WWW.LIB.KNIGI-X.RU
БЕСПЛАТНАЯ  ИНТЕРНЕТ  БИБЛИОТЕКА - Электронные матриалы
 


Pages:   || 2 | 3 | 4 |

«Министерство по образованию и науке Российской Федерации Администрация Волгоградской области Администрация г. Волжского Российская ...»

-- [ Страница 1 ] --

Министерство по образованию и наук

е Российской Федерации

Администрация Волгоградской области

Администрация г. Волжского

Российская ассоциация производителей абразивного инструмента

ОАО «Росстанкоинструмент»

Российский научно-технический журнал

«Инструменты и технологии»

ОАО «Волжский абразивный завод»

Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет

Волжский институт строительства и технологий

(филиал) ВолгГАСУ

ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ,

АБРАЗИВНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ

И МАТЕРИАЛЫ Шлифабразив-2004 Сборник статей международной научно-технической конференции Волгоград, Волжский 2004 УДК 621.92 061.62 ББК 34.637 П 84 П 84 Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы: Сб. статей междунар. науч.-технич. конфер.

Волжский: Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ. – Волжский, 2005. – с.

ISBN Сборник посвящен проблемам производства и эксплуатации абразивного инструмента, разработки и применения СОТС, автоматизации и контроля качества технологических процессов. В него вошли работы, выполненные в различных организациях, отражающие перспективные направления инструментальной и обрабатывающей промышленностью. Статьи публикуются в авторской редакции.

Под общей редакцией доктора технич. наук, профессора В.М. Шумячера УДК 621.92 061.62 ББК 34.637 ISBN Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ, 2004 ШЛИФАБРАЗИВ – 2004 Международная научно-техническая конференция Волжский Волгоград Воткинск Иваново Казань Киев Кунштат Курган Липецк Магнитогорск

ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ,

АБРАЗИВНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ И МАТЕРИАЛЫ

Москва Одесса Пенза Пермь Ростов-на-Дону Саратов Санкт-Петербург Самара Сызрань Ульяновск Челябинск ШЛИФАБРАЗИВ – 2004

Организаторы:

Министерство по образованию и науке Российской Федерации Администрация Волгоградской области Администрация г. Волжского Российская ассоциация производителей абразивного инструмента ОАО «Росстанкоинструмент»

Российский научно-технический журнал «Инструменты и технологии»

ОАО «Волжский абразивный завод»

Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ <

Организационный комитет конференции:

1. Воронин И.Н. – Глава администрации г. Волжского (г. Волжский, Россия)

2. Бабичев А.П. – д.т.н., проф. (ДГТУ, г. Ростов – на – Дону, Россия)

3. Бржозовский Б.М. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (СГТУ, г. Саратов, Россия)

4. Грабченко А.И., д.т.н., проф., зав.кафедрой (ХГПУ, г. Харьков, Украина)

5. Зима Мирослав – президент фирмы «Абразив», (г. Млада Болеслав, Чехия)

6. Зубарев Ю.М. – д.т.н., проф., главный редактор Российского научнотехнического журнала «Инструмент и технологии» (г.Санкт-Петербург, Россия)

7. Игнатьев В.А. – д.т.н., проф., ректор (ВолгГАСА г. Волгоград, Россия)

8. Ковальчук Ю.М. – начальник отдела развития инструментального производства (ОАО «Росстанкоинстумент», г.Москва, Россия)

9. Королев А.В. – д.т.н., проф., зав.кафедрой (СГТУ, г. Саратов, Россия)

10. Кабанов В.А. – к.т.н., первый заместитель Главы администрации Волгоградской области (г. Волгоград, Россия)

11. Лысанов В.С. - д.т.н., проф., президент Российской Ассоциации производителей абразивного инструмента (г. Санкт-Петербург, Россия)

12. Новоселов Ю.К. – д.т.н., проф., зав.кафедрой (СевГТУ, г. Севастополь, Украина)

13. Носенко В.А. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (ВолжскИСИ, г. Волжский, Россия)

14. Старков В.К. – д.т.н., проф. (СТАНКИН, г. Москва, Россия)

15. Стратиевский И.Х. – к.т.н., директор по научной работе (ОАО НТП «Абразивы и шлифование», г. Санкт-Петербург, Россия)

16. Худобин Л.В. – д.т.н., проф. (УлГТУ, г. Ульяновск, Россия)

17. Чернавин В.С. – ген. директор (ОАО «Волжский абразивный завод», г. Волжский, Россия)

18. Шумячер В.М.– д.т.н., проф., ректор (ВИСТех, г. Волжский, Россия)

СЕКЦИЯ 1: АБРАЗИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

И ИНСТРУМЕНТЫ

1.1. К ВОПРОСУ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ

ПРЕДЕЛА ПРОЧНОСТИ АБРАЗИВНЫХ КРУГОВ

С.В. Марченко (Уральский НИИ абразивов и шлифования, г. Челябинск, Россия) Предел прочности абразивного инструмента является одной из важных механических характеристик, в частности, для определения типа и состава связки, соотношения шлифовального материала и связки, и в целом для проектирования инструмента.

В настоящее время известен ряд методов экспериментального исследования предела прочности материалов, хорошо зарекомендовавших себя для металлов. К таким методам относятся: одноосное растяжение, одноосное сжатие, сдвиг, изгиб и др. [1]. Эти же методы используют и для испытания композиционных материалов [2]. К таким материалам относятся и абразивные смеси, представляющие композицию с различным соотношением мелкодисперсного абразивного шлифовального материала и связки.

Традиционные методы испытания имеют ряд недостатков, связанных с тем, что для достижения требуемых схем напряжённого состояния необходимо изготовление определённой геометрии образцов, обеспечение условий однородной деформации и т.д. [1,2]. Указанные проблемы усугубляются при испытании малопластичных материалов, к которым относятся и абразивные, характеризующиеся хрупким разрушением, высоким коэффициентом трения (более единицы), трудоёмкостью и сложностью изготовления образцов и т.п. Указанными трудностями объясняется значительный разброс экспериментальных данных. Например, при испытании десяти образцов абразивного инструмента на вулканитовой связке методом одноосного растяжения предел прочности изменялся в диапазоне от 10 до 19 МПа, т.е. практически в два раза.

При испытании абразивного инструмента также используется метод статического изгиба, не требующий изготовления образцов сложной геометрической формы. Однако этот метод позволяет достаточно корректно расчетным путём определить предел прочности в том случае, когда удаётся получить опытную информацию о стреле прогиба образца на момент разрушения. Практически это не удаётся, так как разрушение образца происходит без видимого прогиба. В связи с этим результаты расчётов по упрощённым рекомендуемым формулам [2] нельзя считать достоверными.

Таким образом, существует проблема разработки нетрадиционных способов определения предела прочности абразивных материалов.

В настоящее время нормативными документами предусмотрено испытание абразивных кругов на механическую прочность до разрывной скорости. При этом получают информацию по предельной скорости, при которой происходит разрушение. Прямые механические характеристики не определяются.

Идея предлагаемого способа определения предела прочности состоит в контроле скорости разрушения и оценке напряжённого состояния вращающегося круга на момент его разрушения.

В работе [3] предложена методика расчёта напряженного состояния вращающегося круга. В отличие от известных работ [4], посвящённых этому вопросу, в [3] учитывается влияние на напряжённое состояние закрепления абразивного круга во фланцах.

В развитии работы [3] и с целью определения предела прочности предлагается по сечению круга рассчитывать эквивалентные напряжения по формуле экв t r t r, r – радиальные напряжения; t – тангенциальные напряжения.

где Расчётные формулы радиального и тангенциального напряжения приведены в работе [3].

В процессе испытаний фиксируется скорость и место разрыва.

Многочисленные опыты позволяют сделать вывод о том, что разрушение круга начинается в сечении, граничащем с фланцами. Этот факт подтверждается и теоретическими расчётами. Они показывают, что максимальные эквивалентные напряжения в круге возникают в сечении, граничащем с фланцами. Это позволяет при известной скорости разрушения определить эквивалентные напряжения, которые будут соответствовать пределу прочности материала круга.

Расчёты показывают, что эквивалентные напряжения в опасном сечении зависят от плотности, соотношения диаметра круга к диаметру фланца и т.д. (рис. 1).

–  –  –

Список литературы

1. Механические свойства металлов: Учебник для вузов. / Под ред.

В.С. Золоторевского. 2-е изд. – Н.: Металлургия, 1983. 352 с.

2. Тарнапольский Ю.М., Кинцис Т.Я. Методы статических испытаний армированных пластиков. – М.: «Химия»,1975, 264 с.

3. Теория, технология и оборудование для производства абразивного инструмента: Сборник научных трудов / Ред. коллегия: Б.А. Чаплыгин и др. – Челябинск: Издательство ЮУрГУ, 2003. 183 с.

4. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости: Пер. с англ. / Под ред. Г.С. Шапиро. 2-е изд. – М.: Наука. Главная редакция физикоматематической литературы, 1979, 560 с.

1.2. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ ИНСТРУМЕНТА

НА ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ОБРАБОТКИ

ПРИ КРУГЛОМ ШЛИФОВАНИИ

А.М. Козлов (Липецкий государственный технический университет, г. Липецк, Россия) Конкурентноспособность машиностроительных предприятий в условиях рыночной экономики во многом зависит от их способности выпускать продукцию заданного качества в необходимом количестве. В ряде случаев ограничительным фактором повышения производительности обработки является операция окончательной обработки, на которой формируются основные показатели качества изделия.

Детали типа тел вращения занимают довольно значительную часть изделий машиностроения, а их окончательная обработка ведется, как правило, шлифованием. Исследованию круглого наружного шлифования периферией круга прямого профиля посвящено много работ, однако сложность процессов, протекающих при абразивной обработке, создает предпосылки для дальнейшего совершенствования самого процесса и применяемого абразивного инструмента.

Рис.1. Схемы круглого наружного шлифования периферией и торцом круга

Одним из основных факторов, сдерживающих повышение производительности и влияющих на качество поверхностного слоя при шлифовании, является выделение тепла в процессе обработки. Для снижения тепловыделения в процессе шлифования успешно применяют абразивный инструмент с прерывистой рабочей поверхностью, а также метод «бегущего контакта». Однако в обоих случаях неизменным остается принцип взаимодействия инструмента и детали – контакт двух цилиндров (рис.1).

В то же время из геометрических соотношений следует, что при контакте цилиндра с плоскостью объем срезаемого слоя должен быть бльшим.

Теоретическими исследованиями установлено, что объем срезаемого слоя при традиционном круглом шлифовании периферией круга прямого профиля составляет:

–  –  –

Из рисунка следует, что с увеличением а увеличивается и длина b контакта инструмента с изделием, что, в свою очередь, повышает производительность за счет увеличения объема срезаемого слоя. Графическая интерпретация этого представлена на рис.2.

Рис. 2. Сравнение номинальных объемов срезаемого металла при шлифовании (t = 0,005 мм) периферией круга прямого профиля (заштриховано) и торцом чашечного (R2 – R1 =20 мм) Сопоставление номинальных объемов срезаемого слоя показывает, что при шлифовании торцом круга возможно достижение производительности, сопоставимой с производительностью традиционного шлифования периферией круга прямого профиля, и даже превосходящим ее.

Дальнейшим развитием конструкции инструмента для торцового шлифования явилось создание инструмента дискретного резания, представляющего собой абразивный инструмент в виде правильного многоугольника с расположенными на торцовой поверхности режущими элементами в виде стандартных абразивных брусков, которые могут иметь различное поперечное сечение.

Рис.3. Изменение длины контакта инструмента и изделия в зависимости от величины а смещения осей Такой инструмент позволяет повысить производительность обработки на 30 …40 % за счет интенсификации режимов резания благодаря прерывистости процесса, увеличению длины контакта инструмента с изделием (b = b1 +b2), а также за счет пересечения следов обработки [1], поскольку в этом случае меньшее количество абразивных зерен попадает в ранее прорезанные канавки.

–  –  –

1. Козлов А.М. Формирование микрорельефа при обработке абразивным инструментом / А.М. Козлов, В.В. Ефремов // Изв. ВУЗов. Машиностроение. – 2004. - № 1. – С. 59-64.

1.3. ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ЭФФЕКТИВНОГО

ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ

В АБРАЗИВНОМ ПРОИЗВОДСТВЕ

А.А. Разумов, С.В. Тимофеева, В.Ю. Лапин (Ивановский институт ГПС МЧС России, г. Иваново, Россия) Одним из важных структурных элементов абразивного инструмента является хорошо измельченный наполнитель. Наличие в матрице непрочных частиц наполнителя необходимо для улучшения работоспособности абразивных инструментов. В процессе металлообработки частицы наполнителя легко выкрашиваются, создавая поры, что облегчает удаление продуктов, образующихся при шлифовании (резке). Некоторые технологии изготовления абразивного инструмента предусматривают образование пор в его объёме [1].

В качестве наполнителя могут применяться алебастр и криолит.

Химическая формула алебастра CaSO4 5H 2O. В инструменте для обдирочных и шлифовальных работ используется криолит Na3 AlF6. Твердыми смазками могут быть графит, пирофиллит, фторид кальция, дисульфид молибдена, выступающие как составляющая часть наполнителя.

Нами показано в ходе многочисленных научно-производственных экспериментов, что наиболее эффективным наполнителем является алебастр строительный. При термической обработке он проходит ряд структурных преобразований: обычный, безводный, "мертвообожженный" эстрих-фаза. Соответствующие температуры и насыпные плотности алебастра приведены в табл. 1.

Таблица 1, г/см3, г/см3, г/см3, г/см3 (10000С) (20 С) (200 С) 700 С) 1,32 1,04 0,96 1,1

–  –  –

Добавление алебастра в связующее СФП также усиливает коагезионные связи, что значительно повышает физико-химические свойства инструмента, в частности, износостойкость.

Сокращение времени бакелизации достигается за счет введения резорцина как в связующее, так и в увлажнитель БЖ-3(рис. 1). Наилучшие результаты получены опять-таки при добавлении в БЖ алебастра (рис. 1, БЖ-11Р(ОВ), при этом уменьшилась температура фазового перехода « жидкость-полимер», а также время термообработки сырца.

С целью резкого сокращения длительности обжига (и соответствующей экономии энергии) и для достижения высоких физикомеханических характеристик изделий в состав наполнителя перед формовкой нами введены предварительно «активированные» вещества, которые играют роль «катализаторов», ускоряющих процесс спекания в несколько раз. Способ хорошо отработан для случаев бакелитовой (фенолформальдегидной) связки, а также может быть успешно применен и при использовании других органических связующих (алкидная, полималеимидная и другие связки), формирующихся по принципу поликонденсации.

На физико-механические характеристики абразивного инструмента термическая обработка гипса практически влияет незначительно. Самая высокая влаго- и морозостойкость достигнута у абразивного инструмента на базе наполнителя, обработанного при температуре 700 С.

Рис. 1 Сравнительные характеристики различных бакелитов и связующих фенольных порошкообразных Рис. 2. Модель БЖ-3+шлифзерно при нагревании Однако алебастр – строительный (гипс) – проявляет себя не только как «пассивный», но и как «активный» наполнитель. При добавлении его в БЖ уменьшается температурный интервал процесса поликонденсации (рис. 2), а с добавлением кремнийорганической жидкости типа «Пента»

создаются оптимальные условия формирования объёмных связей [2] в матрице абразивного сырца.

Список литературы

1. Попов С.А. Алмазно - абразивная обработка металлов и твердых сплавов М.: Машиностроение, 1977, 269с.

2. Лапин В.Ю., Разумов А.А. Исследование физико-химических характеристик абразивного инструмента на бакелитовой связке.//В сб. научн. трудов. – Челябинск: ЮурГу,2003.С.47-50 «Шлифабразив –2004»

1.4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ

АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА,

РЕМОНТА И СТРУКТУР МЧС

А.А. Разумов, С.В. Тимофеева, В.Ю. Лапин (Ивановский институт ГПС МЧС России, г. Иваново, Россия) Создание новых конструкционных материалов, обладающих высокими физико-механическими и эксплуатационными свойствами: достаточной прочностью и износостойкостью – приоритетное направление не только в машино- и приборостроении, строительстве, но и в структурах МЧС для оперативного реагирования в случае пожара и чрезвычайных ситуаций. По сравнению с другими спасательными средствами, с помощью которых вскрываются помещения, автомашины, отрезные абразивные круги являются надежным инструментом вкупе с отрезными машинами, позволяющими за короткое время выполнить указанные действия, При этом отрезной круг не должен быстро изнашиваться или ломаться.

Все абразивные инструменты можно классифицировать по типу связки: металлическая, керамическая, органическая (полимерная). К органической связке, в которой закрепляется шлиф-зерно, равномерно по объему добавлен хорошо измельченный наполнитель. Многие свойства полимерных композиционных материалов (ПКМ) определяются матрицей.

Именно она связывает зерна друг с другом, превращая их в единый монолит. Температурное поведение (при нагреве трением в процессе эксплуатации), ударная прочность, химическая стойкость, механические свойства ПКМ решающим образом определяются матрицей и свойствами раздела фаз «абразивное зерно-полимерная матрица». Задача оптимизации связкипроизвести выбор связующего и режимов его нагревания и полимеризации.

