авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 12 |

«3 СОДЕРЖАНИЕ ...»

-- [ Страница 5 ] --

Первые работы по использованию технического алмазосодержащего углерода (ТАУ)** для усиления свойств эластомерных композиций были проведены в НПО «Алтай» (г. Бийск) [1, 2]. Однако, ни одной конкретной марки или типа резины не было указано. Суммарный эффект выразился в увеличении ресурса изделий из резин с ТАУ, в среднем, в 1,3 раза. В работах [3, 4] показано, введение ТАУ в количестве 0,1–1,5 % масс. в бутадиен-нитрильный каучук СКН-18, основного ингредиента морозостойкой резины В-14, приводит к улучшению важнейших эксплуатационных характеристик: снижению коэффициента трения, повышению износостойкости, эластичности и морозостойкости резин. В работе [5] впервые продемонстрировано влияние ТАУ на реологические характеристики компаундов на основе изопреновых каучуков (СКИ-3, СКИ-5).

Целью данной работы являлась изучение особенностей влияния ТАУ на свойства резин в зависимости от природы эластомерной матрицы.

Методика эксперимента. В качестве эластомерной матрицы использовали изопреновый каучук (СКИ-3) и бутадиен-стирольный каучук (СКМС-30 АРК). Резиновые смеси изготавливали на лабораторных вальцах по стандартному режиму. Смеси на основе СКИ-3 изготавливали при температуре валков 80–90 С в течение 25 минут. Смеси на основе СКМС-30 АРК изготавливали при температуре валков 40–50 С в течение 30 минут.

Вулканизацию образцов проводили в вулканизационном прессе при температуре 143 С, 20 минут (СКИ-3) и 153С, 30 минут (СКМС-30 АРК). ТАУ вводили в резиновую смесь параллельно с техническим углеродом.

Была определена оптимальная дозировка ТАУ в составе резиновых смесей и исследовано влияние способа введения ТАУ в резиновую смесь на его модифицирующую активность, а также влияние типа каучуковой матрицы на модифицирующую активность ТАУ.

Обсуждение результатов. С целью определения оптимальной дозировки ТАУ в составе резин сравнивались физико-механические показатели стандартных наполненных резин на основе СКИ-3, содержащих ТАУ в дозировках: 0,5;

1;

2;

3;

4;

5;

7,5;

и 10 масс. ч. на 100 масс. ч. каучука (табл.1). ТАУ вводили вместе с техническим углеродом.

Как видно из данных, представленных в таблице 1, резины с ТАУ имеют большую степень вулканизации – условное напряжение при 300 % удлинении выше на 12–35 %, максимальная степень набухания опытных резин в толуоле ниже на 20–30 %. Резины с ТАУ имеют более высокие прочностные показатели (на 10–30 % выше контрольной) при нормальных условиях испытаний и большую усталостную выносливость. Введение ТАУ в данную резиновую смесь не оказывает существенного влияния на сопротивление истиранию. По суммарному влиянию на комплекс физико-механических показателей резин оптимальными являются дозировки ТАУ от 2 до 4 масс. ч. на 100 масс. ч. каучука. Несколько не согласуется с общепринятыми моделями усиления характер изменения относительного удлинения, которое при увеличении прочности не уменьшается, а даже имеет тенденцию к увеличению. Это может указывать на изменение надмолекулярной структуры каучука при введении в него ТАУ.

* Работа выполнялась при финансовой поддержке Министерства образования и науки РФ, Г.К. №16.513.11.3098.

** ТАУ – продукт подрыва смесевых взрывчатых веществ при отрицательном кислородном балансе. ТАУ является композицией двух компонент: аморфной углеродной составляющей и кристаллической алмазной.

Как видно из данных таблицы 1 и рисунка 1, зависимость прочностных параметров от концентрации ТАУ является нелинейной. Максимальный эффект наблюдается при концентрации ТАУ ~4 масс.ч.

Таблица 1 Физико-механические свойства вулканизатов на основе каучука СКИ-3 с различной концентрацией ТАУ ТАУ, масс. ч.

Наименование показателей 0 0,5 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 7,5 Напряжение при удлинении 300 % (М300), МПа 7,7 8,5 8,7 10,0 8,5 10,8 10,7 12,3 9, Условная прочность при 20,5 28,2 22,2 25,9 27,3 25,8 26,3 24,7 25, растяжении (P), МПа Относительное удлинение при разрыве (L), % 520 610 530 570 600 530 550 500 Сопротивление раздиру, кН/м 139 139 131 148 126 126 125 136 Истираемость, м3/кВт. ч 120 123 137 123 115 116 124 133 Максимальная степень 3,97 3,09 3,25 2,92 3,02 3,02 2,75 2,87 3, набухания в толуоле 3, 2, 1, 0, 0 1 2 3 4 Содержание ТАУ, масс.ч.

50 % удлинение 100 % удлинение 200 % удлинение 300 % удлинение Рис. 1. Зависимость когезионной прочности (МПа) стандартных наполненных резин на основе каучука СКМС-30 АРК от содержания ТАУ (масс. ч) при различных удлинениях С целью определения влияния типа каучуковой матрицы на модифицирующую активность ТАУ, его вводили сверх рецепта в дозировке 2, 3 и 4 масс. ч. в стандартную резиновую смесь на основе бутадиен стирольного сополимера СКМС-30 АРК. Резиновые смеси с 3–4 масс. ч. ТАУ имели в 1,5–2,0 раза большую когезионную прочность, чем контрольные (см. рисунок). Вулканизаты с ТАУ отличались большей густотой вулканизационной сетки при практически равных с контрольной резиной прочностных показателях и в 2 раза превосходили контрольные образцы резины по сопротивлению раздиру (табл. 2).

Таблица 2 Физико-механические свойства вулканизатов на основе каучука СКМС-30 АРК с различной концентрацией ТАУ Наименование показателей ТАУ, масс.ч.

0 2,0 3,0 4, Напряжение при удлинении 300 % (М300), МПа 7,9 8,8 7,9 11, Условная прочность при растяжении (Р), МПа 21,0 20,3 19,5 21, Относительное удлинение при разрыве (L), % 518 480 480 Сопротивление раздиру, кН/м 71 133 135 Таким образом, установлено, что в каучуковых матрицах различной природы модифицирующая активность ТАУ проявляется в разной степени.

Проведенный цикл испытаний позволяет говорить о наличии модифицирующего эффекта при введении ТАУ в резиновые смеси на основе каучуков общего назначения.

При формулировке модели, объясняющие наблюдаемые эффекты исходили из пачечной модели Каргина, предложенной им для описания надмолекулярной организации полимеров. Можно предположить, что частицы ТАУ формируют собственную иерархию надмолекулярных структур, усредняя плотность упаковки макроцепей по объему полимерной матрицы. Это приводит к более равномерному распределению компонентов компаунда по объему полимерной матрицы и, как следствие, обеспечивает эффект усиления.

Выводы:

1. Оптимальная дозировка ТАУ в резины на основе исследованных каучуков составляет 2–4 масс. ч. на масс.ч. резиновой смеси.

2. Введение ТАУ в СКИ-3 приводит к увеличению условного напряжения на 35%, а максимальная степень набухания в толуоле, уменьшается на 30%. Образцы с ТАУ имеют большую усталостную выносливость и большую когезионную прочность.

3. Резины на основе бутадиен-стирольного каучука с 3 и 4 масс. ч. ТАУ имеют в 1,5–2,0 раза большую когезионную прочность, чем контрольные и в 2 раза превосходят контрольные образцы резины (без ТАУ) по сопротивлению раздиру.

Список литературы 1. Петров, Е.А. Модификация свойств резин ультрадисперсным алмазосодержащим материалом / Е.А. Петров, В.М. Зеленов // V Всесоюз. совещ. по детонации, Красноярск, 5–12 авг. 1991 г.: сб. докл. – Красноярск, 1991. – Т. 2. – С.

219–224.

2. Ультрадисперсные алмазы и их практическое использование / Г.В. Сакович // V Всесоюз. Совещ. По детонации, Красноярск, 5-12 авг. 1991 г.: сб. докл. – Красноярск, 1991. – Т. 2. – С.272–278.

3. Резиновая смесь на основе бутадиен-нитрильного каучука: пат. 2129132 РФ, МПК 08L 9/02 / М.Д. Соколова, С.Н. Попов, О.А. Адрианова, А.А. Охлопкова, Е.Ю. Шиц: заявитель Институт неметаллических материалов СО РАН № 96124057/04, заявл. 24.12.1996;

опубл. 20.04.1999. // «Изобретения. Полезные модели»: Официальный бюллетень Российского агентства по патентным и товарным знакам. – 2006. № 2. – С. 98.

