досліджувались, температури оброблюваної поверхні знаходилась в межах 30…600С, що підтверджує правильність теоретичних досліджень температур у контактній зоні і може бути доказом того, що обробка плоских поверхонь за допомогою ПШГ забезпечує гарантовану відсутність шліфувальних припалин.

Розподіл фізико -механічних властивостей сформованого поверхневого шару по глибині: визначалися виміром мікротвердості методом косого шліфу за допомогою мікротвердоміра ПМТ-3 (рис. 11) та залишкових напружень методом безперервного травлення за допомогою пристрою Піон-2 (рис. 12). Аналіз цих графіків показує, що величина негативних залишкових напружень у багато разів більше ніж у базовому способі обробки. При цьому збільшується зміцнення поверхневого шару на глибину понад 300 мкм, що виявляється у збільшені мікротвердості. Ці факти можуть бути доказом того, що енергосилові параметри обробки за допомогою ПШГ і температури контакту інструменту і оброблюваної поверхні значно нижче ніж при традиційних методах шліфування.

4. Порівняння двох варіантів технологій обробки робочої лопатки першої ступені турбіни авіадвигуна Д-36, яка виготовлена з жароміцного сплаву ЖС6К (ХН65КМВЮТ)

За базовий варіант обрана технологія ВАТ “Мотор Січ”, м. Запоріжжя.

Економічне порівняння технологій обробки виконано тільки для двох операцій шліфування замка лопатки (№25 і №30). Розрахунки проводилися за змінними показниками технологічної собівартості. Встановлено, що економічний ефект від застосування ПШГ для глибинного шліфування починає виявлятися вже після виготовлення 16 лопаток.

Цей економічний ефект досягнуто шляхом заміни глибинного шліфування, яке виконувалося за 2…4 переходи, з використанням дорогих потужних (Nдв=20 кВт) спеціальних верстатів з ЧПК ЛШ-233 на обробку за допомогою ПШГ за один прохід на універсальному верстаті 3Е711 (Nдв=5 кВт). Високопористі абразивні круги змінено на круги середньої структури, дорогий водний розчин емульсора “Аквол-2” змінено на 5%-вий водний розчин Na2CO3 (“содова вода”).

Висновки

абразивний диспергування шліфувальний кінематичний

1. З аналізу механо-хімічних реакцій, які проходять у контактній зоні при традиційних режимах плоского глибинного шліфування, встановлено, якщо період часу, який необхідний для створення хемосорбційного шару на ювенільній поверхні значно більший ніж розмір проміжку часу між двома послідовними актами з'йому стружки з однієї і тієї же ділянки оброблюваної поверхні, то більше не забезпечуються умови для прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту.

2. Запропоновано методику критеріальної оцінки наявності умов для прояву адсорбційного ефекту під час шліфування. Визначено, що досягнення зазначених вимог можливо за рахунок керування кінематичними параметрами процесу, або за рахунок електрохімічних, хімічних та інших впливів на процес взаємодії МОР з оброблюваною поверхнею, або за рахунок одночасного використання того й іншого водночас.

3. Встановлено, що кінематичні параметри відомих режимів і методів плоского глибинного шліфування не забезпечують виконання критеріальних вимог для прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту, тому відомі процеси вимагають удосконалення.

4. Теоретично обґрунтовано й експериментально досліджено кінематичний спосіб інтенсифікації процесу плоского глибинного шліфування шляхом застосування планетарно-шліфувальних головок (ПШГ), які забезпечують умови забезпечення критеріальних вимог для прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту.

5. Запропоновано залежності для визначення конструктивних, кінематичних та технологічних параметрів процесу абразивної обробки за допомогою ПШГ.

6. З рішення рівняння теплового балансу при глибинному шліфуванні знайдено часову залежність температури у зоні контакту, яка дозволяє оптимізувати переривчастість обробки за допомогою ПШГ і забезпечувати зниження температури у зоні різання до значень, за яких повністю виключається ймовірність виникнення шліфувальних тріщин та припалинь.

7. Експериментально встановлено, що використання раціональних значень кінематичних параметрів шліфування деталей з важкооброблюваних матеріалів, за яких забезпечуються критеріальні умови для прояву адсорбційно-пластифікуючого ефекту, якісно змінює процес стружкоутворення та сприяє підвищенню його ефективності, яке виявляється як:

- зменшення енергетичних та силових параметрів у 1,5…3 рази;

- збільшення продуктивності 1,5…2,5 рази;

- зниження температури у зоні різання до значень, за яких повністю виключається ймовірність виникнення шліфувальних тріщин та припалин (температура обробленої поверхні не перевищує 50…600С);

- підвищення мікротвердості поверхні та зміна на краще розподілу фізико-механічних показників утворюваних поверхонь по глибині;

- підвищення у 2…5 рази стійкості та зносостійкість абразивного інструменту;

- зменшення на порядок потреб у витратах охолоджувальної рідини, причому вимоги до їхніх фізико-хімічних властивостей стають менш критичними.

Встановлено також, що шліфування за допомогою планетарно-шліфувальної головки дозволяє вести високоякісну глибинну обробку навіть без застосування мастильно-охолоджувальної рідини. МОР використовується тільки для зменшення пилоутворення під час шліфування.

8. За розробленим способом абразивної обробки за допомогою ПШГ, який запатентовано в Україні, створено експериментальні та промислові зразки пристроїв, які пройшли успішні випробування у лабораторних і промислових умовах і підтвердили очікуванні результати.

Література

1. Сурду Н.В. Повышение эффективности шлифования путем совершенствования кинематики процесса. / А.И. Долматов, А.Ф. Горбачев, А.А. Горбачев. // Вопросы проектирования и производства конструкций летательных аппаратов. -- 2000. -- № 22(5). -- С. 157.

2. Сурду Н.В. Влияние скорости круговой подачи и катодной поляризации обрабатываемой поверхности на эффективность круглого врезного шлифования. / А.И. Долматов, А.Ф. Горбачев, А.А. Горбачев // Вопросы проектирования и производства конструкций летательных аппаратов. -- 2000 -- № 21(4). -- С. 157.

3. Горбачев А.А. Шлифовальный брак, виды и причины возникновения. / А.А. Горбачев // Авиационно-космическая техника и технология. -- 2003. -- № 39/4'2003. -- С. 171.

4. Горбачев А.А. Способ плоского планетарно-сопряженного шлифования. / А.А. Горбачев, Н.В. Сурду // Интегрированные компьютерные технологии в машиностроении ИКТМ-2003: междунар. науч.-техн. конф., 2003 г.: тезисы докл. -- Х., 2003.-- С. 300. 435.

5. Долматов А.И. Классификация методов шлифования. / А.И. Долматов А.А. Горбачев // Интегрированные компьютерные технологии в машиностроении ИКТМ-2004: междунар. науч.-техн. конф., 2004 г.: тезисы докл. -- Х., 2004.-- С. 435.

6. Горбачёв А.А. Определение кинематических параметров планетарного глубинного шлифования плоских поверхностей. / А.А. Горбачев // Авиационно-космическая техника и технология. -- 2005. -- №2 (18). -- С. 19-22.

Размещено на Allbest.ru