Нами получены температурные зависимости краевого угла для бакелита жидкого БЖ-3 с различным содержанием свободного фенола и конденсационной воды, а также связующего фенольного порошкообразного СФП с различным содержанием уротропина (отвердителя смолы) и разными значениями текучести. Кроме того, отслежено поведение той же зависимости для модели «корунд+БЖ-3+СФП», отражающей реальное строение абразива.

БЖ-3 в жидкофазном состоянии на твердой подложке с корундовым напылением заметно растекается с увеличением температуры (рис. 1).

Краевой угол имеет первый максимум при 45С, затем смачивание ухудшается. Минимум краевого угла обнаружен при температуре 80С. Зависимость (t) в модели «БЖ+СФП» имеет более сглаженный характер (кривая 2 рис.1): растворение порошка СФП в жидком бакелите происходит уже при температуре выше 30С. Такая двухфазная система имеет более высокие значения по сравнению со значениями отдельных компонент. Поэтому при термообработке сырца температуру в печи необходимо довести до 80-85 С, чтобы вокруг абразивного зерна образовалась равномерная пленка связующего.

На рис. 2 представлена зависимость (t) для температурных интервалов, где порошок СФП размягчается до жидкого состояния. Обнаружено, что СФП с меньшим значением текучести (кривая 1) имеет и меньшее значение краевого угла.

В трехфазной системе «зерно+БЖ+СФП» (кривая 3) смачиваемость заметно выше. Во всех случаях сначала уменьшается с повышением температуры, затем увеличивается. Такое поведение функциональных зависимостей говорит о взаимном влиянии всех фаз друг на друга, особенно двух жидкофазных смол. Но еще важнее : в интервале 100-130С система обладает высокой пластичностью и весьма малой прочностью, легко деформируясь даже под собственным весом. Эти свойства системы необходимо учитывать при термообработке сырца: нагревание его должно происходить со скоростью, не превышающей 1С в час в интервале 110-130С.

Таким образом, исследование температурной зависимости позволили обнаружить ряд существенных особенностей смол, которые нужно учитывать в процессе изготовления абразивного инструмента.

Методом микроскопической видеосъемки (рис. 3) получены срезы отрезных кругов зарубежных и отечественных производителей.

Rus ( 230) Germ ( 230) Рис 3. Сравнительные изображения результатов микро-видеосъемки шлифов германских и российских отрезных кругов Заметно различие структур, упаковки частиц в кругах.

Выводы:

- у зарубежных кругов (обладали более высокими эксплуатационными свойствами) отчетливо наблюдается монофракционность зернового состава; объем матрицы составляет значительно меньшую долю всего объема композита;

-гранулометрический состав наполнителя в отечественных изделиях неоднороден и порой представлен крупными частицами, образующими отдельную фазу;

- в отечественных изделиях просматриваются «пузыри» и микроскопические «вздутия», что свидетельствует о нежелательных реакциях между компонентами формовочной смеси ( пузыри и вздутия не способствуют формированию хороших эксплуатационных характеристик).

Проведенные съемки показали достаточно высокую информативность данного метода, который можно рекомендовать для использования при периодическом контроле как готовых изделий, так и «сырца».

1.5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ

АБРАЗИВНЫХ ГРАНУЛ ДЛЯ ВИО НА ОСНОВЕ

ШЛИФОВАЛЬНОГО ШЛАМА И ОБТОЧКИ АБРАЗИВНЫХ КРУГВ

М.А. Бойко, Е.П. Клименко (Донской государственный технический университет г. Ростов-на-Дону, Азовский технологический институт (филиал) Донской государственный технический университет, Россия)

–  –  –

3 6,2 5,56 4,54 3,914 4 6,7 14,3 2,5 14,2 1,1 14,01 0,77 5 6,65 13,5 2,4 13,3 1,02 13,13 0,87 6 4,66 3,33 2,94 1,806 5,114 6,709 5,661 7 7,5 5,9 5,77 5,306 Д 16 8 8,15 6,27 5,22 4,31 9 7,5 11,02 3,01 10,8 1,8 10,1 1,03 10 6,8 10,5 2,9 10,01 1,5 9,96 1,13

–  –  –

3, 6, - 3,017 6,244 8,913 7, 8 4, 9 - 17,08 16,02 15,748 5, 10 - 21,41 19,35 18,89 Примечание. Ra – шероховатость поверхности образцов, мкм; R 10–4 – режущая способность, г/см2ч; Pm – расход абразивных гранул, г; U – процентный износ среды, %/час; ko10-5 – коэффициент обработки, 1/см2.

–  –  –

Анализ полученных результатов показывает, что по основным показателям абразивные гранулы на основе шлифовального шлама и обточки шлифовальных кругов не уступают аналогичным гранулам на основе свежих шлифпорошков. Однако стоимость шлама ниже в 5 – 10 раз по сравнению с новыми шлифпорошками, что заметно снижает стоимость гранул.

1.6. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ

ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ

Н.И. Веткасов (Ульяновский государственный технический университет, г. Ульяновск, Россия) Применение композиционных шлифовальных кругов (КШК), конструктивные элементы (пазы, прорези или каналы) которых заполнены твердым смазочным материалом (ТСМ), обеспечивает существенное повышение эффективности обработки, о чем свидетельствуют результаты их опытно-промышленных испытаний и внедрения на операциях заточки режущих инструментов, круглого наружного, внутреннего и плоского шлифования.

Оценку работоспособности КШК на операциях заточки режущего инструмента проводили в условиях действующего производства на ОАО "Ульяновский автомобильный завод", ОАО "Волгабурмаш" (г. Самара), ФГПУ "Ульяновский машиностроительный завод", ООО "СервизГаз" (г. Ульяновск), ООО "Димитровградский инструментальный завод".

На Ульяновском автомобильном заводе проведены испытания КШК чашечного типа на операциях заточки резцов с пластинами из твердого сплава ВК8 и из инструментальной стали Р6М5. На первом этапе шлифований оценивали работоспособность КШК по среднему арифметическому отклонению профиля Rа обработанных поверхностей и объемному износу круга. На втором этапе проводили стойкостные испытания резцов, заточенных композиционными кругами. За базу сравнения принимали работоспособность КШК и резцов, заточенных стандартным кругом такого же типоразмера и характеристики.

Резцы с пластинами из твердого сплава ВК8 затачивали КШК 11 – 150 50 32 64С40М38Б на универсально-заточном станке 3Е642Е при окружной скорости круга 25 м/с, продольной подаче 7 м/мин, поперечной подаче 0,2 мм/дв.х с последующим выхаживанием. Заточку выполняли без охлаждения, снимали припуск 1 мм. В качестве антифрикционного материала в составе ТСМ использовали серебристый графит, хлористый калий, серу, в качестве связующего – жидкий бакелит. Значения Ra поверхностей резцов, заточенных КШК, оказались в 1,3 – 1,8 раза меньшими, чем при применении стандартного круга. На заточенных поверхностях отсутствовали цвета побежалости и завалы режущих кромок. Проведенный металлографический анализ поверхностного слоя, замеры твердости пластин и державок и исследование состояния поверхностного слоя магнито-порошковым методом подтвердили отсутствие у державок подкаленных участков и деформаций структуры, а у твердосплавных пластин – изменения твердости и поверхностных дефектов. Стойкостные испытания резцов, заточенных стандартным и композиционными кругами, проводили в производственных условиях на операции токарной обработки ступицы переднего колеса автомобилей семейства УАЗ. Материал заготовок – ковкий чугун КЧ 45 – 7 – 17, НВ 143 … 187. Стойкость резцов оценивали по величине износа по задней поверхности после обработки партии заготовок из 100 штук. Износ по задней поверхности резцов, заточенных КШК, был в 1,1 – 3,1 раза меньше износа резцов, заточенных стандартным кругом.

Работоспособность КШК 11 – 125 45 32 25АПСМ16К20 с восемью радиальными прорезями, выполненными на его торцовой поверхности, выявляли при заточке резцов из стали Р6М5 в условиях основного производства Ульяновского автомобильного завода. Отношение длины прорези к длине режущего выступа КШК равно 0,3. Операцию заточки выполняли без применения СОЖ на универсально-заточном станке мод.

3А64Д при окружной скорости круга 18 м/с, продольной подаче 7 м/мин, поперечной подаче 0,2 мм/дв.х с последующим выхаживанием. Снимаемый припуск по передней поверхности составлял 1 мм, по задней – 3 мм.

Работоспособность КШК оценивали по среднему арифметическому отклонению профиля Rа обработанных поверхностей и объемному износу круга. Стойкость резцов, заточенных композиционным кругом, оценивали по величине износа по их задней поверхности на операции токарной обработки цапфы поворотного кулака автомобилей семейства УАЗ на восьмишпиндельном токарном полуавтомате мод. 1К282 после обработки партии заготовок в количестве 110 штук. Установлено, что применение КШК по сравнению с заточкой стандартным кругом позволяет уменьшить параметр Rа шероховатости передней поверхности на (25 – 40) %, а главной задней поверхности–на (6– 8) %. Объемный износ КШК меньше износа стандартного круга на (2 – 8) %. Износ резцов, заточенных КШК по задней поверхности, после обработки партии заготовок в количестве 110 штук оказался в 2,2 раза меньшим износа резцов, заточенных стандартным кругом.

Технологические возможности применения композиционных кругов 11 – 150 40 32 25А40ПСМ27К5 и 11 – 125 45 32 25А40НСМ17К в инструментальном производстве ОАО "Волгабурмаш" были выявлены при заточке фасонных резцов и концевых фрез, изготовленных из стали Р6М5. Число прорезей КШК равно восьми, отношение суммарной площади смазочных элементов к площади абразивной части рабочей поверхности круга равно 0,30 – 0,35. В качестве ТСМ применяли композицию пульвербакелита (29 % по массе), графита (70 %) и декстрина (1 %). Инструмент затачивали на станке мод. 3М642 без применения СОЖ с окружной скоростью круга 32 м/с, продольной подачей (5 – 8) м/мин, снимали припуск 1 мм. После съема основной части припуска осуществляли выхаживание. Установлено, что композиционные круги по сравнению со стандартными обеспечили увеличение производительности в 1,3 – 1,4 раза. Шероховатость (Ra) поверхностей резцов, заточенных КШК, была в 1,3 раза меньше, чем при применении стандартных кругов такого же типоразмера и характеристики. Объемный износ композиционных кругов составил 0,6 от объемного износа стандартного круга.

На операции шлифования торцов крестовин карданного вала из стали 20Х в условиях действующего производства ОАО "АвтодетальСервис" испытывали КШК 1 – 600 75 305 14А25НС17Б, на рабочем торце которых были выполнены цилиндрические отверстия, заполненные ТСМ. Отношение суммарной площади смазочных элементов к площади рабочей поверхности композиционного круга составляло 0,25. В качестве ТСМ применяли композицию пульвербакелита (25 % по массе), графита (70 %) и декстрина (5 %). Крестовины шлифовали на торцешлифовальном автомате мод. 3343ПЦ с окружной скоростью круга 35 м/с, продольной подачей 2,4 м/мин, глубиной резания 0,2 мм. Снимали припуск 0,2 мм с подачей 4 %-ной эмульсии "Автокат Ф-78". Оказалось, что КШК имели период стойкости в 1,15 – 1,20 раза больше, чем стандартные круги, при обеспечении такой же шероховатости шлифованной поверхности крестовин.

В условиях действующего производства ООО "Сервис-Газ" были проведены испытания КШК 1 – 250 20 76 25А40НСМ17К5 с двенадцатью радиальными пазами, выполненными на каждом его торце и заполненными ТСМ, на операции профильного шлифования заготовок деталей штампов из инструментальной стали Х12, НRС 63…65. В качестве ТСМ применяли состав на основе пульвербакелита (29 % по массе), графита (70 %) и декстрина (1 %). Заготовки шлифовали на плоскошлифовальном станке мод. 3Д711ВФ11 с окружной скоростью круга 35 м/с, продольной подачей стола 7 м/мин, врезной подачей (0,02 – 0,05) мм/х и последующим выхаживанием. Снимали припуск 0,6 мм, с подачей поливом 3 %ной эмульсии Укринол-1М с расходом (8 – 10) л/мин. Применение композиционного круга позволило увеличить бесприжоговую врезную подачу в 1,5 раза при обеспечении заданной шероховатости шлифованных поверхностей деталей.

Применение КШК 1 – 250 25 76 25А25НСМ17К5 с двенадцатью радиальными пазами, выполненными на каждом его торце и заполненными ТСМ, на операции плоского шлифования заготовок из стали 30Х13, НВ 197…202 в ОАО "Димитровградхиммаш" позволило увеличить период стойкости круга по критерию появления прижогов на шлифованной всухую поверхности до 2,0 раз по сравнению с шлифованием стандартным кругом. В качестве ТСМ использовали композицию, в состав которой входили: дисульфид молибдена (50 % по массе), жидкий бакелит (20 %), сера (15 %) и хлорид натрия (15 %). Заготовки шлифовали на плоскошлифовальном станке с окружной скоростью круга 35м/с, скоростью стола 12 м/мин, поперечной подачей 0,9 мм/дв.х, врезной подачей 0,05 мм/х.

Таким образом, результаты испытаний композиционных кругов различных типоразмеров и характеристик при выполнении широкого круга операций шлифования показывают, что композиционные круги являются эффективным средством регулирования теплонапряженности процесса обработки, благодаря чему их применение расширяет технологические возможности шлифовальных операций, позволяет форсировать режимы обработки при обеспечении нормированного качества шлифованных поверхностей деталей.

1.7. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ АБРАЗИВНОЙ

ОБРАБОТКИ ЗА СЧЕТ ПРИМЕНЕНИЯ ИНСТРУМЕНТА

С КЛАССИФИЦИРОВАННЫМ ПО ФОРМЕ ЗЕРНОМ

Н.В. Байдакова, В.М. Шумячер (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Из всего многообразия факторов, определяющих стойкость, прочность и однородность структуры абразивного инструмента можно выделить, как основной, зерновой состав шлифматериала [2], используемого для его изготовления, качество которого определяется однородностью зерен, как по размеру, так и по форме.

Степень однородности инструмента в большей мере определяется гранулометрическим составом абразивного зерна. Чем ближе размеры зерен (чем больше содержание основной фракции) тем меньше износ круга. Эффективность процесса шлифования однородными по структуре кругами связана с увеличением количества абразивных зерен, одновременно участвующих в работе и, следовательно, с уменьшением нагрузки на зерна. С уменьшением разницы в размерах зерен процесс снятия стружки происходит более равномерно.

Не менее важным параметром является геометрическая форма абразивных зерен, которая также определяет эксплуатационные свойства абразивного инструмента. Профессор Г.Б. Лурье считает, что чистота обработанной, поверхности зависит от формы и состояния абразивных зерен и их расположения на рабочей поверхности. Различные исследователи указывают, что ударная вязкость абразивного зерна, характеризующая способность зерна противостоять выкрашиванию при ударной нагрузке, зависит от его размера и формы [3]. В отдельных национальных стандартах форма зерна включена в комплекс показателей, определяющих качество зерна.

Таким образом, оценка качества зерна по размеру и форме может позволить «управлять» процессом шлифования.

Процесс формирования зернового состава заканчивается операцией окончательного рассева по номерам зернистости. Наиболее перспективным, на наш взгляд, является способ бесситовой классификации сыпучих материалов по крупности на виброклассификаторах. Отсутствие трущихся частей, исключительная стойкость рабочего органа к абразивному износу, высокие надежность и долговечность виброклассификаторов совместно с высокой разделяющей способностью и управляемостью процесса обуславливают возможность получения номерных продуктов повышенного качества, а также a6разивных зерен изометричной и неизометричной формы с содержанием основной фракции до 75-80%.

Большое влияние на результаты классификации частиц по форме зерен оказывает гранулометрическая характеристика исходного продукта.

Предварительная узкая классификация материала по крупности создает более благоприятные условия для получения однородных по изометричности фракций абразивных материалов.

Так как в литературе недостаточно освещена роль формы зерна в процессе шлифования, представляется интересным рассмотреть влияние этого фактора на основные показатели процесса шлифования. С этой целью были изготовлены абразивные круги ПП250х20х75 К32СМ2Б6 из зерна изометричной и неизометричной формы для исследования их шлифующих свойств на процесс шлифования труднообрабатываемого титанового сплава ВТЗ-1.

Наибольший удельная производительность достигнута при шлифовании кругами неизометричной формы, причем эта закономерность прослеживается при шлифовании кругами различной твердости (с различным содержанием связки) на протяжении всего периода работы при снятии припуска = 5 мм (500 циклов врезания по 0,01 мм).

Амплитуда колебания радиальной составляющей силы шлифования P, влияющей на качество и состояние поверхностного слоя шлифованY ной детали, при использовании кругов из зерна неизометричной формы оптимальной твердости (СМ2 на бакелитовой связке) в 1,5-2 раза меньше, чем при работе кругами из зерна изометричной формы.

Шероховатость шлифованной поверхности ниже в случае применения кругов из зерна неизометричной формы, что обеспечивает в 2-3 раза более высокие их эксплуатационные показатели по сравнению с кругами из зерна изометричной формы при достижении одинаковой шероховатости.

Повышение эксплуатационных свойств кругов из зерна неизометричной формы, по нашему мнению, обусловлено тем, что неизометричное зерно вследствие более развитой поверхности при прочих равных условиях и при благоприятной ориентации зерна значительно прочнее удерживается связкой, чем изометричное, имеющее в ряде случаев форму шара.

