В условиях стремительного развития технологий производства и увеличения требований к конструкционным материалам наблюдается неуклонный рост объема и номенклатуры изделий, изготовленных из полимерных композиционных материалов (ПКМ). Являясь высокотехнологичными материалами, ПКМ позволяют создавать детали и конструкции с заданным комплексом свойств, адаптированным под различные условия эксплуатации. Это обуславливает их высокую востребованность в машиностроении, автомобилестроении, авиации и ракетно-космической отрасли.

Современный уровень разработок и исследований в области композитного материаловедения позволяет успешно расширять функциональные свойства ПКМ для их использования в производстве высоконагруженных, термостойких и ударопрочных конструкций, а также изделий, обладающих высокой

износостойкостью и устойчивостью к агрессивным средам и другим неблагоприятным факторам эксплуатации [1–3].

В настоящее время в условиях освоения арктической зоны актуальной научно-практической задачей является создание композитных деталей и конструкций, работающих в условиях морского климата, высокой влажности и низких отрицательных температурах.

Решение данной задачи, как правило, осуществляется путем разработки новых составов и структур ПКМ с применением методов модификации материалов матрицы и создания гибридных армирующих материалов. Однако долговечность композитных изделий определяется не только компонентами ПКМ, технологией и режимами формования, но b качеством постформовочной обработки [4, 5], которую выполняют различными методами, среди которых наиболее универсальными и широко распространенными являются методы механической обработки: фрезерование, точение, сверление и др.

При выполнении механической обработки, в частности, фрезерования изделий, изготовленных из ПКМ, основным технологическим режимом, от которого зависит производительность технологического процесса, является скорость подачи рабочего инструмента (s). При этом увеличение скорости подачи режущего инструмента без регулирования другого показателя режима резания – частоты вращения фрезы (n) – неизбежно приведет к увеличению составляющих сил резания, негативному воздействию вибраций и ударных нагрузок, что, в свою очередь, вызовет образование таких технологических дефектов как расслоение, вырывание волокон, термическая деструкция, выкрашивание матрицы и пр. [6–9]. Поэтому при поиске оптимальных режимов фрезерования изделий из ПКМ должна осуществляться вариация частоты вращения фрезы и скорости ее подачи.

Целью работы является обеспечение долговечности композитных деталей в критических условиях эксплуатации за счет обоснования выбора режимов их механической обработки с учетом влияния пластифицирующих матрицу добавок.

Для выполнения экспериментальных исследований были изготовлены листы углепластика. Листы углепластика формовались методом вакуумной инфузии из 4-х слоев углеродной ткани саржевого плетения (артикул UT-3K-T240) с использованием эпоксидной смолы на основе бисфенол – А марки 810-И с циклоалифатическим отвердителем двойного отверждения. В качестве пластифицирующих добавок эпоксидной матрицы использовались диметакрилат триэтиленгликоля и двухкомпонентый силиконовый эластомер (силоксановый винилсодержащий каучук с платиновым катализатором). Их выводили путем  механического  перемешивания  при  комнатной  температуре  вводились  в  количестве

3 масс. ч на 100 масс. ч. связующего.

Отверждение образцов осуществлялось в вакуумном мешке при комнатной температуре в течение

24 ч с последующим постоотверждением в термошкафу при ступенчатом нагреве от 35 до 80 °С в течение 8 ч. Штучные образцы с габаритными размерами 100×15×1,2 мм были получены фрезерованием рашпильной фрезой из твердосплавного материала марки AST 417 диаметром 4 мм с использованием двух сравниваемых режимов:

Для оценки влияния режимов фрезерования на усталостную прочность углепластиков использовалась авторская методика, на которую получен патент (Патент РФ № 2810964). Методика испытаний заключается в блочном циклическом изгибном нагружении образцов ПКМ прямоугольного сечения с заданной равной частотой и амплитудой. После реализации каждого блока циклического нагружения (5 тыс. циклов) выполнялось измерение статической прочности на заданную величину прогиба, равную величине амплитуды циклического нагружения. Такой подход позволил получить информацию о возникающей в процессе циклического нагружения локальной релаксации напряжений и интенсивности накопления поврежденности в матрице испытуемых образцов.

Определение статической прочности образцов при трехточечном изгибе выполнялось на машине

«УТС 110М-50» (скорость нагружения 10 мм/мин, расстояние между опорами 80 мм).

Циклическое изгибное нагружение проводили на запантентованной установке (Патент РФ

№ 2788917) [10] с частотой 5 Гц и амплитудой, равной 14 мм (9 мм для серий образцов, выдержанных в условиях водяной пыли и солевого тумана), которая составила 80 % от средней величины максимального прогиба всех серий исследуемых образцов. Циклическое нагружение осуществлялось до разрушения

образцов или до достижения 100 тыс. циклов нагружения с последующим испытанием по определению остаточной прочности при изгибе.