4. Адрианова, О.А. Применение ультрадисперсного алмазографита в качестве модификатора морозостойких уплотнительных эластомеров / О.А. Адрианова, М.Д. Соколова, С.Н. Попов // Каучук и резина. – 1999. – № 6. – С. 11–15.

5. Цыпкина, И.М. Влияние детонационного наноуглерода на свойства смесей на основе каучуков СКИ-5 и СКИ-3 / И.М. Цыпкина, А.П. Возняковский // Каучук и резина. – 2003. – № 1.– С. 10–13.

In the given work the influence of detonation carbon (DC) on a complex of strain-strength parameters of standard compositions based on general purpose rubbers has been investigated. Properties of nanocomposites on the basis of polyisoprene rubber (SKI-3) and butadiene-styrene rubber (SKMS-30 ARK) have been studied. Optimum content of DC in the rubbers (from 2 to 4 mass parts) has been found.

УДК: 678. И.М. Цыпкина1, М.А. Волкова1, А.С. Терехова2, В.А. Губанов ( ФГУП «Научно-исследовательский институт синтетического каучука имени акад. С.В. Лебедева», ООО «Флуралит Синтез») СВОЙСТВА КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ ПЕРФТОРИРОВАННОГО КАУЧУКА «НЕОФТОН» И ФТОРОПЛАСТОВ Получены новые композиционные материалы на основе перфторированного каучука и фторопластов с высокими прочностными характеристиками. Высокие показатели прочностных свойств сохранятся после старения при 300 С.

Одной из актуальных проблем нашего времени является создание и разработка различных эластомерных материалов, способных работать в экстремальных условиях. К ним, безусловно, принадлежат композиционные материалы на основе отечественного каучука «Неофтон» [1–2].

Каучук «Неофтон» относится к созданному в ХХ веке классу перфторированных каучуков типа «Калрез» и является сополимером тетрафторэтилена перфторметилвинилового эфира и фторполимера с нитрильными группами [3].

Ранее нами были получены композиционные материалы на основе перфторированных каучуков и различных фторопластов и исследованы их свойства [4–6].

Целью данной работы являлось создание композиционных материалов на основе каучука «Неофтон» с высокими прочностными характеристиками – 15–20 МПа, сопоставимыми с резинами, содержащими в качестве наполнителя технический углерод.

Известно, что ненаполненные резины из перфторированного каучука с вязкостью по Муни МБ (1–10) 100 С в диапазоне 40–70 ед. имеют невысокую условную прочность при растяжении (5–8 МПа). Для решения этой задачи был синтезирован высокомолекулярный полимер с вязкостью по Муни 124 ед. В качестве наполнителя в композиции использован отечественный аморфный флуралит и фторопласт Zonyl. Состав композиций приведен в таблице 1.

Как видно из этих данных, введение фторопластов приводит к замедлению процесса вулканизации, о чем свидетельствует увеличение ts, t50 и t90 практически для всех композиций. Одновременно наблюдается увеличение минимального крутящего момента МL и максимального крутящего момента MHF, т.е. при введении флуралита (образец № 2) происходит заметное увеличение вязкости смеси, которое возрастает при увеличении его содержания (образец № 4). Влияние второго фторопласта Zonyl МР 1500 на этот показатель не наблюдается. Однако его влияние на процесс вулканизации проявляется в росте MHF. Показатель М=MHF–ML, характеризующий плотность сшивки полимера, в композициях, содержащих фторопласты, изменяется от 3, до 3,56 Н м (образцы № 1 и № 3, соответственно).

Таблица 1 Состав композиций на основе перфторированного каучука «Неофтон» и фторопластов №№ образцов композиций Состав смеси, масс. ч 1 2 3 Каучук 100,0 100,0 100,0 100, ВОАР 1,0 1,0 1,0 1, Флуралит - 2,0 2,0 3, Zonyl МР 1500 - - 2,0 2, Таблица 2 Вулканизационные характеристики композиций на основе перфторированного каучука «Неофтон»

и фторопластов Наименование №№ образцов композиций показателей 1 2 3 ts, мин 4,0 4,7 3,8 5, t50, мин 13,7 15,0 15,0 18, t90, мин 39,5 44,0 44,0 45, RV, мин 2,81 2,54 2,49 2, ML, H м 1,13 1,35 1,35 1, MHF, H м 4,15 4,66 4,91 4, В таблице 3 приведены физико-механические свойства композиций до и после старения при 300 С в течение 70 часов.

Таблица 3 Физико-механические свойства композиций на основе перфторированного каучука «Неофтон» и фторопластов Наименование показателей №№ образцов композиций 1 2 3 Напряжение при удлинении 100 % (М300), МПа 4,3 4,8 8,2 10, Условная прочность при растяжении (P), МПа 12,7 16,9 19,7 22, Относительное удлинение при разрыве (L), % 200 200 190 Остаточное удлинение, % 18 23 33 Твердость 91 81 87 Эластичность при 23 С 13 13 14 - по отскоку, %, 100 С 58 52 47 ОДС, % 24 ч. 250 С 59 64 67 20% сжатия, 24 300 С 75 71 79 Свойства после старения при 300 С70 час.

Напряжение при удлинении 100 % (М300), МПа 2,8 4,0 5,3 5, Условная прочность при растяжении (P), МПа 13,0 13,4 16,2 19, Относительное удлинение при разрыве (L), % 245 210 200 Твердость 78 71 81 Как следует из полученных результатов, высокие прочностные характеристики (12,7 МПа) показывает уже контрольный образец № 1 без наполнителя. С увеличением содержания фторопластов происходит существенное увеличение напряжения при 100 % растяжении (до 10,3 МПа) и условной прочности при растяжении (до 22,2 МПа). При этом сохраняются высокое значение относительного удлинения (190–200 %) и высокая эластичность по отскоку при 23 С и 100 С для всех исследованных образцов композитов.

Заметное снижение твердости для образца № 2, по-видимому, связано с тем, что аморфный флуралит с частицами, близкими по форме к сферическим и размерами менее 1 мкм, содержит низкомолекулярную фракцию в большем количестве, и, по сути, в данных композициях, играет роль пластификатора.

При использовании бинарной смеси фторопластов происходит существенное упрочнение материала, при этом сохраняются его эластические свойства. Практически для всех композиций показатель ОДС несколько ухудшается. Исключение составляет образец № 2 при 300 С.

В процессе старения при 300 С в течении 70 часов все композиции сохранили высокий уровень прочностных характеристик.

Таким образом, благодаря сочетанию синтеза высокомолекулярного эластомера и использованию нового фторопласта «флуралита», как индивидуально, так и в смеси с другим фторопластом, нам удалось получить новые уникальные высокопрочные термостойкие эластомерные композиционные материалы.

Список литературы 1. Нудельман, З.Н. Фторкаучуки. / З.Н. Нудельман. М.: ООО «ПИФ РИАС», 2007. – 384 с.

2. Губанов В.А., Волкова М.А., Цыпкина И.М., Акопян Л.А., Злобина М.А., Мордвинцева Т.Л. // В сб. тез. докладов междунар. конф. «Каучук и резина JR C 04 P.», Москва, 1–4 июня, 2004. – С. 84–85.

3. Губанов В.А., Волкова М.А., Цыпкина И.М., Кормер В.Л. // В сб. тезис. докладов 1-ой Всероссийской конф. «Каучук и резина», Москва, 26 февраля 2002. – С. 123.

4. Цыпкина И.М., Рамш А.С., Волкова М.А., Баранец И.В., Курлянд С.К., Губанов В.А. // В сб. тез. докладов 2-ой Всероссийской научно-технич. конф. «Каучук и резина – 2010», Москва, 19–22 апреля 2010. – С. 64–66.

5. Цыпкина И.М., Волкова М.А., Гришин М.В., Терехов А.С., Губанов В.А // В сб. тез. докладов 2-ой Всероссийской научно-технич. конф. «Каучук и резина – 2010», Москва, 19–22 апреля 2010. – С. 211–212.

6. Морозов Ю.А., Резниченко С.В. Каучук и резина – 2011. – № 4. – С. 42–45.

A new composite materials based on perfluorinated rubber and Teflon with high strength characteristics were obtained. High performance mechanical properties remain after aging at 300 C.

УДК 621. Ф.А. Шумилов, А.П. Возняковский (ФГУП «Научно-исследовательский институт синтетического каучука имени академика С.В. Лебедева») СУСПЕНЗИИ ДЕТОНАЦИОННЫХ НАНОАЛМАЗОВ. ВЛИЯНИЕ ПОЛЯ УЛЬТРАЗВУКА* Продемонстрировано, что параметры кривых полидисперсности детонационных наноалмазов (ДНА) в водной среде находятся в зависимости от времени воздействия поля ультразвука (УЗ).