При благоприятной ориентации прочно закрепленных зерен, учитывая анизотропию износа, по видимому, режущей поверхностью зерна является наиболее износостойкая поверхность, расположенная параллельно главной кристаллографической оси.

Из работ Н.И.Богомолова и др. известно, что в результате анизотропии износостойкость поверхностей, расположенных параллельно кристаллографической оси, в 20 раз выше износостойкости поверхностей, расположенных перпендикулярно кристаллографической оси.

Известно [1], что зерно неизометричной формы имеет, главным образом, малые радиусы округления вершин, т.е. является более острым, что позволяет ему при внедрении в металл испытывать меньшие нагрузки. С.

увеличением размера зерна и повышением изометричности радиус округления вершин возрастает.

Между величиной радиуса округления вершины и глубиной резания существует зависимость 0,5 t 1, где t - глубина шлифования;

p р - радиус округления вершины зерна [3]. Анализируя эту зависимость, можно предположить, что изометричное зерно, имеющее больший радиус округления вершины и обладающее вследствие этого значительной прочностью, может при соответствующем закреплении связкой работать с большой глубиной шлифования и является предпочтительным для черновых операций силового и обдирочного шлифования. Зерно же неизометричной формы, имеющее более острые углы с меньшим радиусом округления вершины и меньшую прочность на излом, предпочтительнее применять на чистовых операциях с малой глубиной шлифования, что обеспечивает сравнительно невысокие силы и температуру шлифования и, следовательно, более высокое качество шлифованной поверхности.

Эти предположения полностью подтвердились при шлифовании деталей из титановых сплавов. Опытная шлифовальная шкурка, изготовленная из зерна изометричной формы, на операции предварительного шлифования титанового сплава ВТЗ-1 при грубых режимах показала в 1,5-2 раза более высокую стойкость, по сравнению с серийно выпускаемой шлифшкуркой, а шлифовальные круги из зерна неизометричной формы обеспечивают более высокое качество поверхности на окончательных операциях обработки этих деталей.

Таким образом, проведенное исследование позволяет заключить, что форма зерна оказывает существенное влияние на эксплуатационные свойства абразивных инструментов. Дифференцированный подход к реализации преимуществ классифицированного по форме зерна значительно повысит эффективность процесса шлифования, т.к. мы получим новый, наиболее однородный по шлифующим свойствам абразивный инструмент повышенного качества.

Список литературы

1. Д.Б. Ваксер, Пути повышения производительности абразивного инструмента при шлифовании. М.: Машиностроение, 1964.

2. Абразивные материалы в зерне. Классификация по крупности, нормы зернового состава и методы испытаний. ГОСТ 3647-80.

3.Goebferst G.J. Williams Josephine Z. The wedr of abrasives in Grinding “Mechanical Engeineering”, 1959, 81,№4, 69-73.

1.8. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ

ОДНОКОМПОНЕНТНОГО АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА

ПРИ ЭЛЕКТРОХИМИЧЕСКОМ ШЛИФОВАНИИ

Ю.Н. Полянчиков, А.А. Емельяненко, А.И. Курченко, М.Ю. Полянчикова (Волгоградский государственный технический университет, г. Волгоград, Россия) Прогнозирование производительности однокомпонентного абразивного инструмента при электрохимическом шлифовании (ЭХШ) требует более точных расчетов, чем принятые сегодня производственные технологические расчеты. Поскольку здесь помимо силы и плотности тока, размеров и скорости круга, среднего размера зерна, продольной подачи заготовки требуется учитывать в совокупности и многие другие технологические параметры. Например, число режущих зерен, которое различно в обычных шлифовальных кругах и в однокомпонентных кругах. Последние отличаются отсутствием связки и состоят исключительно из абразивных зерен, спрессованных ударной волной и спеченных в вакууме при высокой температуре.

Производительность ЭХШ складывается из двух составляющих: из съема металла за счет микрорезания и съема за счет растворения электролитом.

Производительность микрорезания может быть определена по формуле:

Q MР N P B D V уд nоб, (1) где NР – число режущих зерен, B и D – высота и диаметр шлифовального круга, Vуд – объем срезаемого одним зерном металла, nоб – частота вращения шлифовального круга.

–  –  –

где iA – плотность тока, Lд и Dд – длина и диаметр детали, Вк – хорда, стягивающая сегмент катодной пластины, nк – число катодов, nх - число выхаживаний, k1 – коэффициент, учитывающий наличие среднего и заходного участков катода, обеспечивающих неодинаковый съем металла, k2 – коэффициент, учитывающий непостоянство плотности тока на части поверхности детали.

Таким образом, математическая модель процесса ЭХШ однокомпонентным абразивным инструментом позволяет прогнозировать производительность такого шлифования с учетом как абразивного резания металла, так и его электрохимического растворения. Эксперименты по ЭХШ однокомпонентными кругами показали вполне приемлемую достоверность такой модели. Ошибка расчетных данных не превышает 15%. Производительность же ЭХШ кругами без связки выше производительности ЭХШ стандартными кругами на 30…40% и выше производительности обычного шлифования в 3…4 раза.

Очевидно, всякое повышение производительности ЭХШ и увеличение износостойкости шлифовальных кругов будет иметь смысл, если при этом качество обработанной поверхности по крайней мере не ухудшится. Исследования профилограмм показывают, что высота микронеровностей, достигаемая однокомпонентными кругами в 1,5…2 раза ниже, чем после обработки стандартными кругами. Так, после ЭХШ детали из стали 40Х стандартным кругом 24А8-ПСМ17К8 достигается шероховатость RZ=0,84 мкм, а после ЭХШ той же детали однокомпонентным кругом 24А8СМ1 RZ=0,40 мкм.

Число режущих зерен на поверхности однокомпонентных кругов, как уже было сказано, из-за отсутствия связки на 30…40% больше, чем у стандартных кругов. Следовательно, абразивные зерна, участвующие в резании, расположены ближе друг к другу. Они прорезают рискицарапины меньшей глубины. Кроме того, вероятность срезания навалов риски-царапины зернами, находящимися в одном ряду (продольном сечении) на поверхности однокомпонентного круга, весьма высока и составляет 85…95% (против 5…10% у стандартного круга). Наконец, мостики связи между зернами электрокорунда в однокомпонентных кругах имеют твердость, соизмеримую с твердостью самого зерна, и, значит, участвуют в пластическом деформировании металла, сглаживая вершины микронеровностей. Отсюда меньшие высотные параметры шероховатости и большая относительная опорная длина профиля детали, обработанной однокомпонентным кругом, по сравнению с деталью, обработанной кругом на

–  –  –

1.9. ВЛИЯНИЕ ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ НА

ДИСЛОКАЦИОННУЮ СТРУКТУРУ СТАЛИ И СПЛАВОВ

Е.Ф. Уткин, Н.В. Дворецкая (Волжский политехнический институт (филиал) Волгоградского государственного технического университета, г. Волжский, Россия) Легирующие элементы оказывают влияние на электронную и дислокационную структуру металла. Замещая атомы в решетке основы, они создают барьеры ближнего действия на пути движущих дислокаций. Так, при легировании может увеличиваться плотность дислокаций, вызванная изменением энергии дефектов упаковки, меняется время релаксации и, как следствие, их избыточная концентрация. Значения констант диффузии и упругости, условия протекания фазовых превращений и в конечном итоге прочность твердого раствора, безусловно, связаны с легированием.

Часто легирование сопровождается повышением сопротивления твердого раствора пластической деформации, поскольку при его образовании более вероятностным является множественное скольжение дислокаций по нескольким плоскостям вместо единичного.

Легирующие элементы по-разному влияют на энергию взаимодействия примесей внедрения с дислокациями. Неравномерное распределение ионов вокруг дислокации проявляется также и в неравномерном распределении электронов: уплотненные участки решетки вокруг дислокации приобретают положительный заряд вследствие недостатка электронов; в то же время области растяжения в связи с избытком электронов заряжаются отрицательно. Между положительным зарядом примесного иона и отрицательно заряженной областью дислокации возникают кулоновские силы притяжения, приводящие к перераспределению примесей.

Электрическое взаимодействие значительно слабее упругого, но вклад первого может быть существенным в случае отсутствия в твердом растворе упругого взаимодействия (т.е. равенство радиусов основного и примесного атомов), а также при их большой разнице в валентности.

В металлах с ГЦК решеткой имеет место химическое взаимодействие дислокаций с примесями с образованием атмосфер Сузуки, Это взаимодействие обусловлено тем, что при возникновении дефектов упаковки с гексагональной решеткой растворимость в них примесного атома может быть больше, а энергия меньше, чем в бездефектной зоне (объеме основного металла). Легирующие элементы в сталях обычно снижают энергию дефекта упаковки и тем самым увеличивают его ширину. В свою очередь, чем больше ширина дефекта упаковки, тем труднее реализуется процесс преодоления винтовыми дислокациями барьеров посредством их поперечного скольжения.

Энергия дефектов упаковки существенно влияет на механические свойства легированного аустенита в широком диапазоне температур. Одним из основных аустенитообразующих элементов в стали являются никель и марганец. Марганцевый аустенит (стабильный) значительно сильнее подвержен деформационному упрочнению (в~1,7 раза при степени деформации 50%), чем никелевый. Такое различие свойств никелевого и марганцевого аустенита обусловлено существенно меньшими значениями дефекта упаковки в марганцевом аустените по сравнению с никелевым.

В сплавах с ГЦК решеткой (в том числе и в аустенитных сталях) энергия дефектов упаковки оказывает более существенное влияние на упрочнение, чем виды взаимодействия дислокаций с легирующими элементами. Так, легирующие элементы в стали, снижающие энергию упаковки, повышают температуру начала кристаллизации и сужают интервал кристаллизации. Скорость установившейся ползучести ГЦК металлов уменьшается с уменьшение энергии дефекта упаковки. Дефекты упаковки являются центрами выделения когерентных фаз (карбидов, интерметаллидов и др.) в аустенитных сталях и сплавах с ГЦК решеткой.

Так, в закаленных аустенитных сталях с 1% содержания ниобия (12Х18Н10Б) или с 1% содержания титана (12Х18Н10Т) при высокотемпературной (~7000С) выдержке на дефектах упаковки выделяются когерентно связанные с матрицей кубические карбиды NbС и TiC.

Мелкодисперсные карбидные частицы (размером до 10 нм) препятствуют движению дислокаций, а также способствуют их размножению, что в конечном итоге приводит к повышению прочности стали. В тоже время коагуляция кубических карбидов (NbС, TiC), выделяющихся на дефектах упаковки, протекает более медленно, чем карбидов (в том числе и Cr23C6), выделяющихся на нерасщепленных дислокациях или матричном твердом растворе.

Карбиды являются наиболее важной второй фазой большинства сталей. Содержание углерода в большинстве конструкционных сталей в 10 - 100 раз превышает содержание азота. При N 0,008% азот либо связывается алюминием, образуя нитрид A1N, либо вместе с углеродом образует карбонитриды. Карбидообразующими элементами в сталях являются железо, марганец, хром, молибден, вольфрам, ванадий, ниобий, титан, цирконий. Они приведены в порядке возрастания их активности при образовании карбидов. Они являются переходными металлами с незаполненной полностью d-электронной оболочкой атомов и поэтому активно взаимодействуют с углеродом. Обычно не образуют карбидов в сталях алюминий, кремний, никель, медь, а также кобальт.

В сложнолегированных сталях образование карбидов имеет следующие особенности:

- карбиды являются фазами переменного химического состава;

- возможно присутствие одновременно нескольких типов карбидов;

- при соответствующих условиях происходят карбидные превращения.

В легированных сталях образуются карбиды следующих типов:

M3C, M7C3, M23C6, M6C, а также МС и M2C.

Все они являются фазами переменного состава. Кроме основного элемента, определяющего тип карбида, в них содержатся другие элементы, в том числе азот. Если содержания какого-либо элемента недостаточно, чтобы он образовал свой карбид, то этот элемент может частично оказаться в матричном твердом растворе и частично заменить железо в карбиде M3C. Изменение химического состава карбидов меняет их устойчивость. Карбиды M3C, M7C3, M23C6 и M6C сравнительно легко растворяются в аустените при нагреве до 1000°С. Прочные фазы внедрения M2C и МС переходят в раствор лишь при нагреве выше 1000°С.

Более термически устойчивые нитриды и бориды (по сравнению с карбидами) растворяются еще медленнее. Карбиды металлов IV и V групп имеют большие удельные теплоты образования и температуры плавления, чем карбиды металлов VI группы. Нитриды TiN и ZrN термически более устойчивы, чем нитриды VN и NbN, наименее стойки нитриды CrN и Mo2N.

Устойчивость карбидов и нитридов при нагреве зависит как от их структуры и химического состава, так и от химического состава аустенита. Если аустенит содержит карбидо- и нитридообразующие элементы, снижается активность углерода и азота в аустените и происходит растворение карбидов и нитридов. Если в аустените преобладают никель, кремний, медь, кобальт, активность углерода и азота в аустените повышается, и растворимость карбидов и нитридов замедляется. Нитриды термически более стойки, чем карбиды, и в аустените растворяются при более высоких температурах. Карбонитриды занимают между ними промежуточное положение. Наименее стойкие карбиды цементитного типа M3C способствуют графитизации при нагреве, т.е. разложению карбида с выделением графита.

Марганец образует следующие карбиды: Mn7C3 (8,57%С), Mn23C6 (5,40%С). Свободные карбиды марганца в стали практически не встречаются, основное количество марганца содержится в твердом растворе.

Никель образует следующие карбиды Ni3С (6,39%С) – соединение неустойчиво и в стали не обнаружено.

Кобальт Со3С (6,36%С) – соединение не устойчиво.

Хром образует следующие карбиды: Cr23С6, (5,68%С), Cr7С3, (9,01%С), Cr3С2, (13,33%С).

Молибден образует следующие карбиды: Mo2С (5,88%С), MoС (11,11%С) - являются переходными фазами и исчезают при длительных выдержках.

Вольфрам образует следующие карбиды: W2C (3,16%C), WC (6,13%C).

Ванадий образует следующие карбиды: V2C (10,53%C), VC (19,08%C).

Титан образует следующие карбиды: TiC (20,05%C).

Алюминий образует следующий кабид Al4C3 (25,03%C).

Кремний образует следующий кабид SiC – в сплавах на железной основе практически не встречается.

1.10. ЗАКОНОМЕРНОСТИ УДАРНОГО

ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОГО СПЕКАНИЯ

СВЕРХТВЁРДЫХ ВЕЩЕСТВ

С.А. Дудин, Е.Ф. Уткин, А.М. Каунов (Волжский политехнический институт (филиал) Волгоградского государственного технического университета, г. Волжский, Россия) На основании литературных исследований, анализа реальных термодинамических условий и кинетики ударного спекания различных керамических материалов было установлено, что все многообразие фазовых и структурных превращений кристаллических веществ можно объединить в 10 крупных генетических типов. Известно, что тепловая энергия является наиболее мощным интенсификатором мобильности вещества во всех агрегатных состояниях, преобладающее большинство генотипов реализуются при высоких температурах (пирометаллургия, высокотемпературные процессы в химии, в керамических и многих других видах управляемого структурообразования веществ).

По характеру термического поведения все керамические материалы разделены на две большие группы: условно термоинертные и термоактивные. В основном преобладает вторая группа. К первой группе относится небольшое число природных и искусственных материалов (неорганических соединений), представленных преимущественно термодинамически устойчивыми огнеупорными веществами (корунд, окись алюминия, сапфиры и др.).

Все неорганические соединения первой и второй группы при тепловом воздействии подвергаются главным фазовым превращениям первого ряда в следующей последовательности: спекание, собирательная рекристаллизация, плавление, испарение.

Природное и синтетическое ударно-сжатое вещество при нагревании проявляет общие стадийные изменения свойств, фазового состава и микроструктуры, при этом термоактивные соединения имеют три функциональные области превращений: низко-, средне- и высокотемпературную. Физико-химические преобразования термоинертных веществ протекают исключительно в последних двух областях. Классическим примером управляемого высокотемпературного ударного структурообразования является технология спекания и плавления керамических и абразивных материалов.

В низкотемпературной области (1000°C) происходят в основном процессы термической диссоциации: разложение кристаллогидратов, испарение физической и кристаллизационной воды, дегидратация, декарбонатизация, десульфурация, распад гидросиликатов, окисление органических и бескислородных соединений (сульфидов, карбидов, нитридов, фосфидов и др.) и другие превращения.

В результате твердофазных химических процессов образуются своеобразные высокотемпературные структурообразования продуктов термической диссоциации по первичным термоактивным веществам. При этом даже безводные «высокобарические» вещества при нагревании в окислительной среде при нормальном давлении распадаются на менее плотные образования с заметным приростом объема. Например, алмаз при температуре 600°С разлагается с образованием графита.

В связи со значительной потерей массы летучих компонентов и отсутствием спекания в этой температурной области вещество находится в состоянии аморфизации или очень высокой кристаллической дисперсности, пористости и минимальной механической прочности. Высокоразвитая поверхность пор, дисперснокристаллитная микроструктура и явно неравновесный состав новообразований обуславливают избыточную свободную энергию, высокую физическую и химическую активность вещества.