Для оценки влияния критических условий эксплуатации анализировалось изменение прочностных характеристик после циклов воздействия: низкой температуры (–50 °С 60 ч, камера KHM-64S Komeg), водяной пыли и солевого тумана (48 ч, камера KM-F-60C).

По результатам испытаний были получены графики зависимости изменения усталостной прочности серий образцов, полученных с использованием двух сравниваемых режимов фрезерования после выдержки в условиях, характеризующих критические условия эксплуатации (рисунок 1).

В условиях отсутствия влияния факторов, характеризующих критические условия эксплуатации, наибольшей усталостной прочностью обладают образцы углепластиков без модификаторов в составе матрицы, полученные фрезерованием на 1 режима обработки (рисунок 1а). Данные образцы выдерживают 100 тыс. циклов нагружения с потерей 42 % прочности после циклического нагружения. Образцы углепластиков, полученные фрезерованием с использованием 2 режима обработки, выдерживают 75 тыс. циклов с потерей 11 % прочности после циклического нагружения (таблица 1).

а)                                                                               б)

в)                                                                               г)

Примечание: через дробь указаны частота вращения фрезы, тыс. об/мин / скорость подачи фрезы, мм/мин

Рисунок 1 – Зависимости изменения прочности образцов углепластика при изгибе

на заданную величину от числа циклов нагружения (а), после выдержки при температуре –50 °С (б),

в условиях водяной пыли (в), в условиях солевого тумана (г)

Таблица 1 – Прочность образцов углепластиков до и после циклического нагружения

Примечание: *значения остаточной прочности образцов, не выдержавших полного числа циклов нагружения (см. рисунок 1).

Снижение усталостной прочности модифицированных образцов может быть связано с тем, что введение силиконового эластомера в состав матрицы повышает плотность материала. Это, в свою очередь, способствует снижению величины максимального прогиба и зоны упругой деформации. Снижение прочности у образцов, содержащих в качестве модифицирующей добавки диметакрилата триэтиленгликоля, может быть обусловлено снижением адгезионной и межслойной прочности.

При этом использование в качестве модифицирующей добавки силиконового эластомера позволяет получить наибольшую статическую прочность при изгибе после выдержки во всех исследуемых условиях. Среднее значение прочности данных образцов увеличивается при обработке на режимах с более высокими показателями (таблица 1).

При переходе в область действия отрицательных температур, а также после выдержки в условиях водяной пыли и солевого тумана, у всех серий образцов наблюдается снижение среднего значения прочности при изгибе (таблица 1).

Воздействие отрицательной температуры оказывает существенное влияние на снижение усталостной прочности. После выдержки при температуре –50 °С наибольшее количество циклов (20 тыс.), которое образец выдерживает до разрушения наблюдается у образцов углепластиков, не содержащих модификаторы в составе матрицы и полученных фрезерованием с использованием 2 режима обработки (рисунок 1б). При этом у всех исследуемых типов образцов значение остаточной прочности выше, а потеря прочности после циклического нагружения ниже, чем у углепластиков, полученных фрезерованием с использованием 1 режима обработки. Использование силиконового эластомера в качестве модификатора матрицы ПКМ существенно снижает усталостную прочность: количество циклов, которое образец выдерживает до разрушения составляет всего 5 тыс. При этом потеря прочности при фрезеровании на 1 и 2 ре- жимах + составляет 34 и 17 % соответственно.

Выдержка в условиях водяной пыли и солевого тумана не привела к повышению жесткости образцов, выраженной через уменьшение величины максимального прогиба, что потребовало корректировки амплитуды циклического нагружения для данного типа образцов.

Использование в качестве модифицирующей добавки диметакрилата триэтиленгликоля и фрезерование данного типа образцов с применением 1 режима обработки позволяет обеспечить наибольшую усталостную прочность углепластиков после выдержки в условиях водяной пыли (рисунок 1в и таблица 1). Данные образцы выдерживают 100 тыс. циклов нагружения до разрушения, теряя при этом 17 % прочности.

Выдержка в солевом тумане не привела к потере прочности модифицированных углепластиков (режима обработки № 1) после завершения полного цикла нагружения на изгиб (см. рисунок 1г). При этом у образцов, содержащих в качестве модифицирующей добавки диметакрилат триэтиленгликоля и полученных фрезерованием на 2 режиме обработки, потеря прочности после циклического нагружения составила всего ~ 5 %.

Выбор материала модификатора матрицы и режимов фрезерования ПКМ определяется оптимальным сочетанием значений их прочности при статическом и циклическом нагружении с учетом условий эксплуатации.