Суспензии наноразмерных частиц все шире используются в различных областях науки и техники. В частности, значительное внимание уделяется водным суспензиям детонационных наноалмазов (ДНА).

Исходные порошки ДНА, как правило, находятся в субмикронном интервале размеров. В этой связи, для получения высокодисперсных суспензий в большинстве случаев применяют наложение поля УЗ. Необходимо подчеркнуть важность получения частиц ДНА в заранее заданном интервале размеров, особенно, при применении ДНА в медицине или биологии. Например, в методе «dragdelivery», биологически активные радикалы прививаются к наночастицам, которые, собственно, и доставляют необходимое лекарство непосредственно к проблемному органу. Соответственно, наличие частиц большого размера может привести к закупорке сосуда.

Следует отметить, что наложение поля УЗ с одной стороны, приводит к дезагрегации и формированию новой поверхности частиц ДНА. С другой стороны, поле УЗ может инициировать процессы коагуляции, которые приводит к образованию больших агрегатов[1]. Собственно и сам процесс фукционализации поверхности частиц ДНА в рамках метода «dragdelivery» может привести к изменению структуры суспензии.

Как ранее показано в работе [2], прививка гидрофобного радикала разрушает водородные связи, стабилизирующие агрегаты ДНА, что открывает ранее стерически недоступные функциональные группы.

Схематически этот процесс показан на рис. 1. Из вышесказанного можно сделать вывод, что влияние поля УЗ влияет неоднозначно на структуру суспензии ДНА, что делает необходимым более тщательно рассмотреть процессы формирования высокодисперсных суспензий ДНА.

Целью данной работы было изучение влияния времени озвучивания на структуру суспензий ДНА.

Эксперимент. Структуру суспензий изучали методом динамического светорассеяния. ДНА марки АСУД 95 получены в Институте сверхтвердых материалов (Украина). Получали кривые полидисперсности как среднечисленного, так и среднемассового распределения.

Результаты и их обсуждение. Следует учитывать, что при наложении поля УЗ изменяется не только дисперсность агрегатов ДНА, но и структура дисперсионной среды. Таким образом, существует вероятность, что регистрируемая дисперсность агрегатов ДНА, тесно коррелирующая со структурой дисперсионной среды, будет зависеть от времени озвучивания.

Полученные кривые полидисперсности в зависимости от времени озвучивания представлены на рисунке 2.

Как можно заключить из анализа данных рисунка 2, форма кривой среднечисленного распределения практически от времени озвучивания не зависит.

* Работа выполнялась при поддержке Г.К. № 16.513.11.3098.

Рис. 1. Механизм распада кластера ДНА 15 мин 10 мин 5 мин 2 мин Рис. 2. Среднечисленное распределение в зависимости от времени воздействия поля ультразвука По-видимому, с этим связано то, что на влияние времени наложения поля УЗ специально не исследуют.

Однако для более строгой характеристики суспензий необходимо рассматривать взаимосвязь среднечисленного и среднемассового распределения.

Данные по среднемассовому распределению ДНА в зависимости от времени озвучивания приведены на рисунке 3. Здесь можно заметить 2 пика. Такое (бимодальное) распределение, безусловно, определяет состав суспензии намного точнее, чем только численные характеристики.

15 мин 10 мин 5 мин 2 мин Рис. 3. Изменение массового распределения при разных временах воздействия поля УЗ Можем отметить качественные изменения массовой доли в зависимости от времени озвучивания, такие как уменьшение второго пика и смещение в сторону малых размеров (от 2 к 5 мин.). При 10 минутах повторное возникновение второго пика. При 15 минутах мы можем снова наблюдать изменение распределения.

Необходимо заметить, после снятия поля УЗ происходит релаксация разбитых частиц в более большие, и кривая распределения дисперсности сместится в направлении низкодисперсной компоненты.

Для обобщения данных на рисунке 4 мы можем пронаблюдать, как изменяется массовая доля высокодисперсной компоненты в зависимости от времени озвучивания на содержание частиц нанодисперсного диапазона. В качестве верхней границы наноразмеров выбрано значение 300 нм.

Так как влияние поля УЗ связанно с процессами, происходящими в системе под влиянием формирования и схлопывания, инициируемых кавитационных пузырьков, то УЗ влияет как на дисперсную среду, так и на дисперсную фазу, из чего следует вывод, что структура зависит от времени озвучивания.

Формирование данных суспензий часто предполагает клатратный механизм внедрения (рис. 5), который мы и предполагали как основной в проводимой работе. Завися от времени озвучивания, как следствие, структура суспензии будет зависеть от мощности или частоты данного УЗ.

Рис. 4. Влияние УЗ на массовую долю и относительное число частиц высокодисперсной компоненты в зависимости от времени Рис. 5. Влияние поля УЗ на структуру суспензии с клатратным механизмом распределения Время, на которое суспензия подвергается воздействию УЗ, приводит к существенным изменениям структуры дисперсионной среды, что необходимо учитывать при использовании этого метода и получения суспензий определенных дисперсностей.

Список литературы 1. Борискина, И.П. Моделирование коагуляции частиц в звуковой волне / И.П. Борискина, С.И. Мартынов // Труды СВМО. 2005. №7, № 1.

2. Калинин, А.В. Поверхностная модификация наноалмазов детонационного синтеза перфторбутильным радикалом / А.В. Калинин // Труды 23 Симпозиума «Современная химическая физика», 24 сентября - 5 октября 2011 года, г. Туапсе / гл. ред. – Б.Р. Шуб. Москва: Парк-медия, 2011. С. Measurements of distribution Detonation nanodiamonds (DNA) in the water environment depend on the influence time of ultrasound (US) that we link with special influence US on a disperse phase, as well on disperse environment.

Секция 3. ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ УДК 677.021. А.С. Антонов, Н.Н. Папроцкая (Гродненский государственный университет имени Янки Купалы) ПРИМЕНЕНИЕ СИСТЕМНОГО ПОДХОДА ПРИ РЕШЕНИИ ОПТИМИЗАЦИОННЫХ ЗАДАЧ ОБОРУДОВАНИЯ ХИМИЧЕСКОГО ПРОИЗВОДСТВА Проведен ряд конструкторских и материаловедческих решений при оптимизации деталей узла нитераскладочного механизма перемоточной машины, используемой при производстве полиамидных нитей. Полученные решения подтверждены результатами производственных и стендовых испытаний.

Введение. Ключевой составляющей стратегии устойчивого развития государства является инновационная политика [1]. Анализ особенностей инновационного развития Гродненской области показал, что техническому развитию промышленного сектора может способствовать внедрение современных инновационных технологий, позволяющих выпускать наукоёмкую продукцию. Анализируя отраслевую структуру инновационно-активных предприятий Гродненского региона необходимо отметить, что большинство предприятий такого рода сосредоточено в машиностроении и металлообработке, в то время как удельный вес инновационно-активных предприятий химической промышленности находится на низком уровне [2].

Современное развитие химической промышленности идет по пути интенсификации производств, разработки и внедрения новых высокоэкономичных производственных процессов, схем и видов сырья, увеличения единичных мощностей оборудования и производств, создания высокопроизводительного оборудования и на его базе крупных агрегатов. Современные предприятия промышленности представляют собой сложные производства, объединённые для комплексного использования сырья и выпуска различных видов продукции. Во главу успеха развития производств химических волокон следует поставить условие непрерывного обновления технологических процессов и их аппаратурного оформления на основе новейших разработок машиностроителей и технологических «ноу-хау» [3, 4].

Ведущим предприятием, занимающимся производством полиамидных волокон и нитей в Республике Беларусь, является ПТК «Химволокно» ОАО «Гродно Азот». Для получения качественной и конкурентоспособной продукции необходимо использовать оборудование, отвечающее всем требованиям современного химического производства. С целью обеспечения бесперебойной работы оборудования требуется увеличение срока службы и надежности отдельных деталей и узлов, подвергающиеся наиболее интенсивному износу [5].

В настоящей работе рассмотрены особенности применения системного подхода при оптимизации конструкторских и материаловедческих решений деталей оборудования химического производства.

Методика исследований. В качестве объекта оптимизации использовали детали узла нитераскладочного механизма перемоточной машины DS-10 немецкой фирмы Dietze & Schell Maschinenfabrik Gmbh & co. kg.

Основные детали данного механизма выполнены из стали 40 и полиамида-6 (торговая марка – капролон).

При оптимизации деталей нитераскладочного механизма применяли системный подход, учитывающий комплексное сочетание конструкторско-технологических и материаловедческих решений с экономическими особенностями развития рынка химического оборудования.