Характерной особенностью прокаленного термоактивного минерального вещества является псевдоаморфная микроструктура. Таким образом, низкотемпературный интервал (1000°С) можно рассматривать как область разрушения синтетических термоактивных минералов.

В среднетемпературной области высокоактивные продукты диссоциации термоактивных веществ подвергаются глубоким фазовым и структурным превращениям, протекающим преимущественно в твердом состоянии и направленным на приближение системы к равновесию. К важнейшим физико-химическим процессам здесь относятся спекание и рекристаллизация (перекристаллизация) материала.

Спекание - это сложный физико-химический процесс, включающий массоперенос вещества путем диффузии атомов, ионов, вакансий, вязкого течения твердого тела, а также различные явления с участием жидкой и газовой фаз, в результате чего происходит уплотнение и упрочнение материала. Развитие кристаллического сростка определяется интенсивностью процессов спекания и рекристаллизации материала. Постоянным структурным элементом спеченных материалов являются поры, количество, размер и морфология которых также характеризуют интенсивность спекания и рекристаллизации. Поры при спекании часто также подвергаются собирательному укрупнению - коалесценции.

Спекание и рекристаллизация сопровождаются образованием твердых растворов (изоморфных смесей), химических соединений, полиморфными превращениями, окислительно-восстановительными реакциями и другими процессами. В этой области общее число фаз обычно уменьшается в связи с испарением компонентов с высокой упругостью пара (Al2O3, P2O5 и др.).

Конечным продуктом термической обработки вещества при средних температурах является керамическое тело (материал или изделие), обладающее повышенными показателями свойств: механической прочностью, низкой пористостью, оптимальной плотностью вещества. В результате термообработки первичная полнокристаллическая структура исходного сырья через промежуточное псевдоаморфное состояние переходит во вторичную кристаллическую структуру. При этом должны сохраняться некоторые текстурно-структурные особенности первичных веществ, т.е.

должно наблюдаться образование высокотемпературных псевдоморфоз.

Таким образом, среднетемпературная область – это область формирования керамической структуры.

В высокотемпературной области интенсифицируются и завершаются ранее описанные твердофазные фазовые и структурные превращения. Согласно условной химической классификации, нижней границей высокотемпературной области следует считать температуру 1500°С. При этой и более высоких температурах энергия теплового движения частиц становится соизмеримой с энергией связи между атомами (ионами) в молекулах (кристаллах) большинства веществ. В этой области должны резко усиливаться диффузионные процессы, реакционная способность веществ, скорость различных превращений, в том числе термической диссоциации и сублимации. Прочностные свойства должны резко ухудшаться в связи с высокой подвижностью дислокаций, обеспечивающих переход вещества в термопластичное состояние. При переходных температурах каждое соединение имеет тенденцию к термической диссоциации.

При длительном воздействии высоких температур происходит термическое старение неорганических материалов, представляющее группу физико-химических процессов: аномальный рост кристаллов, термическую диссоциацию, испарение, развитие вторичной пористости, внутренние напряжения за счет интенсивного роста зерен и др. Высокотемпературную область (0,8 температуры плавления) можно считать областью термического разрушения структуры неорганических материалов. Условной границей средне- и высокотемпературных областей является максимальный температурный уровень наивысших показателей физикокерамических свойств керамического материала.

Выводы

1. Высокотемпературное структурообразование – закономерная трехстадийная термическая эволюция преобладающего большинства керамических веществ.

2. Термоинертные вещества (соединения) перерождаются в две стадии.

3. Термическая "биография" минералов является основополагающей информацией при создании всех высокотемпературных технологий керамических веществ.

1.11. ОЦЕНКА УПРУГИХ ХАРАКТЕРИСТИК АБРАЗИВНЫХ

МАТЕРИАЛОВ В ЗЕРНЕ

О.И. Пушкарев, В.М. Шумячер, Е.Д. Кузнецова (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия)

–  –  –

Рис. 1. Схема упругого восстановления отпечатка от пирамиды Виккерса после снятия нагрузки Эта зависимость относительного упругого изменения площади отпечатка при упругом восстановлении его размеров после снятия нагрузки от относительного упругого уменьшения глубины отпечатка h / hp представлена на рис. 2. Этот график удобно использовать как номограмму при практических подсчетах.

0,07 0,05 0,03 0,01

–  –  –

Рис. 2. Относительное упругое уменьшение площади отпечатка от пирамиды Виккерса при упругом восстановлении в зависимости от относительного упругого уменьшения глубины отпечатка h / hp Для оценки способности испытуемого материала к упругим деформациям по предложенной методике необходимо произвести вдавливание пирамиды Виккерса в испытуемый материал и замерить глубину отпечатка под нагрузкой hp (за вычетом упругой податливости системы образец

– прибор), а также глубину h и диагональ отпечатка d после снятия нагрузки. Затем нужно подсчитать по общеизвестной формуле микротвердость H и по приведенным выше формулам - и показатель упругих свойств материала H /.

С помощью этого критерия можно ориентировочно оценить и величину модуля упругости испытуемого материала.

Из табл. 1 видно, что для всех исследованных материалов величина критерия H / почти не зависит от нагрузки на пирамиду и хорошо согласуется с величиной модуля Юнга: отношение ( H / ) / Е 1,1…1,6.

–  –  –

Список литературы

1. Бердиков В.Ф., Пушкарев О.И., Артемьева Ю.И. Приспособление к прибору ПМТ-3 для испытаний по глубине отпечатка. – Заводская лаборатория, 1980, № 6, с. 127 – 128.

2. Бердиков В.Ф., Пушкарев О.И. Исследование упругих деформаций в системе образец – прибор при испытании на приборах с автоматической записью диаграмм вдавливания и царапания. – Заводская лаборатория, 1980, №5, с. 855-857.

1.12. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ И КАЧЕСТВА

АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ ПРИМЕНЕНИИ

ЭЛЕКТРОАКТИВИРОВАННОГО ЖИДКОСТЕКОЛЬНОГО

СВЯЗУЮЩЕГО З.И. Полякова, С.А. Поляков (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) В результате проведенных в институте работ по обработке жидких компонентов абразивных смесей электрическим полем было установлено, что такая обработка жидкого стекла в специальном электролизере существенно изменяет характеристики силиката: текучесть его возрастает в 2 и более раз, увеличиваться на порядок значение окислительновосстановительного потенциала, клеящая способность возрастает в 1,5-2 раза. Полученные результаты позволили предположить возможность снижения расхода или даже исключения его из состава абразивных смесей, в которые он добавляется для повышения недостаточной клеящей способности жидкого стекла.

Лабораторные и полупромышленные испытания на Волжском абразивном заводе полностью подтвердили указанные предположения.

На основании полученных результатов данная разработка была внедрена на Московском абразивном заводе, где на участке приготовления абразивных смесей была смонтирована и запущена установка электроактивации жидкого стекла. Проверку технологичности абразивных смесей с активированным жидким стеклом производили в ходе технологического процесса изготовления абразивного инструмента на керамической связке.

Предварительно на заводе приготовили жидкий силикат плотностью 1,51 г/см3. Активацию силиката опробовали на лабораторном активаторе при постоянном токе 5-10А и напряжении 125В в течение 1,5 мин.

и температуре силиката 300С. Как видно из табл. 1 после обработки электрическим полем произошло некоторое снижение плотности силиката, при этом текучесть силиката увеличилась в 2,5 раза.

Таблица 1 Плотность, г/см3 Жидкое стекло Текучесть, г/с Исходные 1,510 3,66 Активированное 1,489 9,33

–  –  –

Таким образом, применение в абразивных смесях активированного жидкого стекла способствует сокращению расхода дорогого пищевого продукта – декстрина и повышает равномерность распределения твердости по объему абразивного инструмента и попадание его в заданную твердость. Следует отметить и малый расход энергии при работе активатора. При этом использование активированного жидкого стекла в приготовлении формовочных смесей позволяет снизить их себестоимость (за счет экономии декстрина) и улучшить качество абразивного инструмента.

1.13. ПРИРОДА НЕУРАВНОВЕШЕННОСТИ МАСС

ВЫСОКОПОРИСТЫХ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ

В.К. Старков (Московский государственный технологический университет «Станкин», г. Москва, Россия) С. Големи (фирма «Бест-Бизнесс», г. Кунштат, Чехия) Неуравновешенность масс или дисбаланс является важной характеристикой качества и точности изготовления шлифовальных кругов. Известно, что дисбаланс инструмента оказывает большое влияние на процесс шлифования, инициируя вибрации в технологической системе резания и, как следствие, динамическую нестабильность в зоне контакта круга с обрабатываемой деталью, неравномерный его износ и снижение точности обработки.

Для устранения вредного влияния дисбаланса на процесс шлифования применяют статическую и динамическую балансировки круга. Однако по мере изнашивания абразивного инструмента появляются новые центры неуравновешенной массы и балансировка нарушается. Необходимо периодически повторять балансировку шлифовальных кругов за период их эксплуатации, что отражается на трудоемкости и себестоимости операции шлифования.

Неуравновешенность масс оказывает негативное влияние и на разрывную прочность шлифовального круга, снижая его возможную рабочую скорость.

Формирование дисбаланса происходит на всех этапах технологического процесса изготовления шлифовальных кругов. Его величина, в конечном итоге, как аддитивная характеристика определяется составом абразивной массы, порядком и схемой смешивания ее исходных компонентов, условиями формования (прежде всего выравнивания массы в прессформе), принятой технологией механической обработки всех поверхностей абразивного инструмента и точностью их формообразования. Температурный режим и условия нагрева при высокотемпературном обжиге, повидимому, тоже может оказать влияние на возникновение флуктуаций плотности в объеме абразивного инструмента.

После анализа возможных причин формирования дисбаланса при изготовлении шлифовальных кругов можно сделать вывод, что неуравновешенность масс связанна с действием двух независимых друг от друга факторов.

Часть причин, которые влияют на внутреннее строение шлифовального круга, можно условно объединить в качестве внутреннего фактора. К нему следует отнести состав абразивной массы и процессы ее смешивания, прессования и высокотемпературного обжига. Этот фактор является причиной локальных отклонений от гомогенности объемной структуры инструмента в виде флуктуаций плотности массы.

Другая группа причин формирования дисбаланса в качестве внешнего фактора обусловлена внешним воздействием на заготовку шлифовального круга при ее механической обработке. В результате этого воздействия формообразование абразивного инструмента происходит с отклонениями по форме и размерам всех обрабатываемых поверхностей и точности их взаимного расположения.

Дисбаланс, обусловленный проявлением внешнего фактора, может быть устранен или сведен к минимуму за счет одной балансировки перед установкой на станке. Дисбаланс шлифовального круга от внутреннего фактора случайным образом распределен по объему инструмента и будет непрерывно изменяться за счет смещения центра неуравновешенных масс и изменения их величины по мере изнашивания круга.

Роль внутреннего фактора в формировании дисбаланса шлифовального круга в процессе его изготовления практически не исследована, поэтому на этом вопросе остановимся более подробнее.

В процессе обжига происходит расплавление связки и формирование непрочных мостиков связи между абразивными зернами и твердыми компонентами абразивной массы – невыгорающими порообразователями, наполнителями и т.п. с одновременной их деформацией и разрушением (сублимацией) в результате выгорания выгорающих порообразователей (например, фруктовых косточек, нафталина и др.) и выхода продуктов сгорания из объема инструмента. При охлаждении абразивной массы начинается процесс затвердевания связки с уменьшением ее объема и формированием прочных мостиков связи между твердыми компонентами.

Как следствие, происходит их «втягивание» внутрь объема инструмента, где связка еще находится в полужидком состоянии. Объемная каркасная структура «зерно-наполнитель-связка-поры» деформируется, уменьшаясь в своем объеме. Структура из относительно гомогенной с однородно распределенными компонентами абразивной массы под действием многих случайных факторов превращается гетерогенную. Неоднородность формирующейся структуры проявляется в виде локальных флуктуаций плотности – зон повышенной твердости и центров неуравновешенных масс.

Природа появления флуктуаций плотности связана с механизмом перемещения твердых компонент абразивной массы при ее затвердевании.

Под действием возникающих внутренних напряжений твердые частицы начинают перемещаться, причем скорость их движения связана с размерами: более мелкие частицы двигаются более быстро (например, мелкие фракции зернового состава и наполнителя), а крупные частицы – медленней, появляется вероятность их столкновения и образования конгломерата из двух и более частиц. Эта вероятность будет тем больше, чем больше плотность абразивной массы и соответственно концентрация абразивных зерен, наполнителей и связки в объеме шлифовального круга.

Таким образом, для более плотных структур шлифовальных кругов большее содержание компонент, определяющих их плотность становится предпосылкой формирования в объеме инструмента локальных очагов повышенной плотности, где, как правило, фиксируется и более высокая твердость в сравнении с средними величинами.

Для более высоких номеров структур с пониженным содержанием абразивного зерна, но с более высокой концентрацией порообразователя и связки, вероятность развития флуктуационных явлений сохраняется высокой. Но в составе формирующихся флуктуаций плотности содержатся более легкие компоненты, чем абразивные зерна.

О формировании флуктуаций плотности в виде скоплений абразивных зерен в шлифовальных кругах нормальной структуры известно уже давно, как и о неоднородном характере распределения твердости в объеме инструмента.

Описанная физическая модель подтверждается прямым экспериментом и на высокопористых абразивных кругах с размерами 350х32х76 из электрокорунда белого зернистостью 16, со структурой 22, изготовленных на основе корундовых микросфер (невыгорающий порообразователь) и фруктовых косточек (выгорающей порообразователь).

При увеличении в составе абразивной массы только объемного содержания корундовых микросфер в 1,5 раза наблюдалось повышение неуравновешенности массы шлифовального круга с 5,3 г (колебание для трех исследованных кругов составило 4-7 г) до 12,7 г (11-15 г) или в 2,4 раза при снижении его твердости с СМ2 до СМ1.

В этой связи можно предположить, что при увеличении количества тугоплавких микросфер их миграция, как более легких и более мелких по размерам, чем абразивные зерна (в 10 и 1,5 раза соответственно), в процессе обжига и остывания круга играет значимую роль в формировании его структуры.

В процессе высокотемпературного обжига абразивной массы в результате разнообразных физико-химических явлений в конечном итоге формируются две группы флуктуаций в объемной структуре инструмента

– плотности и твердости. Очаги или локальные зоны с повышенной твердостью (за счет повышенного содержания связки) и плотностью массы (в основном за счет скоплений абразивных зерен как наиболее тяжелых составляющих абразивной массы) статистически неоднородно распределены в объеме шлифовального круга. Флуктуации твердости ответственны за нестабильность распределения твердости, а флуктуации плотности – за дисбаланс круга. Из описанного механизма следует, что оба эти негативных факторов должны проявляться за весь период работы шлифовального круга, по мере изнашивания которого на его рабочей поверхности будут появляться новые очаги либо с повышенной твердостью, либо с повышенной неуравновешенностью масс.

Вопреки ожиданиям, эти два явления, несмотря на общность механизма их формирования, оказываются не связанными между собой: величина дисбаланса не обуславливается ни средней твердостью в объеме инструмента, ни ее статистическими характеристиками распределения – среднеквадратичными отклонением и коэффициентом вариации.

Корреляционный анализ связи дисбаланса с тремя характеристиками твердости показал, что между значением дисбаланса и среднеквадратичным отклонением твердости (по глубине лунки) в объеме шлифовального круга коэффициент парной корреляции составляет 0,061, а с коэффициентом вариации твердости всего 0,009. При этом теснота связи дисбаланса с средней твердостью круга оценивается величиной 0,231.

Из этих данных следует, что дисбаланс и нестабильность твердости в объеме шлифовального круга являются статически независимыми параметрами его качества.

Приведенные результаты являются частью экспериментального исследования большого числа высокопористых кругов с размерами 350х32х76 из электрокорунда белого зернистостью от 10 до 40, твердостью от ВМ1 до СТ1 со структурами от 10 до 19. Круги на керамической связке были изготовлены на основе корундовых микросфер и фруктовых косточек.

Диапазон исследованных свойств высокопористых кругов и их теснота связи по величине коэффициента парной корреляции с величиной дисбаланса приведены в таблице.

Таблица 1 Взаимосвязь характеристик высокопористых кругов с величиной их дисбаланса Коэффи- Удельный Характеристика инструмента циент пар- вклад в Размер- Диапазон Обозна- ной корре- mD, % Параметр ность изменения чение ляции с mD Размер зерна АЗ мм 0,1 – 0,4 0,171 2,92 Объемное содержание зерна VЗ - 0,254 – 0,420 0,430 18,49 Твердость по глубине лунки hЛ мм 3,24 – 7,46 0,237 0,9 Среднее квадратичное отклонение hЛ hл мм 0,167 – 0,596 -0,042 0,18 Объемная деформация круга W % 1,54 – 25,29 -0,527 27,77 г/см3 Плотность 1,54 – 2,03 0,263 6,92 Дисбаланс mD г 3 – 26 - В таблице объемное содержание зерна в шлифовальном круге приведено с учетом его объемной деформации при обжиге. Всего было испытано 36 кругов (по 3 штуки каждого из 12 различных рецептурных составов). На каждом круге твердость измерялась в 6-8 точках. По специальной методике был также рассчитан удельный вклад каждого из исследованных параметров в величину неуравновешенности масс высокопористых кругов.

Наибольшее влияние на формирование дисбаланса из рассмотренных характеристик шлифовального круга оказывает его деформация при обжиге – 27,8% и объемное содержание абразивного зерна (структура) – 18,5 %. В меньшей степени влияет плотность круга – 6,9%, которая коррелированна с содержанием зерна, и зернистость круга – 2,9%.

Для исследованных характеристик кругов разработана обобщенная статистическая модель связи в виде логарифмического полинома:

ln mD 8,010 0,287 ln АЗ 0,940 ln VЗ 1,327 ln hЛ 0,0001ln h Л 0,712 ln W 5,696 ln Из модели следует, что с увеличением зернистости и твердости круга его дисбаланс также возрастает, а при увеличении номера структуры, напротив, дисбаланс круга уменьшается. При анализе данной модели надо также учитывать внутренние связи между самими характеристиками инструмента. Например, содержанием зерна VЗ в круге оказывает сильное влияние на его деформацию W (коэффициент парной корреляции равен – 0,956) и плотность (0,866). В свою очередь сильно коррелированны между собой твердость hЛ и ее среднеквадратичное отклонение hл (0,663), объемная деформация и плотность круга (-0,778).

По величине коэффициента множественной корреляции (0,672) полученной модели связи mD с характеристиками круг, можно заключить, что удельный вес неучтенных факторов в данной модели составляет 54,9%. По данным таблицы неучтенные влияние составляет 42,82%.

Обобщая приведенные статистические данные в целом можно сделать заключение, что на формирование дисбаланса высокопористых шлифовальных кругов равное влияние оказывают причины, обусловливающие изменение внутреннего строения инструмента и причины внешнего воздействия при его механической обработке. Однако, если учесть коррелированность некоторых исследованных характеристик высокопористых кругов, то влияние внутреннего фактора их изготовления необходимо скорректировать в сторону уменьшения.

1.14. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ В КОНТАКТНОЙ ЗОНЕ

КАРБИД КРЕМНИЯ – КЕРАМИЧЕСКАЯ СВЯЗКА

И.В. Надеева, Н.В. Носенко (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Методом локального микрорентгеноспектрального анализа на приборе МАР2 исследовали распределение химических элементов на границе раздела различных композиции из компонентов керамических связок (латненской глины, полевого шпата, талька и борного стекла) в сочетании с монокристаллом из карбида кремния. Монокристалл устанавливали в ванночку из нержавеющей стали таким образом, чтобы грань монокристалла была перпендикулярна дну ванночки. Туда же с небольшой подпрессовкой засыпали связку необходимого состава или ее компоненты и производили термообработку. После термообработки приготавливали аншлиф не вынимая композицию из ванночки, что гарантирует минимальные завалы по краям. Все исследуемые нами композиции связок неэлектропроводны, поэтому перед проведением спектрального анализа на поверхность шлифа методом распыления в вакууме наносили слой графита для обеспечения электропроводимости поверхностного слоя.

Борное стекло в контакте с монокристаллом карбида кремния после отжига при 1200 С в течении двух часов представляет собой однородную плотную композицию. Несмотря на то, что в состав стекла входят химически активные элементы (бор, натрий и калий), легко вступающие в реакцию с карбидом кремния, контакт с монокристаллом сплошной и видимого разложения карбида кремния при увеличении 100х не обнаружено. Концентрация кремния в зоне контакта резко падает от содержания его в карбиде кремния до среднего содержания в борном стекле, а концентрация алюминия резко возрастает практически от нуля до содержания алюминия в борном стекле. Такой характер изменения концентрации кремния и алюминия в зоне контакта свидетельствует об отсутствии химических реакций на границе раздела карбида кремния с борным стеклом.

В случае протекания реакции с участием кремния и алюминия микрорентгеноспектральный анализ должен был показать некоторое промежуточное значение концентраций этих элементов в зоне контакта.

Характерной особенностью парных составов с тальком является вспучивание смесей и сильная пористость.

Контакт с монокристаллом карбида кремния из-за этого носит точечный характер, сцепление с кристаллом почти отсутствует, причем пористость возрастает с температурой и временем выдержки. Большая пористость композиции борное стекло – тальк существенно затруднила проведение микрорентгеноспектрального анализа. Для получения объективных результатов исследования проведены на различных участках контакта. При увеличении 100х находили зоны сплошного контакта, со средне и сильной пористостью. Микрорентгеноспектральный анализ зоны контакта по кремнию, алюминию и магнию показал, что во всех сечениях наблюдается резкое изменение концентраций элементов от содержания их в карбиде кремния до содержания в композиции связки. В некоторых сечения обнаружено относительно небольшое (около 10%) возрастание концентрации кремния на расстоянии порядка 50 мкм от границы раздела. С нашей точки зрения возрастание концентрации кремния возможно в результате обеднения приконтактной зоны химически активной и легко испаряющейся окисью бора, что и приводит к относительному повышению концентрации кремния. Концентрация алюминия, характеризующая положение борного стекла, резко возрастает и распределяется достаточно равномерно, что также указывает на отсутствие взаимодействия. Кривая изменения концентрации магния имеет достаточно большие колебания и определяет положение частичек нерастворенного талька. Изменение концентрации кремния и алюминия, характеризующие соответственно положение карбида кремния и борного стекла, происходит в одном слое. Начало изменения концентрации магния, относительно первых двух кривых, сдвигается вправо. Эти данные свидетельствуют о том, что в парной композиции компонентов керамической связки борное стекло и тальк в непосредственный контакт с карбидом кремния вступает более легкоплавкий компонент – борное стекло. Тальк вблизи границы контакта не обнаруживается.

Концентрационные кривые кремния и алюминия в парной композиции борное стекло и глина, обработанной дважды в течении двух часов при температуре 1200 С и затем в течении шести часов при той же температуре с целью большей гомогенизации состава, похожи на выше рассмотренные, и также свидетельствуют о резком спаде концентрации кремния и алюминия. В данном случае концентрация алюминия в композиции выше, чем для борного стекла и талька, так как в составе латненской глины содержится более 35% окиси алюминия.

Наиболее cyщественные процессы происходят когда в состав копозиций входит полевой шпат. В случае парной смеси его с борным стеклом (два наиболее легкоплавких компонента связок) при температуре 1200 С происходит расплавление смеси, как и для чистого борного стекла, но в отличии от него расплав сильно пористый, особенно в районе монокристалла. Столь большая пористость может возникать либо за счет газовых выделений при сплавлении (удаление адсорбированного газа из мельчайших пор, испарение компонента имеющего большое давление паров при данной температуре и т.п.), либо за счет реакции композиции связки с карбидом кремния. С целью выяснения причин высокой пористости был подготовлен предварительно термообработанный состав (1200 С, выдержка 2 часа), когда все газовые компоненты должны удалиться, и исследовано его взаимодействие с монокристаллом после четырех часового обжига при 1250 С. Установлено, что в области, прилегающий к монокристаллу, образовались большие газовые ведения (поры). Контакт с кристаллом носит точечный характер. Образование пор в районе контакта указывает на выделение продуктов разложения карбида кремния при взаимодействии его с компонентами полевого шпата, так как для чистого борного стекла подобных процессов не обнаружено. Поэтому полевой шпат можно считать наиболее химически активным компонентом связок.

Было исследовано несколько составов связок с различным содержанием полевого шпата и замечено, что чем выше его содержание, тем больше пор в районе границы, соответственно хуже контакт и больше степень разложение карбида кремния. Концентрационные кривые для кремния и алюминия, полученные в результате математической обработки по специально разработанной методике, показывают наличие перегибов в области 5 мкм от начала изменения концентрации, что свидетельствует об образовании в этой области состава с содержанием исследуемых элементов, промежуточным между карбидом кремния и рассматриваемой композицией. Одним из наиболее близких по содержанию кремния известным составом является муллит. Таким образом можно констатировать, что при взаимодействии карбида кремния с полевым шпатом возможно протекание химической реакции с образованием в зоне контакта продукта подобного муллиту. Также необходимо отметить, что полевой шпат является наиболее химически активным компонентом связки.

Наряду с парными компонентами были исследованы связка №1 ( 30% латненской глины, 49% полевого шпата, 15% борного стекла, 6% талька) и связка №2 (40% латненской глины, 27% полевого шпата, 25% борного стекла, 8% талька). Связку №2 с кристаллом карбида кремния обжигали при температуре 1270 С в течении шести часов, а связку №1 после первичной обработки на протяжении двух часов при температуре 1200 С дробили, а затем обжигали с кристаллом карбида кремния при температуре 1270 С в течении шести часов. Как показал микроскопический анализ поверхности шлифа, связка №2 имеет хороший контакт с кристаллом и значительно большую однородность по сравнению со связкой №1. Дело в том, что связка №2 в своем составе содержит значительно меньше наиболее активного компонента – полевого шпата, присутствие которого существенно активизирует разложение карбида кремния с выделением большого количества газообразных продуктов реакции и, тем самым, уменьшает прочность адгезионного контакта абразивного материала со связкой. Концентрационные кривые зоны контакта связок с карбидом кремния по кремнию и алюминию такие же, как полученные ранее.

Несколько отличаются кривые по магнию, содержание которого обнаруживаться одновременно с алюминием. В связи хорошей гомогенизацией связок (особенно связки №1), изменение концентраций кремния, алюминия и магния начинается одновременно. Следовательно, в отличии от предыдущих вариантов, в контакт с монокристаллом вступают не отдельные компоненты связки, а в целом фриттованная композиция.

1.15. МЕТОДИКА РАСЧЕТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ВЕРШИН ЗЕРЕН

НА РАБОЧЕЙ ПОВЕРХНОСТИ АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА

И ПАРАМЕТРОВ ШЕРОХОВАТОСТИ ОБРАБОТАННОЙ

ПОВЕРХНОСТИ

В.А. Носенко В.А, Е.В. Федотов (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) В основе предлагаемой методики расчета лежит математическая модель формирования рабочей поверхности абразивного инструмента [1,2]. Данная модель, разработанная на основе Марковских случайных процессов, позволяет контролировать изменение рабочей поверхности абразивного инструмента путем определения вероятности контакта и изменения состояния в результате изнашивания каждой отдельной режущей кромки, расположенной на рабочей поверхности (РП) абразивного инструмента (АИ). При этом необходимо знать вероятность перехода i-го состояния вершины зерна до его контакта с обрабатываемой поверхностью в последующее j-е состояние после контакта.

Определение данных вероятностей осуществляется по отдельным математическим моделям.

Разработанная методика расчета позволяет оценить влияние состояния рабочей поверхности АИ, сформированной после правки на формирование режущего профиля рабочей поверхности АИ в процессе шлифования и на такие выходные параметры процесса, как шероховатость и волнистость обрабатываемой поверхности.

Достоинством предлагаемой методики расчета является ее целостность в описании процесса шлифования, гибкость при использовании различных математических моделей (моделей вероятности контакта, сил резания, вершины абразивного инструмента, начального распределения зерен по глубине РП АИ, сформированных после правки, износа единичных абразивных зерен) разработанных и представленных в литературе различными исследователями.

Любая модель представляет собой замену изучаемого реального физического тела, явления, процесса его математическим аналогом. При таком подходе всегда неизбежны какие-либо допущения, формализации, позволяющие упустить из поля зрения некоторые факторы, влияние которых оценивается как малозначимое при данных условиях обработки, и акцентировать внимание на других факторах, влияние которых на исследуемые процессы, явления и т.д. оказывается наиболее существенным в конкретных рассматриваемых условиях.

Поскольку в предлагаемой методики расчета замена одной модели на другую не оказывает никакого влияния на порядок вычислений, то по изменению рассчитываемых выходных параметров процесса шлифования и их соответствия экспериментальным данным, можно судить о степени адекватности используемой модели для конкретных режимов обработки и характеристики инструмента, задаваемых перед началом расчета, что позволяет расширить представления о физической сущности процесса шлифования, а также сильных и слабых сторонах рассматриваемых моделей.

Использование разработанной методики расчета в учебном процессе позволит сформировать целостное представление о процессе шлифования, взаимосвязи различных условий и параметров качества обрабатываемых поверхностей.

Входными параметрами являются:

1-группа. Геометрические параметры абразивного инструмента и детали, режимы шлифования, начальное распределение вершин абразивных зерен по глубине рабочей поверхности круга, радиус вершины абразивного зерна, коэффициент стружкообразования, учитывающий влияние пластических деформаций.

2-группа. Выбранная модель сил резания с необходимыми для расчета параметрами, статистические данные, необходимые для расчета вероятностей износа единичных абразивных зерен, параметры распределения вершин зерен после разрушения в результате скалывания и истирания.

Выходными параметрами являются:

Распределение вершин зерен по глубине рабочей поверхности АИ, параметры шероховатости поверхности Ra, Rz, Rmax и параметры волнистости обработанной поверхности.

По окончании расчета результаты автоматически сопоставляются с экспериментальными данными и эмпирическими зависимостями, полученными для тех же условий шлифования, и определяется расхождении сравниваемых величин.

На рис. 1 представлена блок-схема рассматриваемой методики расчета.

Рис. 1. Блок-схема программы Кроме данного алгоритма каждая ступень расчета, указанная в блок-схеме, используя те же входные параметры, реализована параллельно в отдельные лабораторные работы, что позволяет более эффективно применять ее в учебном процессе, а также поэтапно отслеживать весь ход расчета с представлением графических зависимостей и иллюстрировать влияние каждого фактора или модели на выходные параметры.

Программа написана на C++ и скомпилирована в среде Borland C++ Builder 6 под операционную систему Windows любой версии.

Список литературы

1. Носенко В.А. Федотов Е.В. Моделирование профиля рабочей поверхности круга с учетом износа зерен. Труды Всероссийской научнопрактической конференции «Технологическое обеспечение качества машин и приборов» г. Пенза- 2004г.

2. Носенко В.А. Шлифование адгезионно-активных металлов.– М.:

Машиностроение, 2000.– 262с.

1.16. ИЗМЕНЕНИЕ РЕЖУЩЕГО ПРОФИЛЯ АБРАЗИВНОГО КРУГА

ЗА ПЕРИОД СТОЙКОСТИ

В.А. Носенко, Е.В. Федотов (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) При формировании шероховатости поверхности образование микронеровностей можно рассматривать как результат протекания двух процессов: геометрического копирования рабочей (РП) поверхности (АИ) и физико-химического взаимодействия контактных поверхностей. В тех случаях, когда влияние пластических деформаций на формирование микрорельефа обрабатываемой поверхности незначительно, влияние геометрического фактора является наиболее существенным. В этом случае очевидно, что такие факторы, как случайное расположение режущих элементов на РП круга, геометрическая форма этих элементов и их вершин, а также кинематика процесса абразивной обработки являются преобладающими при формировании микрорельефа. Наиболее важными статистическими параметрами, характеризующими, состояние РП АИ, являются радиус закругления вершин и плотность распределения вершин по глубине РП АИ.

Число режущих кромок, расположенных на рабочей поверхности абразивного инструмента (АИ) за период его стойкости не остается постоянным, т.к. при шлифовании отдельные режущие элементы и рабочая поверхность (РП) круга в целом изнашиваются под действием самых различных процессов. Степень влияния этих процессов как известно неодинакова. Если рассматривать изменение состояния РП АИ как результат интегрирования процессов изнашивания отдельных формообразующих элементов, то такое изменение определяется в первую очередь характером взаимодействия вершин режущих кромок абразивных зерен с обрабатываемой поверхностью.

Существуют самые различные методы в описании РП АИ. Так [1, 2, 6] рабочая поверхность АИ представляется как случайное пуассоновское поле или совокупность элементарных режущих профилей, которые рассматриваются как реализации случайных функций. При этом корреляционные функции предполагаются уже известными [1], а коэффициенты к ним определяются экспериментально. Плотность распределения режущих кромок по глубине аппроксимируют различными законами [5, 6]. Однако в основном эти законы описывают распределение вершин в статическом состоянии, сформировавшемся после правки. Очевидно, что в отличие от процесса резания при шлифовании отдельные режущие элементы имеют прерывный контакт с обрабатываемым металлом, происходящий в дискретные моменты времени.

Из теории массового обслуживания известно, что если поток заявок, поступающих на систему имеет пуассоновский характер и основной параметр этой системы распределен по показательному закону, а вероятность любого будущего состояния не зависит от ее предыстории, а определяется только состоянием системы в текущий момент (что является спецификой процесса шлифования), то имеет место быть целесообразным применение марковских случайных процессов для описания распределения вершин режущих элементов по глубине РП АИ.

Разработанная теоретико-вероятностная модель позволяет определить распределение вершин зерен по глубине РП круга после шлифования за период стойкости инструмента. При этом учитывается характер процесса изнашивания и вероятность взаимодействия каждой отдельной вершины зерна, расположенной на рабочей поверхности круга и вступающей в контакт с обрабатываемой поверхностью за период шлифования.

По характеру формирования структуры РП АИ в радиальном направлении от условной наружной поверхности инструмента разобьем на три зоны [3]. Выделим в зоне шлифования на рабочей поверхности круга в непосредственной близости к основной плоскости прямоугольный параллелепипед, основанием (кривизной которого можно пренебречь) является квадрат с единичной стороной, лежащей на условной наружной поверхности круга и разобьем его на слои.