Для оценки износостойкости деталей узла нитераскладочного механизма применяли ускоренный метод испытаний (рис. 1). Форсирование изнашивания кулачков при этом методе достигалось при увеличении частоты воздействий инерционной нагрузки при максимальном приближении условий изнашивания к реальным. Продолжительность опытов составляла 65-375 ч ускоренных испытаний, что соответствовало 260 1500 ч изнашивания кулачка в обычных условиях. Износ кулачка определялся методами микрометража и негативных оттисков, износ ролика – микрометрированием.

Производственные испытания проводили на базе ПТК «Химволокно» ОАО «Гродно Азот» при следующих режимах: скорость мотки – 1200 м/мин, частота вращения веретён – 2500 об/мин, время работы оборудования – 24 ч/сутки.

Результаты и их обсуждение. Одним из основных технологических процессов в текстильных цехах предприятий химических волокон является перемотка. Процесс перемотки нити предназначен для придания сформированным нитям комплекса полезных свойств, обеспечивающих их успешную дальнейшую переработку, и сообщения этим изделиям высоких эксплуатационных показателей. Для перемотки нитей применяют перемоточные машины разных типов и конструкций.

Производство полиамидной нити осуществляется способом формования из расплава гранулята ПА-6 на однопроцессных установках совмещенного формования, вытягивания и намотки.

Рис. 1. Кинематическая схема стенда для ускоренных испытаний: ползушка (1), кулачок (2), клиноременная передача (3), электродвигатель (4) При трехсменной работе оборудования (DS-10), под действием высоких скоростей, в металлах и сплавах деталей возникает напряженно-деформационное состояние, характеризуемое распределением механических напряжений, что приводит к быстрому износу некоторых деталей данного оборудования.

Наиболее уязвимыми местами нитераскладочных механизмов перемоточных машин DS-10 являются каретка с втулкой и поводок (рис. 2). Выход из строя этих деталей, в свою очередь, приводит в негодность более дорогостоящую деталь оборудования – кулачок (по которой передвигается поводок с роликом и каретка).

1 – поводок, 2 – втулка, 3 – каретка, 4 – рычаг Рис. 2. Детали узла нитераскладочного механизма перемоточной машины DS-10 фирмы-производителя С целью повышения износостойкости основных деталей узла нитераскладочного механизма перемоточной машины DS-10 были предложены следующие конструкторские и материаловедческие рекомендации (рис. 3): 1) конструкцию поводка сделать составной (состоящей из ролика и непосредственно поводка);

2) увеличить длину каретки;

3) заменить материал поводка и втулки на сталь Х12МФ (взамен стали 40).

1 – поводок, 2 – ролик, 3 – каретка, 4 – рычаг Рис. 3. Детали узла нитераскладочного механизма перемоточной машины DS-10 оптимизированной конструкции В рассматриваемых конструкциях нитераскладочных механизмов ползушка (ролик, каретка, поводок) получает возвратно-поступательное движение от цилиндрического пазового кулачка через ролик. Поскольку ползушка обладает определённой массой, в местах смены её хода (разворотных местах) возникает инерционная сила. Эта сила в сочетании с другими факторами обуславливает динамические (ударные) нагрузки и особенности изнашивания сопряжения «кулачок-ролик». Анализируя результаты ускоренных испытаний (табл.), можно выявить следующие особенности изнашивания кулачка и ролика. Применение ПА-6 в качестве материала для кулачка нитераскладчика возможно только при невысоких рабочих скоростях. Скорость изнашивания ролика, изготовленного из стали Х12МФ, в диапазоне исследованных скоростей и нагрузок изменяется незначительно, возрастая с их увеличением Таблица – Результаты ускоренных испытаний Скорость изнашивания, 10-4 мм/ч раскладки нити, ползушки, 10- Число двойных Вес ползушки, ходов в мин кулачка ролика Скорость кгсек2/м № опыта Масса м/сек кг средн. макс. средн. макс.

1 350 1,306 0,30 33,0 2,72 3,73 0,48 0, 2 350 1,306 0,35 35,7 0,53 3,20 – – 3 350 1,306 0,40 40,7 1,49 1,54 0,48 0, 4 350 1,306 0,45 45,8 2,04 1,54 – – 5 700 2,612 0,30 33,0 4,18 7,20 0,83 1, 6 700 2,612 0,35 35,7 10,4 28,2 0,48 1, 7 700 2,612 0,45 45,8 21,7 117 – – Результаты производственных испытаний показали, что срок службы деталей оптимизированной конструкции нитераскладочного механизма увеличился в 2 раза (рис. 4).

Рис. 4. Результаты производственных испытаний Выводы. Таким образом, применение системного подхода при оптимизации конструкторских и материаловедческих решений деталей химического оборудования позволяет повысить технический ресурс и надежность как отдельно взятых деталей, так и всего оборудования в целом, обеспечив при этом бесперебойность его работы и снизив экономические затраты на производство полиамидных нитей и волокон.

Список литературы 1. Авдейчик, О.В. Интеллектуальное обеспечение инновационной деятельности промышленных предприятий: технико экономический и методологический аспекты / О.В. Авдейчик [и др.];

под науч. ред. В.А. Струка и Л.Н. Нехорошевой. – Минск: Право и экономика, 2007. – 524 с.

2. Рабцевич, В.В. Проблемы и перспективы развития научно-технического потенциала Гродненского региона / В.В. Рабцевич, М.Е. Карпицкая, Ли Чон Ку. // Научно-инновационная политика в регионах Беларуси: материалы республиканской научно-практической конференции. – Гродно, 19–20 октября 2005 г. – Минсск: ГУ «БелИСА», 2005. – с.

3. Жмыхов, И.Н. История развития химических волокон: прошлое настоящее, будущее. К 80-летию химических волокон Беларуси / сост. И.Н. Жмыхов, Е. А. Рогова. – Могилев: МГУП, 2010. – 157 с.

4. Перепелкин, К.Е. Химические волокна: развитие производства, методы получения, свойства, перспективы:

монография / К.Е. Перепелкин. – СПб.: РИО СПГУТД, 2008. – 354 с.

5. Официальный сайт ПТК «Химволокно» ОАО «Гродно Азот» [Электрон. ресурс]. – Режим доступа: http://grodno khim.by/ – Дата доступа: 03.03.2012.

In this article proposed design and materials science solutions of improvement in the rewinder work. These obtained solutions were confirmed by the results of in-process and bench testing.

УДК 621.941.2-229.323+ Е.Т. Горячева (Гродненский государственный университет имени Янки Купалы) ОПТИМИЗАЦИЯ КОНСТРУКЦИИ ТРЕХКУЛАЧКОВОГО САМОЦЕНТРИРУЮЩЕГОСЯ ТОКАРНОГО ПАТРОНА Рассмотрена возможность оптимизации трехкулачкового самоцентрирующегося токарного патрона, выпускаемого ОАО «БелТАПАЗ», путем замены прямозубой конической передачи косозубой конической передачей.

Оптимизацию выпускаемого токарного патрона (трехкулачкового самоцентрирующегося) необходимо проводить в связи с постоянным ростом конкуренции, как среди предприятий, выпускающих токарные патроны, так и среди предприятий машиностроения, использующих технологическую оснастку данного вида.

Поскольку определенные этапы оптимизации данного токарного патрона уже проведены (замена материала приводной конической шестерни со стали 40Х на сталь 60ПП) [1], далее необходимо начать оптимизацию самой конструкции.

Оптимизация конструкции в данном случае будет заключаться в замене прямозубого зацепления на косозубое зацепление (с тангенциальными зубьями).

Данный выбор обусловлен тем, что косозубые передачи получили широкое распространение. Зубья у таких передач расположены по винтовой линии на делительном цилиндре. В отличие от прямозубой передачи в косозубой зубья входят в зацепление не сразу по всей длине, а постепенно, что значительно снижает динамические нагрузки, повышая нагрузочную способность передачи [2].

Преимущества косозубой передачи перед прямозубой:

- большая плавность работы;

- выше допускаемые окружные скорости;

- лучшая прирабатываемость (так как зубцы входят в зацепление вершиной);

- лучшая нагрузочная способность [3].

Сравнительный анализ обоих видов зацепления будем проводить в среде SolidWorks.

Сравним возникающие силы контакта в зубчатом зацеплении (рис. 1, рис. 2).

На рисунке 1 представлены результаты расчетов силы контакта в прямозубой конической передаче.

Максимальная сила контакта в момент входа в зацепление составляет 5Н.

Рис. 1. Величина силы контакта между прямозубой шестерней и спиральным диском На рисунке 2 представлены результаты расчетов силы контакта в косозубой конической передачи.

Максимальная сила контакта данного зацепления составляет 0,9 Н.