Схема формирования вершин зерен выглядит следующим образом.

На К-ом обороте круга в i-ом слое во взаимодействие с обрабатываемым металлом вступают вершины зерен, сформированные на (К-1)-ом обороте круга в (i+1)-ом слое.

При прохождении зоны контакта количество вершин в i-ом слое будет изменяться под влиянием следующих факторов:

часть режущих кромок n1i выйдет из слоя в результате вырывания зерен из связки круга; некоторое количество n2i покинет рассматриваемый слой в результате скалывания; в результате изнашивания истиранием некоторое количество режущих кромок n3i переместится в вышележащий слой; в результате скалывания в нижележащих слоях часть режущих кромок n4i попадет в рассматриваемый слой; в результате истирания в слое Vi-1 часть режущих кромок n5i переместится в наблюдаемый. Для слоя V1, вершины зерен покидают этот объем. В последнем слое VN зоны 1, остаются в данном слое. Общее количество вершин в i-ом слое после К оборотов круга равно:

ni ( K ) ni 1 ( K 1 ) n1i ( K ) n 2i ( K ) n3i ( K ) n 4 i ( K ) n 5i ( K ) n 4 i ( K ) 0 (1) при i 1;

n 5i ( K ) 0 n 3i ( K ) 0 при i N ;

1 i N.

Вершины зерен, расположенные в зоне 2, с обрабатываемым материалом не контактируют, т.е. вырывания зерен, истирания и скалывания вершин не происходит, но, тем не менее, изменения, происходящие в зоне 1, оказывают свое влияние и на зону 2. Во-первых, изменение количества вершин в слоях происходит в результате перемещения вершин на величину радиального износа круга за оборот, во-вторых, возможно появление новых вершин в результате скалывания их в зоне 1.

Для зоны 2 общее количество вершин в слое Vi после К оборотов круга определяем по формуле:

ni ( K ) ni 1( K 1 ) n4i ( K ), где N i N M. (2) В зоне 3 изменение количества вершин в слоях происходит только в результате перемещения их на величину радиального износа круга RK после каждого оборота круга и определяется начальным законом распределения вершин При K=l, что соответствует первому обороту круга, первое слагаемое в формулах (1) и (2) определяется начальным законом распределения. Остальные слагаемые равны нулю.

Формулу (1) представим в следующем виде:

ni ( K ) ni ( K 1 ) n( K )Pki ( K )Ai ( K ) n( K )Pki ( K )Bi ( K ), (3) n( K )Pki ( K )Сi ( K )cij ( K )Pkj ( K )B j ( K )b ji n( K )Pki1( K )Сi1( K )c ji где A( K ), B( K ), C ( K ) - матрицы вероятностей износа истиранием, скалывания и вырывания вершин соответственно – вероятность взаимодействия вершин зерен зоны 1 с обрабатываемым материалом; cij – вероятность перехода вершин зерен из состояния i в состояние j в результате истирания. bji – вероятность перехода вершин зерен из состояния j в состояние i в результате скалывания, определяется по функции плотности распределения вершин, сколовшихся в слое i.

Реализация разработанной модели осуществлялась с помощью численных методов на ЭВМ.

Результаты вычислений позволяют прогнозировать геометрические параметры качества обработанных поверхностей, производительность и режимы процесса шлифования, период стойкости абразивного инструмента.

Список литературы

1.Хусу А. П. и др. Шероховатость поверхностей. - М.: Наука, 1975.с.

2. Бабошкин А.Ф Математическая модель образования шероховатости обработанной поверхности//Качество поверхностного слоя деталей машин (КПС-2003). Сбор. докл. Междунар. н-п. крнф. СПБ.: Изд.

ПИИМаш, 2003. с. 25-28.

3. Носенко В. А Шлифование адгезионно-активных металлов.– М.:

Машиностроение, 2000.– 262с.

4. Прохоров Ю.В. Розанов Ю. А. Теория вероятностей. Основные понятия. Предельные теоремы. Случайные процессы. Справочник. – 3-е изд., перераб. – М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1987. – 400с.

5. Филимонов Л.Н. Высокоскоростное шлифование. Л., 1979. 246 с.

6. Новоселов Ю.К. Динамика формообразования поверхностей при абразивной обработке. – Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1979. –232с.

1.17. ЭЛЕКТРОННОЕ СТРОЕНИЕ БОРИДОВ, КАРБИДОВ И

НИТРИДОВ ТУГОПЛАВКИХ МЕТАЛЛОВ (ОБЗОР)

В.А. Носенко, В.И. Капитанов, А.В. Комиссаров (ВИСТех (филиал) ВолГАСУ, ОАО «Волжский механический завод», ОАО «Волжский трубный завод», г. Волжский) Обработка шлифованием тугоплавких металлов в той или иной степени сопровождается химическим взаимодействием с абразивным материалом, в качестве которого широко используется карбид кремния, алмаз и эльбор. Одними из продуктов взаимодействия тугоплавких металлов с карбидом кремния и алмазом являются карбиды тугоплавких металлов, а с эльбором – бориды и нитриды. В связи с этим, вопрос об электронном строении карбидов, боридов, нитридов и влиянии электронного строения тугоплавких металлов на образование и стабильность перечисленных соединений имеет большое значение в теории шлифования.

В качестве модели электронного строения атомов использовали модель конфигурационной локализации валентных электронов (КЛВЭ) [1].

Количественной характеристикой стабильности электронной конфигурации является статический вес атомов со стабильными конфигурациями (СВАСК). В соединениях, содержащих различные атомы, задача расчёта СВАСК усложняется перераспределением электронов между неэквивалентными атомными сферами. Однако применение общих принципов модели КЛВЭ для простых веществ позволяет судить о распределении и стабильности электронных конфигураций в поликомпонентных соединениях.

В боридах, карбидах и нитридах тугоплавких переходных металлов связи между атомами неметалла имеют ковалентный характер, связи Ме – Ме осуществляются коллективизированными электронами и имеют смешанный ковалентно-металлический характер, связи Ме–(B, C, N) осуществляются частично коллективизированными электронами spdгибридизации [2 – 4]. При образовании соединений происходит своеобразная конкуренция двух основных процессов: связь Ме – Ме стремится к образованию d5-конфигураций атомов металлов, а связь С – Ме старается стабилизировать sp-конфигурации атомов неметаллов. С этих позиций можно качественно интерпретировать изменение устойчивости структур в соединениях бора, углерода и азота с металлами IIIВ – VIВ подгрупп.

Поскольку, наиболее изученными соединениями считаются карбиды, анализ начнем с этой группы. Известно, что каждой электронной конфигурации отвечает определенная кристаллографическая структура.

Наиболее вероятным состоянием валентных электронов углерода в монокарбидах следует считать s2p3-конфигурацию, представляющую собой набор стабильных состояний s2 + p3 [2]. Переход от карбидов металлов IVВ подгруппы к карбидам металлов VВ и особенно VIВ подгруппы обусловлен усилением связи Ме – Ме и ослаблением связи Ме – С. Связь Ме

– Ме можно рассматривать как регулятор прочности более сильной (по крайней мере для карбидов металлов IV и V групп) направленной связи Ме – С. Ослабление направленных связей приводит к понижению температуры плавления карбидов (рис). Это понижение едва заметно для карбидов d-металлов VВ подгруппы. Если снижение прочности связи в карбидах МеVС все же и происходит, то оно в достаточной степени компенсируется повышением прочности связи Ме – Ме, увеличивающейся с ростом главного квантового числа в направлении от ванадия к танталу.

Высокая связующая стабильность d5-состояний в решетках карбидов МеVIС существенно затрудняет образование прочных связей Ме – С.

В связи с этим, температура плавления при переходе к указанным соединениям снижается. Для чистых металлов температура плавления в периодах имеет обратную зависимость, увеличиваясь от элементов IVВ к VIВ подгруппе в соответствии с ростом СВАСК d5.

В подгруппе карбидообразующего металла связующая стабильность однотипных dn-состояний усиливается по мере увеличения главного квантового числа валентных d-электронов. Несомненно, что с ростом энергетической устойчивости d5-конфигурации в подгруппе будет несколько ослабевать Ме – С-взаимодействие, однако в отличие от изменения прочности связи в периоде, в подгруппе металлического компонента это ослабление незначительно и с избытком перекрывается усилением связи Ме – Ме. Поэтому суммарная прочность связи в подгруппе возрастает, что согласуется с ростом температуры плавления.

Рис.1. Температура плавления [5] в зависимости от числа валентных электронов: – металлы; – бориды; – карбиды; – нитриды Химическая связь в нитридах, также как и карбидах имеет сложный характер и включает в себя вклады металлической, ковалентной и ионной составляющих [3, 6]. Анализ электронного строения нитридов целесообразно начать с металлов IIIB подгруппы, поскольку сумма валентных электронов этих металлов и азота равна сумме валентных электронов металлов подгруппы IVВ и углерода.

Скандий, имеющий в состоянии изолированного атома конфигурацию валентных электронов d1s2 и, следовательно, высокий статистический вес d0-состояний, при взаимодействии с азотом передает на связь с ним большую часть своих валентных электронов. В результате этого в нитриде скандия образуются прочные, преимущественно ковалентные, связи Sc – N. Доля связи Me – Me в этом нитриде невелика. С этой точки зрения, ScN проявляет известное сходство с TiC. В частности, нитрид и карбид титана имеют почти одинаковую температуру плавления (рис.). При переходе к нитриду иттрия вследствие возрастания главного квантового числа должна увеличиваться локализация его валентных электронов на связях Me – Me, что приводит к возрастанию доли этой связи в общей связи и увеличению общей прочности химической связи нитрида.

Для титана, циркония и гафния, имеющих в состоянии изолированных атомов на один d-электрон больше, тенденция к формированию стабильной d0-конфигурации при взаимодействии с азотом в основном сохраняется. Однако у этих металлов возрастает вероятность образования также d5-состояний, что приводит к большей локализации валентных электронов на связях Me—Me и возрастанию вклада этих связей в общую прочность химической связи. В целом же происходит увеличение суммарной прочности химической связи нитридов, что проявляется в повышении температур плавления.

При переходе к нитридам металлов VВ подгруппы в связи с увеличение локализации валентных электронов металла на связях Me – Me и доли Me – Me-взаимодействия, происходит снижение доли связи Me – N в общей прочности химической связи. Это снижает температуры плавления VN, NbN и TaN, которые практически соответствуют таковым для чистых металлов (см. рис. 1).

Еще в большей степени увеличение доли связи Me – Me и снижения доли связи Me – N в общей прочности химической связи наблюдается у нитридов металлов VIВ подгруппы, имеющих максимальное значение СВАСК d5 в периоде. Температуры плавления этих нитридов снижаются даже по сравнению с чистыми металлами.

Для боридов переходных металлов характерны sp-nepeходы с преобразованием s2р-конфигурации атомов бора в энергетически более стабильную sp2-конфигурацию.

Устойчивость sр2-конфигураций обеспечивается при достаточном наличии коллективизированных электронов:

чем больше их число, тем выше стабильность sp2-конфигураций и прочнее связь между сетками в структуре диборидов.

В подгруппе IVВ с ростом главного квантового числа валентных электронов металла усиливается степень локализации электронов металла в стабильные d5-конфигурации и соответственно снижается степень локализации электронов на связях Ме – В и в какой-то мере прочность этих связей. С ростом главного квантового числа валентных электронов металла в подгруппе наблюдается увеличение и температуры плавления диборидов (рис.).

В VВ подгруппе положение меняется, так как в этом случае превалирует локализация электронов в d5-конфигурации, что приводит, в свою очередь, к нарушению стабилизации sp2-конфигурации атомов бора и ослаблению связей Me – В и В – В. Определяющими в данном случае являются связи Me – Me, усиливающиеся с ростом энергетической устойчивости d5-состояний металла. С повышением устойчивости d5-состояний металла вследствие роста локализации число нелокализованных электронов уменьшается, что приводит к смещению динамического равновесия sp2sp + p вправо. Это вызывает ослабление связей внутри сеток и между отдельными сетками в диборидах. В результате температуры плавления боридов в рядах TiB2 – CrB2, ZrB2 – Mo2B5, HfB2 – W2B5 снижаются.

Список литературы

1. Самсонов Г. В., Прядко И. Ф., Прядко Л. Ф. Электронная локализация в твердом теле. – М.: Наука, 1976. – 339 с.

2. Самсонов Г. В., Упадхая Г. Ш., Нешпор В. С. Физическое материаловедение карбидов. – Киев: Наукова думка, 1974. – 456 с.

3. Болгар А.С. Литвиненко В.Ф. Термодинамические свойства нитридов. – Киев.: Наукова думка, 1980. – 284 с.

4. Самсонов Г. В., Серебрякова Т. И., Неронов В. А. Бориды. – М.:

Атомиздат, 1975. – 376 с.

5. Свойства, получение и применение тугоплавких соединений.

Справ. изд./Под ред. Косолаповой Т. Я. – М.: Металлургия, 1986. – 928 с.

6. Тот Л. Карбиды и нитриды переходных металлов. – М.: Мир, 1974. – 294 с.

1.18. ИЗНОСОСТОЙКИЕ КЕРАМИЧЕСКИЕ ТОРЦОВЫЕ

УПЛОТНЕНИЯ ДЛЯ НЕФТЕХИМИЧЕСКОЙ

ПРОМЫШЛЕННОСТИ

О.В. Душко, Д.О. Пушкарев (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) В процессе перекачки нефтепродуктов, содержащих твердовзвешенные частицы, происходит абразивный износ поверхностей трения торцовых уплотнителей центробежных насосов, что ведет к утечке жидкости и снижению производительности эксплуатационного оборудования.

В связи с вышеизложенным нами разработаны износостойкие торцовые уплотнения на основе карбида кремния и оксида алюминия.

В системе SiC – Al2O3 исследовались материалы, содержащие 20, 50 и 80 процентов оксида алюминия. Порошки в указанных соотношениях перемешивались в планетарной мельнице в среде спирта в течение 30 минут. Затем шихта сушилась и просеивалась через сито. Шихту после просева засыпали в графитовую прессформу, на рабочие поверхности которой предварительно наносились защитные покрытия из нитрида бора. Это необходимо для предотвращения взаимодействия синтезируемого материала с графитом. Затем прессформу помещали в пресс для горячего прессования.

Благодаря высокой электропроводности графита нагрев осуществляли прямым пропусканием тока через матрицу и пуансоны. Некоторые образцы получали на другой установке, где нагрев производили вихревыми токами, индуктируемыми в графите внешним полем высокой частоты.

Для изготовления прессформ использовали высокопрочный графит марки МПГ-6.

Образцы из материала SiC- 20%Al2O3 прессовали при температурах 1600, 1870 и 22500С и давлении 50 МПа. При температуре 16000С процесс протекал практически без усадки, остаточная пористость составляла 25%.

При температуре 18700С усадка составляла 12 мм, остаточная пористость образца 7-8%. Дальнейшее повышение температуры до 22500С привело к росту усадки, однако получить беспористые образцы не удалось. Остаточная пористость в этом случае составляла ~ 3%.

При увеличении содержания оксида алюминия до 50 мас.% процессы уплотнения керамики протекают более интенсивно, и при температурах 1850-18700С были получены беспористые материалы.

Компактный материал системы SiC- 80%Al2O3 практически беспористым был получен уже при температуре 16000С. Таким образом, введение оксида алюминия не только способствует интенсификации процесса уплотнения, но и позволяет существенно снизить температуру горячего прессования.

Металлографические исследования на микроанализаторе показали, что структура материала 50% SiC- 50%Al2O3 состоит из зерен карбида кремния, которые окружены связкой из Al2O3. На рис. 1 в отраженных электронах изображена матрица из Al2O3, в которой равномерно распределены зерна карбида кремния.

–  –  –

Для зерен SiC характерно хрупкое разрушение, оксидная матрица, цементирующая зерна SiC характеризуется более вязким характером разрушения. Именно за счет такой структуры и удается добиться высоких значений предела прочности при изгибе, который у материалов 50% SiCAl2O3 достигает значений 600 МПа.

На основе проведенных исследований разработаны образцы торцевых уплотнений из карбидокремниевой керамики для нефтехимической промышленности. Их стендовые и эксплуатационные испытания показали эффективность применения указанных материалов для перекачки нефтепродуктов, загрязненных абразивными частицами в паре с графитовыми уплотнителями.

1.19. МЕТОДИКА МИКРОРЕНТГЕНОСПЕКТРАЛЬНОГО

АНАЛИЗА КОНТАКТАКТНОЙ ЗОНЫ ЗЕРНО-СВЯЗКА

В.А. Носенко, И.В. Надеева (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Взаимодействие зерна со связкой во многом определяет прочность удержания зерна на рабочей поверхности инструмента, следовательно, такие важные эксплуатационные показатели, как режущая способность, стойкость, ресурс и производительность. Одним из наиболее эффективных способов исследования контактных процессов является микрорентгеноспектральный анализ. В принципе, рентгеновский микроанализ специально не оговаривает какие-либо ограничения в режимах прибора: величина тока электронного зонда, его диаметр, скорость сканиравания пр. Из самых общих соображений для получения максимальной интенсивности излучения следует брать максимально возможный ток луча, а для наибольшей локальности – минимально возможный диаметр зонда. Но контактная зона зерно-связка имеет ряд особенностей, которые необходимо учитывать при выборе режимов.