Рис. 2. Величина силы контакта между косозубой шестерней и спиральным диском По результатам исследования можно сказать, что применение косозубой передачи в конструкции токарного патрона является целесообразным. Однако следует учитывать то, что косозубая шестерня входит в зацепление со скольжением, что увеличивает силу трения и требует применения специальных средств для ее снижения.

Список литературы 1. Горячёва, Е.Т. Методы оптимизации конструкции прецизионной технологической оснастки / Е.Т. Горячёва, А.А. Скаскевич // Веснік Гродзенскага дзяржаўнага ўніверсітэта імя Янкі Купалы. Серыя 6. – 2011. – № 1 (116). – С. 77-81.

2. Основы проектирования передаточных механизмов: учебное пособие для студентов высших учебных заведений. – Оренбург: ОГУ, 2003.

3. Детали машин: учебное пособие - изд. 3-е, стереотипное. – М.: МГИУ, 2008. – 74 с.

The possibility of three-jaw self-centering optimization lathe chuck, produced by JSC "BelTAPAZ" by replacing the spur helical bevel gear bevel gear.

УДК 669.018. В.И. Гуринович, В.С. Голубев, А.И. Покровский, И.А. Романчук, В.Н. Черникович (ГНУ «Физико-технический институт НАН Беларуси») ОСОБЕННОСТИ СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ ВЫСОКОПРОЧНОГО ЧУГУНА ПРИ ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКЕ Изучены особенности структурообразования при плазменной обработке наконечников анкерных сошников сеялок, изготовленных из высокопрочного чугуна ВЧ50.

В настоящее время решение проблемы повышения надежности и долговечности невозможно только за счет применения дорогостоящих высоколегированных сталей и сплавов, и обусловлено это, в первую очередь, экономическими причинами. Зачастую гораздо более эффективно использование обычных марок углеродистых сплавов и чугунов с последующим упрочнением рабочих поверхностей изделий различными методами [1-5], в том числе с использованием низкотемпературной плазмы. В данной работе плазменное упрочнение было использовано для упрочнения наконечников анкерных сошников посевных агрегатов, изготавливаемых из чугуна марки ВЧ50.

Сошники детали зерновых рядных универсальных сеялок, предназначенные для формирования в почве бороздок для последующего высева семян на заданную глубину. В процессе погружения в почву сошники испытывают главным образом абразивный износ и, в меньшей степени, коррозионный. Для увеличения срока службы сошника необходима высокая износостойкость, причем это важно не для всей детали, а лишь для той поверхности, которая непосредственно погружается в почву.

Плазменную обработку рабочей поверхности сошника в режиме оплавления проводили на установке «Киев-4М» с модернизированным плазмотроном модели ВПР-15. При различных режимах обработки получали оплавленные слои глубиной до ~ 1 мм.

Методика исследований. В качестве материала для исследований использовали высокопрочный чугун марки ВЧ50 (ГОСТ 7293-85) следующего химического состава.

Таблица - Химический состав высокопрочного чугуна, масс. % С Si Mn Ni Mg P S 3,2-3,6 1,7-2,1 0,5-0,7 0,4-0,6 0,04-0,06 до 0,08 до 0, Образцы для металлографических и дюрометрических исследований вырезали непосредственно из сошников, подвергнутых плазменному воздействию. Размеры образцов составляли приблизительно 20х20х10 мм.

Структурные исследования проводились на металлографическом комплексе МГК-1 и световом микроскопе «Neophot», микротвердость определялась на приборе «Duramin 5», а также на приборе ПМТ-3 под нагрузкой 100 г с выдержкой 12 с. Для выявления микроструктуры использовали стандартный травитель «нитраль»:

4%-й раствор HNO3 в этиловом спирте.

Результаты экспериментов Исследование исходной структуры чугуна. Микроструктура чугуна в исходном (литом) состоянии представляла собой феррито-перлитную металлическую матрицу с включениями графита округлой формы.

Как правило, перлит располагается как вокруг графитных включений (в виде своеобразной оторочки), так и на стыках бывших аустенитных зерен. Оставшуюся часть металлической матрицы занимает феррит. Данное расположение составляющих (графит, сразу за ним перлит и только затем феррит) является обычным для модифицированных чугунов и свидетельствует об ускоренной кристаллизации отливки в результате большого переохлаждения. Очевидно, что процесс кристаллизации происходил в следующем порядке: ниже температуры эвтектического превращения непосредственно кристаллизуется аустенито-графитная эвтектика с шаровидной формой включений графита. При этой температуре исчезает жидкая фаза. Снижение температуры приводит к превращению аустенита по схеме феррит+графит. Углерод откладывается на готовых центрах кристаллизации.

По мере понижения температуры до 723 С происходит превращение оставшейся части аустенита по схеме аустенит феррит + цементит (перлит).

Дюрометрические измерения показали следующие результаты: микротвердость феррита ~ 980-1000 МПа, твердость перлита ~ 3500 МПа (36-38 HRC). В исходной структуре высокопрочного чугуна имелись и участки ледебуритной эвтектики, что свидетельствует о частичном отбеле, причем ее количество увеличивалось с уменьшением сечения изделия, ее твердость составляла ~8850 МПа(64-65 HRC).

Исследование микроструктуры чугуна после оплавления. В этом случае микроструктура представляет собой дендритные кристаллы аустенита и ледебуритную эвтектику (аустенит и цементит). При последующем быстром охлаждении первичный аустенит претерпевает закалку, превращаясь в мартенсит. Аустенит эвтектики также превращается в мартенсит и в виде мелких включений округлой формы располагается в каркасе из цементита. При этом графитных включений в структуре практически не наблюдается, очевидно, все они растворились в расплаве. Следует отметить, что по мере удаления от поверхности, размеры ячеек структурных составляющих увеличиваются, и снижается общая твердость, изменяясь от ~10080 МПа (68 HRC) до ~7000 ( HRC).

Исследование структуры переходных слоев. Ниже зоны оплавления расположены переходные области, в которых структура претерпела перекристаллизацию в твердом состоянии под действием тепла расплавленного металла. Граница раздела между зоной оплавления и описываемой переходной зоной имеет неявно выраженный характер. Четкая линия раздела отсутствует, и участки расплавленной зоны местами внедряются в переходную зону.

На границе раздела расплава с подложкой в структуре переходной зоны наблюдается мартенсит игольчатой формы, графит и области ледебуритной эвтектики. Причем области ледебуритной эвтектики представляют собой продолжение оплавленного слоя в виде скругленных зон. Эти зоны ограничивают места, где ранее располагались графитные включения, которые при нагреве успели раствориться, обогатив аустенит углеродом, а также скругленные области с частично растворенными графитными включениями (оставшимися из числа наиболее крупных). Они также внедрены в мартенсит и расположены в местах, где температуры и продолжительности выдержки было недостаточно для полного растворения включения.

Непосредственно под оплавленной поверхностью находится слой, состоящий из игольчатого мартенсита и некоторого количества остаточного аустенита. Еще ниже расположен слой, состоящий из смеси игольчатого мартенсита, бейнита и некоторого количества остаточного аустенита. Твердость игольчатого мартенсита ~ 7750-5000 МПа ( 61-48 HRC), бейнита ~ 4500-3750 МПа ( 44-39 НRC). Глубже расположена область, где превалирует перлитная основа с микротвердостью ~ 3470-3200 МПа ( 36-33 HRC) и графит.

Под границей оплавления непосредственно около графитных включений наблюдаются тонкие перлитные ободки с микротвердостью ~ 4300 МПа. Они образовались, вероятно, вследствие того, что часть растворенного при нагреве углерода при охлаждении успевает диффундировать к включению и отложиться на нем в виде графита как на готовом центре кристаллизации. Иногда за тонким перлитным ободком следует слой ледебурита, где растворенный при нагреве углерод выделяется в соответствии с метастабильной диаграммой.

Такой ободок образуется после перекристаллизации аустенита в твердом состоянии из-за частичного растворения графитного включения и повышения концентрации углерода в некотором объеме, прилегающем к данному включению.

Формирование структуры в непосредственной близости от графитных включений зависит от удаления включения от границы оплавления, что определяется температурой, до которой нагрет слой, где расположено включение, концентрацией растворенного углерода в твердом растворе вокруг него, размерами самих включений и их теплопроводностью, а также технологическими параметрами нагрева и охлаждения. Чем дальше графитное включение удалено от границы оплавления, тем меньше вероятность образования ледебуритных ободков вокруг него и большая вероятность распада аустенита по стабильной системе железо углерод с образованием феррита и графита. Если в структуре присутствуют готовые центры кристаллизации в виде графитных включений, как правило, углерод откладывается на них, а феррит образует ободки вокруг.

Структура становится перлито-графитной, а еще глубже перлито-феррито-графитной, все ближе приближаясь к исходной.