Большинство исследуемых объектов являются неэлектропроводными, поэтому на их поверхность предварительно наносят токопроводящий слой. Низкая теплопроводность и температура плавления некоторых материалов или их компонентов при малом диаметре зонда и большой величине тока луча приводит к локальному разогреву исследуемого участка, что может вызвать нарушение целостности напылённого слоя и искажение результатов анализа. Поэтому, при исследовании неэлектропроводных объектов необходимо осторожно подходить к увеличению локальности зонда, тем более, что соответствующая математическая обработка результатов позволяет получить реальную кривую распределения элементов и для достаточно большого размера зонда.

В процессе отработки методики исследования было обнаружено, что интенсивность спектральных линий некоторых элементов, например, калия, уменьшается со временем нахождения зонда в исследуемой точке поверхности. Интенсивность пика линии определяет концентрацию элемента, поэтому нахождение истинного содержания элемента становится проблематичным. Такое явление может быть следствием нескольких причин. В процессе подготовки объекта к ретгеноспектральному анализу в той или иной степени происходит модифицирование поверхности и образование тончайших пленок, включающих исследуемые элементы. Под электронным зондом пленки выгорают, в результате концентрация элемента изменяется. Для удаления таких предполагаемых пленок ввели дополнительное полирование на чистом фетре с тщательной протиркой растворителем. Но поведение интенсивности пика линии со временем сканирования не изменилось.

Другой причиной может быть осаждение паров масел на поверхности объекта в камере микроанализатора. Известно, что, несмотря на глубокий вакуум в камере присутствуют углеводородные пары масел. Под действием электронного зонда и электростатического поля происходит своеобразное зарастание объекта, то есть осаждение паров масел и образование продуктов крекинга, которые поглощают рентгеновские лучи и вызывают снижение интенсивности линий. Продукты крекинга способны поглощать характеристическое излучение любых элементов. Естественно, что интенсивность поглощения зависит от длины волны характеристического излучения. Для близких значений длин волн интенсивность поглощения не должна существенно различаться. Поэтому следует ожидать, что у таких элементов, как калий и кальций, длины волн наиболее интенсивного характеристического излучения которых равны соответственно 3,74 и 3,36 оА, поглощение излучения будет приблизительно одинаковым.

Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что интенсивность пика линии кальция со временем падает, а калия, как и других элементов, остается постоянной. Поэтому в данном случае вряд ли можно говорить о влиянии масляных паров на поглощение излучения. Мы считаем, что причиной падения интенсивности излучения является частичное разложение продуктов под действием электронного зонда и удаление компонентов, имеющих высокое значение давления паров. Исходя из этого, для предотвращения или существенного снижения вероятности удаления из зоны анализа кальция необходимо снизить температуру поверхности под электронным зондом, что достигается увеличением диаметра зонда или снижением тока.

Не претендуя на достоверность объяснения данного факта, тем не менее, в результате выбора соответствующих значений размеров зонда и величины тока можно существенно снизить изменение интенсивности излучения. На рис. показано изменение интенсивности характеристического излучения линии К калия в борном стекле в зависимости от диаметра электронного зонда. При диаметре зонда 5 мкм интенсивность характеристического излучения за 5 с снижается практически до нуля. С увеличением размера зонда в два раза за то же время интенсивность снижается в 4 раза и на восьмой секунде так же падает почти до нуля. Для диаметра 20 мкм и времени выдержки 5 с интенсивность снижается на 30 %, для 30 мкм – всего на 6 %.

интенсивность, имп.

–  –  –

Рис. Зависимость относительной интенсивности характеристического излучения кальция от времени В общем случае выбор режимов микроанализа осуществлялся по следующей схеме. Для анализируемого элемента при заданном диаметре зонда, определенному на флюоресцирующем экране, строили кривые интенсивности характеристического излучения от времени нахождения в заданной точке. По экспериментальным данным выбирали диаметр зонда, для которого в течении 10 с падение интенсивности не превышало 5%.

Если диаметр зонда оказывался больше необходимого, снижали энергию накала. Ток можно снижать до значений, когда пучок электронов считается насыщенным.

После выбора оптимального диаметра зонда необходимо определить изменение его интенсивности по диаметру. Данные исследования можно проводить, например, на биметалле. В качестве биметалла использовали алюминий с электроосажденным слоем никеля. Шлиф готовили в сечении, перпендикулярным границе раздела. Анализ пограничной зоны выполняли по точкам с шагом 2 мкм. Истинный вид концентрационной кривой в виде резкого спада концентрации элемента от 100 до 0 % искажается за счет конечного диаметра зонда. Но при соответствующей математической обработке результатов можно восстановить истинный вид концентрационной кривой. В качестве эталонной границы можно брать не только биметаллы, но и любую границу раздела поверхностей материалов, содержащих анализируемые элементы. К исследуемому объекту предъявляется непременное условие – это отсутствие заметной диффузии элементов и однородное распределение в материале. В частности, нами использована граница раздела карбид кремния – борное стекло, полученная при отжиге 1100С в течение 2 часов. На данных режимах образуется сплошной контакт без заметных диффузионных явлений на границе раздела.

Исследование контактных процессов на границе раздела зерно – связка проведено на модельных объектах, поскольку получение достоверных данных на реальных абразивных инструментах весьма затруднительно. Из-за сравнительно небольшого количества материала связки в зоне «мостика» между зернами, либо наплыва на зерне затруднительно проводить спектральный анализ. Для получения достоверных значений концентраций элементов в матрице необходимо, чтобы размеры матрицы значительно превышали размер зонда, диаметр которого для некоторых элементов должен быть достаточно большим. Из-за небольших размеров объектов исследования довольно трудно оценивать однородность распределения элементов и, соответственно, гомогенность связки.

И главное, при произвольном сечении переходной зоны граница раздела, как правило, не перпендикулярна плоскости аншлифа, и для определения глубины распределения элементов необходимо вносить поправку на угол между ними, определить который достаточно точно невозможно. Это основная причина, по которой исследования на зерне проводить не целесообразно, особенно если они носят методический характер и требуется повышенная точность результатов.

Для устранения возможных ошибок по выше описанным причинам, все основные методические исследования выполнены на монокристаллах карбида кремния, которые имели зеркальную грань роста не менее 25 мм2.

Такие монокристаллы помещали в ванночку из нержавеющей стали размером 6х8х12 мм (размеры ванночки определяются размером объектов, необходимых для исследования в приборе МАР-2), с небольшой подпрессовкой засыпали связкой требуемого состава и подвергали термообработке. Шлиф границы раздела подготавливали не вынимая объект из ванночки.

Если исследования проводили не со смесью исходных компонентов, а с композициями, которые с целью дополнительной гомогенизации состава были предварительно термообработаны, то последующее дробление фритты не производилось. На горизонтально расположенную зеркальную грань кристалла укладывали кусочек фритты и объекты подвергали совместно термообработке. Затем образец заливали одним из твердеющих составов и подготавливали шлиф.

Поскольку исследуемые композиции неэлектропроводны, для создания проводимости поверхностного слоя перед исследованием объектов на них наносили тонкий слой графита методом распыления в вакууме.

Во всех описанных выше примерах можно с большой точностью гарантировать перпендикулярность плоскости аншлифа границе раздела карбид кремния – композиция.

1.20. ЗАВИСИМОСТЬ ПРОЧНОСТНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ

АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА НА БАКЕЛИТОВОЙ СВЯЗКЕ

ОТ КОЭФФИЦИЕНТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ СВЯЗКИ

Т.В. Трофимова, В.М. Шумячер (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Среди многих факторов, влияющих на обеспечение высокого качества абразивного бакелитового инструмента, весьма важна однородность распределения составляющих его компонентов. В частности важно распределение связующего, которое напрямую влияет на прочностные показатели абразивного инструмента на бакелитовой связке.

Существующие методы оценки однородности распределения связки являются в основном констатирующими, то есть показателями последействия.

Нами предлагается расчет коэффициента распределения связки с последующим установлением его взаимосвязи с прочностными показателями образцов – восьмерок, а в конечном итоге с выходом на абразивный инструмент на бакелитовой связке, с заданными эксплуатационными характеристиками.

Весь метод расчета коэффициента распределения связки отрабатывался на модельных бакелитовых образцах.

При условии, что разрыв сечения происходит по мостикам связки, механическая прочность т, рассматриваемого сечения, определяется отношением:

P P, T d2 h x F h x z где Р – внешняя растягивающая сила, Н; h.x – площадь поперечного сечения шейки образца; F – площадь абразивных зерен в сечении образца; z – число абразивных зерен в сечении; d – диаметр зерна.

Между механической прочностью и такими параметрами как структурный коэффициент прочности и разрушающее напряжение при растяжении связки существует связь типа Т СВ, где К – коэффициент, учитывающий физическую природу компонентов композита и их взаиморасположение.

По нашему мнению, такими физическими характеристиками будут являться коэффициент извилистости 1 и коэффициент распределения связки 2.

Тогда, механическая прочность абразивного бакелитового образца может быть рассчитана по формуле:

Т 1 2 СВ, где 1 - коэффициент извилистости; 2 - коэффициент распределения связки;

- структурный коэффициент прочности; СВ - разрушающее напряжение при растяжении связки.

Коэффициент извилистости абразивного инструмента показывает отношение кривизны поверхности абразивных зерен в готовом инструменте к кривизне поверхности связки, скрепляющей эти абразивные зерна. Чем более плотную (менее пористую) структуру имеет абразивный бакелитовый инструмент, тем выше коэффициент извилистости.

Своего максимального значения (равного единице) он может достигать лишь в том случае, когда в теле абразивного инструмента не будет пор, а связка полностью повторит кривую поверхности абразивных зерен.

В нашем случае коэффициент извилистости принимается равным 1.

Коэффициент распределения связки показывает насколько равномерно (однородно) распределена связка в абразивной бакелитовой массе.

Чем более равномерно связка будет распределена по зернам абразивного материала, тем выше будет коэффициент распределения связки и тем выше будет механическая прочность абразивного бакелитового инструмента.

Только при равномерном распределении связки наиболее полно используется ее прочностной ресурс, то есть когда как можно большее количество связующих частиц участвует в создании мостиков связки между абразивными зернами.

Коэффициент распределения связки зависит от многих факторов. К ним относятся: структурный коэффициент прочности, разрушающее напряжение при растяжении связки, число абразивных зерен в сечении и их диаметр.

Приравняв уравнения для механической прочности и решив относительно 2, найдем коэффициент распределения связки:

Р.

d2 ( h х z ) СВ То есть, фактически, каждый выпускаемый инструмент на бакелитовой связке, будет иметь свою характеристику в виде коэффициента распределения связки, представляющую собой как бы паспортные данные для данного инструмента.

И в итоге, рассчитав коэффициент распределения связки, можно прогнозировать механическую прочность абразивного инструмента на бакелитовой связке.

1.21. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ АБРАЗИВНЫХ ШЕВЕРОВ Ю.С. Багайсков (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Абразивные шеверы – специальный абразивный инструмент для окончательной отделки боковых поверхностей зубьев закаленных зубчатых колес. Применяются на операции зубохонингования. Процесс обработки производится на скрещивающихся осях, с продольной подачей вдоль зубьев. Зубохонингование позволяет при высокой производительности обеспечить хорошее качество поверхностей зубьев колес при достаточной степени точности, снизить уровень шума в парном защемлении колес при эксплуатации.

Абразивный шевер имеет вид зубчатого колеса, состоящего из металлической ступицы и абразивного зубчатого венца. Геометрические параметры абразивной зубчатой части инструмента определяются в зависимости от геометрических параметров обрабатываемых зубчатых колес.

К таким параметрам относятся, прежде всего, модуль, число зубьев, угол наклона зубьев, ширина зубчатого венца. При проектировании играет роль степень открытости зоны обработки, т.к. может быть закрытый венец, если обрабатывается, например, блок шестерен. Еще более проблематичной является обработка зубьев колес внутреннего зацепления, когда шевер находится внутри колеса и значительно меньше его. В этих случаях угол скрещивания осей приходится назначать минимальным, вплоть до работы при параллельных осях, т.е. с нулевым углом скрещивания, что значительно ухудшает условия резания, приводит к необходимости увеличения пятна контакта за счет нагрузок.

Параметром зубчатого колеса, наиболее существенно влияющим на результат проектирования шевера, является коэффициент смещения исходного контура. При наличии коэффициента, отличного от нуля, приходится проектировать шеверы индивидуально для каждого обрабатываемого колеса. В ряде случаев это приводит к очень большой номенклатуре позиций абразивных шеверов.

Практика применения абразивных шеверов для ведущих предприятий страны (КАМАЗ, ГАЗ и др.) показывает возможность унифицирования их геометрических параметров. При этом надо учитывать, что чем больше величина коэффициента смещения исходного контура детали, тем меньше будут наружный и внутренний диаметры, а также толщина зуба шевера. Точка контакта будет близка к ножке зуба детали, что хорошо для точности обработки его профиля, но с другой стороны высоко по зубу шевера (на головке), а это плохо для прочности при работе с реверсивной нагрузкой. В связи с этим, а также для повышения срока службы шеверов по износу при проектировании, закладывается определенное увеличение (на 0,5-1,5О) нормального угла зацепления.

В практическом диапазоне модулей (m) до 5 мм и коэффициенте смещения (x) до 0,5-0,7 представляется возможным проектировать шеверы для деталей с меньшим x, распространяя на другие детали, уменьшая наружный диаметр шевера, например, при правке, контролируя применимость по зазору между головкой зуба детали и впадиной шевера. При расчете шеверов для зубчатых колес с разным числом зубьев (z) и углом наклона () можно исходить из того, что в диапазоне z max=1,5 z min и =0-25О параметры инструмента существенно не изменяются.

Эффективность применения абразивных шеверов при отделке зубьев колес из-за специфики кинематики процесса и конструкции инструмента определяется степенью выхода из строя из-за поломок зубьев вследствие перегрузки или сильного износа. Изготавливаются шеверы методом свободного литья из абразивно-полимерной композиции. Базовым связующим является диановая эпоксидная смола. Разработано несколько эффективных составов модифицированных связок с введением упрочнителей – капролактама, ацетура или эластификатора – каучука лапролата, обеспечивающих материалу шеверов различную величину модуля упругости при высокой прочности на изгиб, удельной ударной вязкости и износостойкости.

В целом по совокупности геометрических и абразивных рецептурных характеристик шеверов можно рекомендовать:

- для обработки колес массового производства 7-9 степени точности, в т.ч. больших габаритов, шеверы на жесткой связке (с высоким модулем упругости) с углом скрещивания 10-20О;

- для обработки колес с закрытым венцом и внутреннего зацепления шеверы на эластичной связке с углом скрещивания 0-5 О;

- для обработки колес 5-6 степени точности с повышенными требованиями по шероховатости мелкозернистые шеверы повышенной точности на жесткой связке с углом скрещивания 15-35 О или эластичные шеверы.

1.22. УПРАВЛЕНИЕ СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИМИ

СВОЙСТВАМИ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

С.А. Крюков, Д.А. Гусельников (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Основными функциональными показателями абразивного инструмента являются: высокая производительность, стойкость, а также точность и качество обработанной поверхности детали. Для обеспечения этих показателей в процессе шлифования инструмент должен обладать следующими структурно-механическими свойствами: достаточной прочностью связки и высокой пористостью черепка.

Разработанные нами технологические принципы модифицирования абразивных инструментов позволяют выбирать наиболее рациональные способы и технологии регуляции и стабилизации выше перечисленных свойств инструментов. Ниже приведены практические примеры такого выбора.

Известно, что применение высокопористых абразивных инструментов позволяет во многих случаях значительно повысить эффективность технологического процесса шлифования. Однако такие инструменты обладают существенным недостатком - низкой прочностью черепка. Для устранения этого недостатка можно использовать следующие способы и технологии модифицирования инструментов. Новый способ заключается в том, что изготовленный высокопористый инструмент подвергается импрегнированию такими растворами или расплавами, которые при взаимодействии с черепком инструмента образуют дополнительный упрочняющий каркас. В качестве импрегнаторов можно использовать жидкое стекло, серу и др.

Второй способ предусматривает при изготовлении инструмента использование абразивного зерна с оптимальным фракционным составом, включающим зерна как основного размера, так и мелкой фракции в определенном объемном соотношении с основной фракцией [l]. Введение мелкой фракции позволяет получить более прочными мостики связки и в целом черепка инструмента за счет армирования связки мелкозернистыми частицами, которые располагаясь между зернами основной фракции являются еще и своеобразными их зажимами и опорами. При этом увеличивается количество контактов между зернами и частицами, что также способствует упрочнению черепка инструмента. При этом зерна мелкой фракции должны иметь размер 0,16 0,25 размера зерен основной фракции при соотношении соответствующих объемов в пределах 0,04 0,10.

Третий способ основан на запатентованном нами техническом решении [2] Сущность решения заключается в том, что при изготовлении высокопористого инструмента, вместо выгорающих наполнителей используются наполнители, выполненные из абразивного и огнеупорного материала, который в свою очередь адгезионно-инертен к керамической связке. Например, при изготовлении электрокорундового инструмента в качестве материала частиц наполнителя могут использоваться: карбид бора, карбид кремния и др. При этом частицы наполнителя должны иметь равный размер и одинаковую форму с абразивными зернами. Это позволяет получать равномерное перемешивание абразивной массы при изготовлении инструмента, обеспечивая однородность его структуры и качество, а во время обжига инструмента отсутствует процесс образования дополнительных пор в теле его черепка, как в случаях, когда вводятся выгорающие наполнители. За счет этого повышается прочность черепка инструмента.