Выводы:

1. При плазменной обработке высокопрочного чугуна, характеризуемой высокими скоростями нагрева и охлаждения, образуется несколько зон с различными структурами. Можно выделить зоны оплавления, термического влияния, а также переходные зоны, представляющие сочетание смежных структур.

2. Быстрая кристаллизация расплава приводит к измельчению структурных составляющих, что обеспечивает повышенную твердость (~ до 60-68 HRC) без образования трещин.

3. Дополнительным фактором повышения эксплуатационных характеристик также является перекристаллизация пересыщенного твердого раствора аустенита, нагретого выше температуры Ас1 (в зоне термического влияния при плазменной обработке), что увеличивает глубину упрочненного слоя.

Список литературы.

1. Плазменное поверхностное упрочнение / Л.К. Лещинский [и др.]. Киев: Техника, 1990. 109 с.

2. Григорьянц, А.Г. Технологические процессы лазерной обработки / А.Г. Григорьянц, И.Н. Шиганов, А.И. Мисюров;

под общ. ред. А.Г. Григорьянца. М.:Изд-во МГТУ имени Н.Э. Баумана, 2008. 664 с.

3. Астапчик, С.А. Лазерные технологии в машиностроении и металлообработке. / С.А. Астапчик, В.С. Голубев, А.Г. Маклаков. Минск: Изд. «Беларус. навука», 2008. 252 с.

4. Орлович, А.В. Поверхностное упрочнение чугуна электродуговой плазмой / А.В. Орлович, А.С. Трытек, В.В.

Шевеля. Киев: Хмельницкий, 2008. 108 с.

5. Покровский, А.И. Горячая пластическая деформация чугуна: структура, свойства, технологические основы / А.И. Покровский. Минск: Изд. «Беларус. навука», 2010. 256 с.

Studied characteristics of structure formation in plasma balls anchor coulters planters made from high-strength ВЧ 50.

УДК 536.248.2:532.529. В.П. Данько, А.В. Дорошенко (Донецкий национальный университет экономики и торговли имени Михаила Туган-Барановского, Одесская государственная академия холода) ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛОМАСООБМЕННЫХ АППАРАТОВ С ПОДВИЖНОЙ НАСАДКОЙ ДЛЯ ОСУШИТЕЛЬНО-ИСПАРИТЕЛЬНЫХ СОЛНЕЧНЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ СИСТЕМ Разработаны схемные решения комбинированных солнечных систем теплохладоснабжения и кондиционирования воздуха, основанные на открытом абсорбционном цикле с использованием разработанных новых типов воздушных и водных солнечных коллекторов.

В последние годы в мировой солнечной энергетике отмечается высокий интерес к разработке солнечных холодильных систем СХС [1-3, 5]. Испарительное охлаждение газов и жидкостей эффективно при сравнительно невысоком влагосодержании наружного воздуха x г 12 – 12,5 г/кг, то есть в условиях сухого и жаркого xг климата. В случае, когда 12,5 г/кг в качестве перспективного решения целесообразно использовать осушительно-испарительный принцип организации работы охладителя, основанный на предварительном осушении воздушного потока.

Для создания нового поколения солнечных холодильных систем СХС перспективно использование абсорбционного цикла открытого типа с непрямой регенерацией абсорбента, заключающегося в предварительном осушении воздуха и последующем его использовании для испарительного охлаждения воды.

Разработаны новые схемные решения для альтернативных (солнечных) систем СХС, в которых реализуется процесс испарительного охлаждения воды в градирне, подаваемой в систему водо-воздушных теплообменников, расположенных непосредственно в кондиционируемом помещении, либо охлаждаемом объекте.

Разработаны принципы конструирования тепломасообменной аппаратуры для альтернативных систем (абсорбера-осушителя АПН, десорбера-регенератора ДПН и испарительных охладителей воды ГПН) с использованием подвижной псевдоожиженной насадки ПН и созданы базовые варианты таких тепломасообменных аппаратов в одно и многоярусным расположением подвижной насадки на опорно распределительных решетках ОПР, выполненных в виде теплообменников с каналами регулярной (упорядоченной) структуры. Следует отметить, что при работе открытых систем и, особенно, при использовании растворов абсорбентов, вопрос об устойчивости работы тепломасообменной аппаратуры СХС в осушительном и охладительном контурах приобретает принципиальное и определяющее значение. В этой части исследования использованы теоретические и экспериментальны результаты работ, ранее выполненных в ОГАХ при создании вентиляторных градирен и воздухоохладителей с подвижной насадкой, а также практический опыт эксплуатации таких ТМА практически на всей территории бывшего СССР [4].

Для солнечной системы, обеспечивающей работу десорбера-регенератора ДПН, разработаны принципы конструирования метало-полимерных жидкостных солнечных коллекторов СК/М-П на основе теплоприемника из многоканальной тонкостенной алюминиевой плиты и прозрачным покрытием из многоканальной тонкостенной плиты полимера (поликарбоната) в вариантах с одним и двумя прозрачными покрытиями ПП. В качестве экспериментального метода изучения рабочих характеристик разработанных СК был принят метод прямых сравнительных испытаний, при котором сравниваются характеристики двух вариантов СК с последующим сопоставлением результатов по тестовым международным методикам (DIN V 4757-3).

Разработанное экспериментальное оборудование позволяло проводить натурные испытания с учетом изменяющейся интенсивности солнечного излучения, и климатических параметров – температуры, облачности и ветронагрузки, а также прямые сравнительные испытания в летний и осенне-весенний периоды года.

Выполнен предварительный расчетный анализ характеристик СХС в широком диапазоне изменяющихся начальных условий, подтвердивший возможность создания таких систем и их высокие характеристики.

Выводы:

1. Испарительное охлаждение газов и жидкостей эффективно при влагосодержании наружного воздуха Хг 12 – 12,5 г/кг, то есть в условиях сухого и жаркого климата;

в случае, когда Хг 12,5 г/кг в качестве перспективного решения целесообразно использовать осушительно-испарительный принцип организации работы охладителя, основанный на предварительном осушении воздушного потока;

показано, что для создания нового поколения солнечных холодильных систем СХС перспективно использование абсорбционного цикла открытого типа с непрямой регенерацией абсорбента, заключающегося в предварительном осушении воздуха и последующем его использовании для испарительного охлаждения воды;

2. Разработаны новые схемные решения для альтернативных (солнечных) систем СХС, в которых реализуется процесс испарительного охлаждения воды, в градирне;

разработаны схемные решения для получения охлажденной воды, подаваемой в систему водо-воздушных теплообменников, расположенных непосредственно в кондиционируемом помещении;

3. Разработаны принципы конструирования тепломасообменной аппаратуры для альтернативных систем (абсорбера-осушителя АПН, десорбера-регенератора ДПН и испарительных охладителей воды ГПН) с использованием подвижной псевдоожиженной насадки ПН;

созданы базовые варианты таких тепломасообменных аппаратов в одно и многоярусным расположением подвижной насадки на опорно распределительных решетках ОПР, выполненных в виде теплообменников с каналами регулярной (упорядоченной) структуры;

4. Разработаны принципы конструирования метало-полимерных жидкостных солнечных коллекторов СК/М-П на основе теплоприемника из многоканальной тонкостенной алюминиевой плиты и прозрачным покрытием из многоканальной тонкостенной плиты полимера (поликарбоната) в вариантах с одним и двумя прозрачными покрытиями ПП;

в качестве экспериментального метода изучения рабочих характеристик разработанных СК был принят метод прямых сравнительных испытаний, при котором сравниваются характеристики двух вариантов СК с последующим сопоставлением результатов по тестовым международным методикам (DIN V 4757-3);


разработанное экспериментальное оборудование позволяло проводить натурные испытания с учетом изменяющейся интенсивности солнечного излучения, и климатических параметров – температуры, облачности и ветронагрузки, а также прямые сравнительные испытания в летний и осенне весенний периоды года.

Список литературы 1. Горин, А.Н. Альтернативные холодильные системы и системы кондиционирования воздуха. 2-е изд., перераб. и доп.

А.Н. Горин, А.В. Дорошенко;

– Донецк: Норд-Пресс, 2007. – 362 с.

2. Горин, А.Н. Солнечная энергетика. (Теория, разработка, практика). / А.Н. Горин, А.В. Дорошенко. – Донецк: Норд Пресс, 2008. 374 с.

3. Alternative Refrigerating, Heat-Pumping and Air-Conditioning Systems on the Basis of the Open Absorption Cycle and Solar Energy. / V.Alexander - USA. Nova Science Publishers, Inc., 2009. 210 р.

4. Дорошенко, А. Компактная тепломассообменная аппаратура для холодильной техники (теория, расчет, инженерная практика): дис. … д-ра техн.наук: 05.04.03;

05.18.12 / А.В. Дорошенко;

Одесский ин-т низкотемпературной техники и энергетики. Т. 2. Приложения. О., 1992. — 196 л.