Выполнение частиц наполнителя из адгезионно-инертного материала к керамической связке позволяет увеличивать поровое пространство между абразивными зернами на рабочей поверхности инструмента во время шлифования за счет вырывания слабо закрепленных частиц наполнителя при незначительных нагрузках. Кроме того, абразивные частицы наполнителя при выравнивании производят дополнительное резание поверхности детали, а после их удаления с поверхности инструмента, образовавшиеся за счет этого поры между абразивными зернами, способствуют лучшему расположению стружки, снижению засаливания и увеличению стойкости и производительности инструмента. Предлагаемый инструмент позволяет создавать в процессе шлифования рабочую поверхность, подобную рабочей поверхности высокопористого инструмента при сохранении прочности черепка исходного инструмента заданной структуры.

Испытания опытных образцов предлагаемых инструментов показывают, что режущая способность шлифовальных кругов увеличивается в 1,5 1,8 раза, скорость изнашивания снижается 1,2 1,5 раза, стойкость кругов повышается в 1,5 2,0 раза по сравнению со стандартными кругами таких же структур и марок.

Список литературы

1. Сиротин В.П. Исследование влияния строения и конструкции шлифовальных кругов на их режущую способность и качество поверхностного слоя шлифуемых деталей. Автореф. дис. на соиск. учен. степени конд. Одесса, 1980-17с.

2. Патент на изобретение №2215643, КЛ.В24Д3/18, 2003г.

1.23. ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРЫ АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА

НА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ПРОЦЕССА

ШЛИФОВАНИЯ Е.В. Караулов, А.Ф. Крюков, С.А. Крюков (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Под структурой понимается строение абразивного инструмента, характеризуемое количественным соотношением объема абразивных зерен, связки и пор.

Что касается пор, то их общий объем в инструментах одинаковой твердости с изменением номера структуры не меняется, но с увеличением номера структуры объем пор, приходящийся на одно зерно, увеличивается из-за сокращения объема абразивных зерен. Этот факт должен бы резко улучшить показатели процесса шлифования. Однако проведенные исследования по установлению влияния структуры инструмента на съем металла в единицу времени и стойкость шлифовальных кругов 6, 8, 10 структуры не подтвердили выдвинутой гипотезы. Шлифованию подвергались выcокомарганцовистые стали марки Г13 при этом использовались шлифовальные круги на керамической связке марки 24А40СМ1К. Полученные результаты исследований показали, что изменения номера структуры кругов от 6 до 10 оказывает незначительное влияние на их стойкость, а по съему металла наблюдается лишь небольшой рост этого показателя.

Малое влияние структуры абразивного инструмента на технологические показатели процесса шлифования можно объяснить, на наш взгляд, несколькими факторами: во-первых, специфическими свойствами стали Г13 (высокая вязкость и чрезмерная склонность к упрочнению в процессе ее резания). Это дает возможность стружке стали легко закрепляться в междузеренном пространстве тела круга и ведет к быстрому засаливанию режущей его поверхности. Во-вторых, одновременным влиянием двух факторов, вытекающей из самой конструкции абразивного инструмента (объем пор и количество связки), взаимно противоположных по своему влиянию на процесс абразивной обработки. Увеличение объема пор, приходящихся на одно зерно, безусловно, улучшает процесс образования и удаления стружки из зоны резания, что увеличивает период стойкости инструмента. С другой стороны, с повышением номера структуры увеличивается количество связки в черепке инструмента, что приводит к ухудшению условий резания, в частности, ведет к увеличению сил трения и возможности появления прижогов, а это резко снижает стойкость круга.

Поэтому одновременное влияние на процесс шлифования этих факторов приводит лишь к незначительным колебаниям в значениях стойкости кругов при изменении их структур.

Что касается увеличения съема металла в единицу времени с повышением номера структуры кругов, что в данном случае, очевидно, больше сказывается положительное влияние на процесс резания увеличение расстояния между зернами, а также увеличение размера пор круга с повышением его структуры.

Следует отметить, что изменения структуры круга в пределах от 6 до 10 приводит к снижению величины остаточных напряжений и глубины их распространения и шероховатости шлифованной поверхности, что положительно сказывается на качестве деталей. Однако, увеличение номера структуры круга от 6 до 10 увеличивает в 1,15 – 1,20 раз его износ. Это объясняется тем, что в кругах более открытой структуры, за счет уменьшения объемного содержания абразивного зерна, уменьшается число контактов между зернами и тем самым ослабляется их закрепление в черепке инструмента. В то же самое время из-за уменьшения числа зерен на единице режущей поверхности круга более высокой структуры при шлифовании увеличиваются нагрузки на зерна. Все это приводит к повышенному износу высокоструктурного шлифовального круга.

Для устранения этого недостатка в ВИСТехе был разработан способ модифицирования высокоструктурных и высокопористых абразивных инструментов, сущность которого заключается в том, что при изготовлении таких инструментов в абразивную массу вводится мелкая фракция абразивных зерен размером 46 раз меньше размера зерен основной фракции в объеме 410 %. Мелкозернистые частицы, располагаясь между зернами основной фракции, увеличивают число контактов между зернами, а также армируют мостики связки, что в целом способствует упрочнению черепка инструмента и более прочному закреплению абразивных зерен.

1.24. ХИМИЧЕСКОЕ АКТИВИРОВАНИЕ В ПРОЦЕССЕ

ФОРМИРОВАНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ

И.В. Надеева, Я.В. Гршин, А.И. Фориков, С.П. Денисов (Волжский институт строительства и технологий (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета, г. Волжский, Россия) Композиционными называют материалы, образованные из двух или более разнородных фаз и обладающие характеристиками не присущими исходным компонентам.

В современной трактовке композиты это объемное, монолитное искусственное сочетание разнородных по форме и свойствам двух и более материалов (компонентов), с четкой границей раздела, использующее преимущества каждого из компонентов и проявляющее новые свойства, обусловленные граничными процессами.

Свойства всего композита определяются, как свойствами компонента в него входящего, так и новыми приобретенными свойствами в результате межфазного взаимодействия. Путем подбора состава и свойств наполнителя и матрицы, их соотношения, ориентации наполнителя, можно получить материал с требуемым сочетанием эксплуатационных и технологических характеристик.

При создании композиционных материалов руководствуются условиями совместимости компонентов и стабильности поверхности разделов.

Межфазное взаимодействие оказывает непосредственное влияние на формирование сильных или слабых связей между компонентами композита, что определяет его прочность, вязкость разрушения, термостойкость и другие свойства. Поэтому управление процессом межфазного взаимодействия является важным звеном в формировании свойств композита. Регулирование межфазным взаимодействием может быть осуществлено различными методами.

Рассмотрим подробнее процессы химического активирования поверхности компонентов на примере образования композита, изготовленного классическими методами порошковой металлургии. Процесс формирования композита включает в себя следующие операции: подготовка компонентов, смешивание и спекание. Известно, что технологические факторы, ускоряющие спекание, подразделяются на три вида: механические, теплотехнические, химические.

В соответствии с этим, различают три типа активирования спекания: механическое, тепловое и химическое.

Механическое активирование происходит при измельчении твердых тел.

Тепловое активирование связано с увеличением температуры процесса, что приводит к экспоненциальному росту скорости диффузионных процессов.

Остановимся непосредственно на химическом активировании.

Химическое активирование сводится к введению добавок, либо образующих, либо не образующих жидкую фазу при температуре спекания.

Химическое активирование также предусматривает введение добавок и примесей с последующей высокотемпературной гомогенизацией системы, проводящей к образованию твердого раствора.

Возможен иной подход к проблеме химического активирования, основанный на анализе движущих сил спекания.

Как известно, движущая сила процесса G обусловлена стремлением системы к снижению свободной поверхностной энергии, обозначим ее в рассматриваемом случае, как G5 в том случае, если в системе протекает какое - либо физикохимическое превращение, движущая сила, складывается из двух составляющих:

G= G5+ Gфх, где Gфх - изменение свободной энергии при протекании физико-химического превращения.

Исходя из этих соображений, можно предложить следующую схему химического активирования. В спекаемую систему вводятся добавки растворимых примесей, высокотемпературная гомогенизация с целью растворения примесей в основной фазе не производится. Образование твердого раствора происходит в течении спекания.

Процессы химического активирования нами рассматриваются на примере формирования композиционного материала систем CrB2-Si, CrB2-CrSi2, SiC-SiO2. Активирующими добавками являются чистый кремний, дисилицид хрома, триполифосфат натрия. Композиты на основе диборида хрома с добавками Si и CrSi2 подвергались комплексным физико-химическим исследованиям.

В результате химического активирования поверхности порошкового материала диборида хрома кремнием и дисилицидом хрома происходит:

1)вследствие физико-химических превращений образование твердого раствора;

2)формирование композита с повышенными физикомеханическими характеристиками.

Итак, полученные сведения об образовании твердого раствора и о микрохимических свойствах композитных материалов системы Cr-B-Si, а также установленные закономерности в их поведении в зависимости от состава, дают основание рекомендовать их в качестве основы при разработке новых высоко износостойких композиций.

В результате химического активирования SiC, при формировании абразивного инструмента как композиционного материала протекают различные реакции как по виду, так и по интенсивности химических процессов в системе «абразив-связка».

В общем случае протекают химические реакции по схеме :

SiC SiO SiO2 Это приводит к образованию различных продуктов реакции в пограничной зоне контакта, которые изменяют прочность удержания абразивного зерна в инструменте. Анализ физико-химических процессов происходящих в контактной зоне системы «абразив-связка», позволит найти пути повышения качества абразивного инструмента.

1.25. ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ БЕТОНОВ



Pages:   || 2 | 3 | 4 |
Похожие работы:

«Редреев Г.В. К вопросу обеспечения работоспособности машинно-тракторных агрегатов // Электронный научно-методический журнал Омского ГАУ. 2016. -№3(6) июль сентябрь. URL http://ejournal.omgau.ru/index.php/2016-god/5/29-statya-2016-2/380-00130. ISSN 2413-4066 УДК 631.372 ГРНТИ 68.85.83 Редреев Григорий Васильев...»

«АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ СОЦИАЛЬНО-ГУМАНИТАРНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ В ЭКОНОМИКЕ И УПРАВЛЕНИИ Материалы I научно-практической конференции профессорскопреподавательского состава факультета экономики и управления (25 ноября 2014 г.), посвященной 85-летию БГТУ Брянск 2014 МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУК...»

«С.И. ДВОРЕЦКИЙ, Е.В. ХАБАРОВА ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПИЩЕВЫХ ПРОИЗВОДСТВ ИЗДАТЕЛЬСТВО ТГТУ Министерство образования и науки Российской Федерации ГОУ ВПО "Тамбовский государственный технический университет" С.И. ДВОРЕЦКИЙ, Е.В. ХАБА...»

«ООО НПФ "СКАРАБЕЙ" Рецензенты: научный сотрудник Всесоюзного научно-исследовательского института зерна и продуктов его переработки Е. Е. Разоренова, кандидат технических наук доцент Московского...»

«on stage II™ Инструкция по эксплуатации on stage II Инструкция по безопасности ™ Пожалуйста, внимательно прочитайте • Для обеспечения надежной работы Технические характеристики данную инструкцию и придержи...»

«СОВЕЩАНИЕ ПО ИСПОЛЬЗОВАНИЮ НОВЫХ ЯДЕРНО-ФИЗИЧЕСКИХ МЕТОДОВ ДАЙ РЕШЕНИЯ НАУЧНО ТЕХНИЧЕСКИХ И НАРОДНОХОЗЯЙСТВЕННЫХ ЗАДАЧ P18 • 12147 III СОВЕЩАНИЕ ПО ИСПОЛЬЗОВАНИЮ ЯДЕРНО-ФИЗИЧЕСКИХ МЕТОДОВ ДЛЯ РЕШЕНИЯ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИХ И НАРОДНОХОЗЯЙСТВЕННЫХ ЗАДАЧ Дубна 12-15 сентября 1978 года ДУбНЭ 1 9 7 9 С 12 по 15 сентября 1978 г. в...»

«Лекция 7-1. Измерение количества и расхода материалов Для контроля многих технологических процессов в промышленности строительных материалов необходимо измерять расход топлива, пара, воды, воздуха, ис...»

«Техническая спецификация KGEL CARGO SN24Р90/1.110 (на 34 евро поддона), тип SN24 Нагрузка на седельно-сцепное устройство: ок.* 11.000 кг Технически допустимая нагрузка на седельно-сцепное устройство: ок. 12.000 кг Нагрузка на осевой агрегат: ок. 24.000 кг Технически возможн...»

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Владимирский государственный университет имени Александра Григорьевича и...»

«ВЕСТНИК ГАЗПРОММАША статьи, доклады, сообщения ЕЖЕГОДНОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАНИЕ ВЫПУСК 4 САРАТОВ 2010 ВЕСТНИК ГАЗПРОММАША/под общей редакцией Б.К. Ковалёва/: статьи, доклады, сообщения. Ежегодное научно-техническое издание. Выпуск 4. Саратов,...»

«УДК 332.122 ДИФФЕРЕНЦИРОВАННЫЙ ПОДХОД К ФОРМИРОВАНИЮ МЕХАНИЗМА УПРАВЛЕНИЯ УСТОЙЧИВЫМ РАЗВИТИЕМ СТАРОПРОМЫШЛЕННЫХ РЕГИОНОВ Н.Ю. Сорокина Высокая неоднородность регионов России по направленности и динамике социально-экономических процессов требует дифференцированного...»

«Гарантийныеобязательства. При покупке убедительно просим Вас внимательно изучить основную инструкцию по эксплуатации и проверить правильность XTC150 заполнениягарантийноголиста. Срок гарантии 12 (двенадцать) месяцев с...»

«ИНСТИТУЦИОНАЛЬНЫЕ ПРЕОБРАЗОВАНИЯ А.Т. Коваленко, М.А. Батьковский, Е.Ю. Хрусталёв МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ЭКОНОМИЧЕСКОГО ОЦЕНИВАНИЯ ВОЕННОГО ПОТЕНЦИАЛА ГОСУДАРСТВА* В статье изложены основы теории и методологии экономической оценки состояния и путей сбалансированного развития военног...»

«ОБЩЕЕ УСТРОЙСТВО БЕССТУПЕНЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ Существующие конструкции бесступенчатых передач подразделяются на три основных типа: механические, гидравлические и эле...»

«Министерство образования и науки Российской Федерации Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого НЕДЕЛЯ НАУКИ СПбПУ МАТЕРИАЛЫ научной конференции с международным участием 14–19 ноября 2016 года ЛУЧШИЕ ДОКЛАДЫ...»

«ТИПОГРАФИЯ СКЛЕНЯЖ (SKLENIARZ) КРАКОВ 2016 ТЕХНИЧЕСКАЯ СПЕЦИФИКАЦИЯ ПОДГОТОВКА МАТЕРИАЛОВ К ПЕЧАТИ И ОСНОВНЫЕ СТАНДАРТЫ КАЧЕСТВА ПРОДУКЦИИ ОГЛАВЛЕНИЕ I. Область применения документа...»

«Схема применения частот прибора ZEPPER PROFI. Онко-диагноозы, метастазированные процессы, хронические заболевания. Частоты указаны в КГЦ. (килогерцы) Врач Украинец Виталий Григорьевич Несмотря на передовую техническую оснащенность официальной медицины...»

«Знаки постоянства. Высокоточные стальные клейма и маркирующие инструменты с перспективой в будущее. Будущее в настоящем. История успеха Компания Heidenpeter GmbH & Co. KG, занимается производством стальных клейм и маркирующих инструментов с 1932 года, постоянно анализируя мировые тенденции и техн...»

«Группа компаний RUSLAND SP Предложение для продавцов земельных участков и объектов недвижимости "Она ощутима, прочна, красива. С моей точки зрения она даже артистична. Я просто обожаю недвижимость...»

«8925 УДК 004.891.3, 004.942 АГЕНТНАЯ СИСТЕМА МОДЕЛИРОВАНИЯ ДИНАМИКИ СОСТОЯНИЙ СЛОЖНЫХ ТЕХНИЧЕСКИХ СИСТЕМ А.Ф. Берман Институт динамики систем и теории управления СО РАН Россия, 664033, Иркутск, Лермонтова ул., 134 E-mail: berman@icc...»

«Настольные внешние накопители ® My Book for Mac Руководство по эксплуатации Руководство по эксплуатации My Book for Mac Ремонт и поддержка продукции WD При возникновении неполадок в работе изделия не тороп...»

«САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ С. А. НЕСТЕРОВ АДМИНИСТРИРОВАНИЕ В ИНФОРМАЦИОННЫХ СИСТЕМАХ методические указания к лабораторным работам Санкт-Петербург ОГЛАВЛЕНИЕ Лабораторная работа №1. Основы работы с Virtual PC 2007. Установка Wi...»








 
2017 www.lib.knigi-x.ru - «Бесплатная электронная библиотека - электронные матриалы»

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.