5. Koltun, Р. Life Cycle Assessment of a Conventional and Alternantive Air-Conditioning Systems. / P. Koltun [et.al.] // 21h International Congress of Refrigeration IIR/IIF, Washington, D.C, ICR0140, 2003. P. 45-57.

Designed supposed layout of combined solar heat and cooling systems and air conditioning that are based on an open absorption cycle using the developed new types of air and water solar collectors.

УДК 621. О.Г. Девойно, А.С. Лапковский, П.В. Веремей, Н.И. Луцко (Белорусский национальный технический университет) ОПТИМИЗАЦИЯ СХЕМ ЛАЗЕРНОЙ ЗАКАЛКИ ДЛИННОМЕРНЫХ ДЕТАЛЕЙ Рассмотрен процесс оптимизации лазерной закалки с использованием современных САПР. Анализируются результаты моделирования, даются рекомендации по применению схем закалки.

Длинномерные детали, используемые в промышленности, такие как матрицы листогибочных станков, для увеличения срока службы требуют упрочнения. Наиболее подходящим методом упрочнения является лазерная поверхностная закалка. Однако из-за коробления в процессе закалки следует уделять особое внимание схеме наложения дорожек упрочнения для сведения к минимуму тепловых деформаций.

В данной работе рассмотрен процесс оптимизации схем лазерной закалки длинномерных деталей на примере матрицы листогибочного станка.

Для моделирования и оптимизации процесса по критерию минимальных остаточных деформаций изделия применялась программа WeldPlanner (ESI Group), предназначенная для моделирования процесса сварки и позволяющая определить величину напряжений и деформаций. В качестве варьируемых параметров выступали:

порядок наложения дорожек (от 1 до 9), схемы обработки (вся дорожка целиком или половина, например, 2(ск1) означает 2-я дорожка, от середины до одного края). Порядок наложения дорожек показан на рисунке 1.

Рис. 1. a) порядок наложения дорожек и схемы закрепления, б) «шахматная» таблица задания последовательности наложения дорожек Таблица 1 – Влияние порядка и схемы наложения дорожек на дефформации изделия Деформации по X Деформации по Y Деформации по Z Общие № Последовательность наложения деформа п/п дорожек min max min max min max ции 1 1-5-2-6-8-4-7-3 -0,028 0,022 -0,014 0,162 -0,074 0,073 0, 2 1-2-5-6-8-7-4-3 -0,028 0,022 -0,014 0,163 -0,074 0,073 0, 3 2(ск1)-2(ск2)-1(ск1)-1(ск2)-6-5-3-8-4-7 -0,027 0,025 -0,015 0,157 -0,074 0,073 0, 4 3-4-8-7-2-1-6-5 -0,028 0,022 -0,014 0,161 -0,074 0,073 0, 5 (1+2)-(5+6)-(3+4)-(7+8) -0,028 0,023 -0,014 0,152 -0,073 0,072 0, 6 2(ск1)-6-5-1(ск1)-3-4-2(ск2)-8-7-1(ск2) -0,027 0,024 -0,015 0,157 -0,074 0,073 0, 7 Одновременно -0,027 0,025 -0,015 0,094 -0,049 0,049 0, 8 2(ск1)-2(ск2)-1(ск1)-1(ск2)-6-5-3-8-4-7-9 -0,075 0,067 -0,1 0,022 -0,133 0,133 0, 9 1-5-2-6-8-4-7-3-9(4дорожки по 0,125l) -0,038 0,049 -0,049 0,033 -0,075 0,073 0, При моделировании варьировался не только порядок наложения дорожек, но и осуществлялось изменение их направления и разбиение на участки (0,125l) с целью «запутывания» напряжений. В зависимости от порядка наложения дорожек оценивались суммарные деформации (таблица 1).

Опыты 1-6 показывают, что порядок и схема наложения дорожек не влияют в значительной степени на остаточные деформации (=0,01мм/м). В опыте 7 было смоделировано одновременное наложение всех дорожек, что позволило в значительной степени снизить деформации, однако технически реализовать данную схему обработки не представляется возможным.

При дальнейшем моделировании применялись схемы с наложением компенсирующих дорожек на нерабочих поверхностях матрицы (опыты 8 и 9). Схема обработки, позволившая добиться минимального уровня деформаций (опыт 9), представлена на рисунке 2.

Рис. 2. Схема наложения дорожек с наименьшими суммарными деформациями Применение данной схемы обработки позволило уменьшить общий уровень остаточных деформаций в раза в сравнении со схемами оброботки без компенсирующих дорожек. Уровни деформаций представлены на рисунке 3.

Рис. 3. Остаточные деформации при оптимизированной схеме обработки Достигнутый уровень остаточных деформаций при данной схеме обработки (опыт 9, таблица 1) составляет 0,081 мм/м, что удовлетворяет техническим требованиям, предъявляемым к матрицам гибочных станков.

Выводы:

1. Порядок наложения дорожек практически не влияет на деформации листогибочной матрицы (разброс общих деформаций составил =0,01 мм/м).

2. Общий уровень остаточных деформаций снижается в 2 раза при введении компенсирующих дорожек на нерабочих поверхностях матрицы.

Optimization processes of laser surface hardening are analyses. The influence of processing parameters of laser surface hardening is examine on distribution of residual strain in hardening tracks.

УДК 621.791. О.Г. Девойно, А.С. Лапковский, А.А. Ковальчук, Н.И. Луцко (Белорусский национальный технический университет) КОМБИНИРОВАННЫЕ И ГИБРИДНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ЛАЗЕРНОЙ СВАРКИ Представлен обзор методов комбинированной и гибридной лазерной сварки: двулучевая сварка, лазерная+дуговая, лазерная+плазменная и т.д.

К основным преимуществам лазерной сварки относят [1]: высокие скорости сварки;

высокие плотности мощности лазерного излучения, что позволяет добиться локальности воздействия и минимизировать тепловой вклад;

низкие тепловые деформации;

возможность сварки разнородных материалов;

выполнение сварки в труднодоступных местах, при любых пространственных положениях шва;

относительная простота переналадки комплексов лазерной обработки для обработки другой номенклатуры деталей.

В последние годы лазерная сварка стала более часто применяться на промышленных предприятиях. Это связанно с появлением мощных твердотельных лазеров. Эти источники характеризуются высоким КПД 20-30 %, небольшим размером, высоким сроком службы, стабильной мощностью, возможность фокусировки в пятно малого диаметра, высоким качеством излучения и простотой транспортировки излучения благодаря использованию оптоволокна [2].

Однако лазерная сварка не лишена недостатков, наиболее существенными из них являются: высокая стоимость оборудования;

сложность устройства лазерной техники, требующая высокого уровня подготовки персонала;

высокие требования к подготовке кромок, зазор не должен превышать 0,3 мм;

высокая твердость шва;

высокая вероятность появления экранирующей плазмы, требующая применения еще более мощных источников излучения.

Процессы лазерной сварки постоянно развиваются. Данный сектор в настоящее время показывает ежегодный объемный прирост в 9%. Постоянно повышающийся спрос определен возможностью обработки с помощью этого оборудования самых различных материалов, а также простотой и удобством его встраивания в автоматические линии и гибкие производственные системы [3].

Новым этапом в развитии процессов лазерной сварки является применение процессов двухлучевой обработки, а также гибридных процессов: лазерно-дуговая сварка, лазерно-плазменная и т.д.

Суть процесса двухлучевой лазерной сварки заключается в подаче излучения двух источников в одну сварочную ванну. Все виды двухлучевой сварки можно разделить на три группы [4]:

1. обработка двумя источниками с разной длинной волны, применяется например, при сварке алюминия для удаления окисной пленки;

2. разделение лазерного луча от одного источника посредством применения специальных «split» систем зеркал, что позволяет стабилизировать процесс сварки и управлять формой ванны;

3. обработка двумя источниками с разной длинной волны, с целью повышения производительности и качества сварного соединения.

Различают три схемы обработки при двухлучевой сварке (Рисунок 1): суперпозиционная, последовательная, параллельная.

а – суперпозиционная;

б – последовательная;

в – параллельная.

Рис. 1. Схемы лазерной двухлучевой обработки [1] Последовательная схема позволяет получить более глубокий и узкий шов в сравнении с параллельной схемой. На протекание процесса значительное влияние оказывает не только схема обработки, но и расстояние между лучами, оптимизация этого параметра позволяет существенно повысить скорость сварки и избежать появления дефектов. Последовательную схему применяют при высоких скоростях сварки для устранения гидродинамической нестабильности ванны, ведшей к образованию несплошностей и наплывов. Лазерную сварку двумя параллельными лучами используют для уменьшения порообразования, устранения прожогов, соединения разнотолщинных деталей [1]. Различие форм шва при параллельной и последовательной схемах обработки представлено на рисунке 2.

Рис. 2. Форма шва при различных схемах обработки [5] Сущность гибридных процессов сварки заключается в совместном применении разных по природе сварочных источников энергии. Классификация сварочных процессов и возможности образования гибридного процесса с лазерной сваркой представлена на рисунке 3.


Рис. 3. Наиболее распространённые способы сварки плавлением Говоря о лазерной гибридной сварке, наиболее часто подразумевают лазерно-дуговой процесс.

Лазерно-дуговая сварка позволяет объединить достоинства и скомпенсировать недостатки составных процессов (рисунок 4). При лазерно-дуговой сварке формируется большое количества расплава в сравнение с лазерной сваркой, что позволяет применять пониженные требования к подготовки кромок (допустимая, величина зазора возрастает до 3 раз);

применение недорогих дуговых источников дает возможность применять лазерные источники пониженной мощности, что позволяет существенно снизить стоимость комплексов гибридной сварки при сохранении качественных характеристик шва;

большая глубина проплавление при малом тепловом вкладе позволяет снизить остаточные деформации.

Рис. 4. Преимущества объединения процессов [6] На рисунке 5 представлены схемы гибридной обработки TIG/MIG. На схемах видно, что парогазовый канал образуется в сварочной ванне в месте воздействия лазерного излучения большой плотности мощности, одновременно с ним «загорается» факел плазмы, происходит выброс паров и мелких частиц.

При лазерно-дуговой сварке одинаково успешно используются сварка плавящимся и неплавящемся электродом. Критерием выбора является необходимость введения присадочного материала. Если такая необходимость присутствует, следует применять плавящийся электрод, в противном случае предпочтительно применение неплавящегося электрода.

а – TIG;

б – MIG Рис. 5. Схемы процессов гибридной сварки [6] Развитием процесса гибридной лазерной-TIG сварки привело появление к появлению лазерно плазменных процессов. Это способ сварки, при котором формирование сварочной ванны происходит при одновременном действии луча лазера и плазменной струи. Такая комбинация воздействий приводит к улучшению пространственной стабилизации пятна дуги на поверхности металла и повышению устойчивости ее горения при малых токах и больших скоростях перемещения. Одновременно происходящий нагрев металла плазмой приводит к локальному повышению температуры в зоне нагрева и, как следствие, изменению оптических свойств поверхности и соответственно к увеличению коэффициента поглощения лазерного излучения. В итоге эффективность лазерной сварки возрастает, что особенно важно при использовании лазеров небольшой мощности. Все это позволяет, с одной стороны увеличить скорость и стабильность плазменной сварки, а с другой – повысить эффективность и снизить себестоимость лазерной сварки [1].

Проведенный обзор технологий лазерной сварки позволяет предположить, технологии гибридной лазерной сварки имеют перспективу внедрения в ряде областей промышленности. Ввиду этого проведение дальнейших исследований, совершенствование технологии и оборудования гибридной сварки является важной задачей.

Список литературы 1. Григорьянц, А.Г Технологические процессы лазерной обработки: учеб. пособие для вузов / А.Г. Григорьянц, И.Н. Шиганов, А.И. Мисюров ;

под ред. А.Г. Григорьянца. – М.: МГТУ имени Н.Э. Баумана, 2006. – 667 с.

2. Hernaґndez-Castanedan, J.C. The effect of moisture content in bre laser cutting of pinewood / J.C. Hernaґndez-Castanedan, H.K. Sezer, Lin Li // Optics and Lasers in Engineering. – 2011. – Vol.49. – P.1139–1152.

3. Рынок сварочного оборудования // www.mirprom.ru [Электронный ресурс]. – 2009. – Режим доступа:

http://mirprom.ru/Pubs.aspx?id=273. – Дата доступа: 29.02.2012.

4. Грязев, Н.В. Разработка способа двухлучевой лазерной сварки конструкционных низколегированных трубных сталей: дис. … канд. техн. наук: 05.02.10 / Н.В. Грязев. – Москва, 2011. – 132 л.

5. LIA Handbook of Laser Materials Processing/ J.F.Ready [et al.];

Orlando: Laser Institute of America, 2001. – 704 p.

6. Hybrid laser-arc welding/ F.Olsen [et al.];

Cambridge: Woodhead Publishing, 2009. – 323 р.

This paper presents review of hybrid laser welding technologies, such as dual beam laser welding, hybrid laser arc welding (HLAW), hybrid laser plasma welding, etc.

УДК 621.791. О.Г. Девойно, Н.И. Луцко, А.А. Ковальчук, А.С. Лапковский, В.Ю. Наскевич (Белорусский национальный технический университет) ИЗМЕНЕНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ В СПЛАВЕ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ ЛАЗЕРНОЙ НАПЛАВКИ Анализируются современные методы быстрого прототипирования и место лазерной наплавки в этих методах.

Рассматривается влияние режимов лазерной наплавки на распределение элементов в наплавленных валиках из самофлюсующегося сплава на основе никеля.

Известно, что одной из проблем современного производства является достаточно большое время, необходимое для разработки технологии и получения готовой продукции [1]. Так как на производстве лимитирующим временем для многих изделий является время, требующееся для конструирования и изготовления литейных форм и штампов всех типов, в последние годы получили развитие методы так называемого быстрого прототипирования (rapid prototyping – RP). Эти методы основаны на создании объемной цифровой модели нового продукта непосредственно из базы данных CAD с учетом необходимой макро- и микроструктуры и дальнейшем послойном построении детали на специальных многокоординатных машинах с точным воспроизведением компьютерной модели [2]. Технологии direct metal deposition (DMD), light engineered net shaping (LENS), direct light fabrication (DLF) и др. уже в нестоящее время позволяют осуществлять изготовление деталей и штампов со свойствами, эквивалентными свойствам получаемым при пластической деформации в рамках одной производственной операции [3-5].

Во всех упомянутых технологиях для непосредственного построения металлической детали используется метод лазерной наплавки. Лазерная наплавка – это технология создания покрытий, включающая нанесение материалов разной природы путем подачи порошка при помощи транспортирующего газа в ванну расплава, образуемую на поверхности основы лазерным лучом [6, 7].

Состав покрытия, образуемого при лазерной наплавке особенно важен для исследования, так как для придания покрытиям высоких физико-механических характеристик для наплавки используются многокомпонентные материалы, имеющие сложный состав, который в процессе наплавки претерпевает серьезные изменения При проведении исследований луч газового CO2-лазера непрерывного действия через систему поворотных зеркал и линзу направлялся на поверхность образца, установленного на столе координатной системы с числовым программным управлением Фокус потока порошка, подаваемого по наклонным каналам коаксиального сопла, совпадал с фокусом лазерного излучения. Лазерная наплавка производилась при мощности излучения лазера 1000 Вт, величина подачи порошка составляла 12 г/мин, скорость наплавки варьировалась от 40 до 120 мм/мин. Дистанция наплавки, определяющая положение фокуса лазерного луча относительно поверхности образца, изменялась от 10 до 14 мм. Для каждого случая наносились единичные валики. Наплавка выполнялась на образцы изготовленные из стали 45. В качестве наплавочного материала использовался порошок самофлюсующегося сплава на основе никеля – ПГ-10Н-01, с грануляцией 20-80 мкм.

Распределение элементов определяли на поперечных шлифах валиков с помощью рентгеновской дифракционной системы SmartLab RIGAKU (X-ray diffraction system), а снимки микроструктур делали на металлографическом микроскопе с видеофиксацией МИКРО 200. Исследовавшиеся на каждом шлифе валика наплавки зоны приведены на рисунке 1.

Рис. 1. Зоны, исследовавшиеся на шлифах валиков при определении распределения элементов Как видно из приведенных результатов исследований (рисунки 2-6), наибольшее содержание никеля (рисунок 2), хрома (рисунок 3) и кремния (рисунок 4) в покрытии наблюдается при дистанции наплавки L = мм (расфокусированный луч, фокус над поверхностью основы) для всех исследованных зон валиков, т.е. в случае, когда имеет место минимальный переплав основы. Наименьшее содержание никеля, хрома и кремния в покрытии имеет место при дистанции наплавки L = 12 мм (фокус на поверхности основы), также для всех зон валиков, что может свидетельствовать о переплаве поверхности основы, когда часть этих элементов из покрытия переходит в последнюю. С увеличением скорости наплавки наблюдается уменьшение содержания никеля, хрома и кремния в покрытии, хотя следовало бы ожидать уменьшения степени переплава основы и выноса указанных элементов из покрытия. Наиболее вероятно, определяющую роль в этом случае играет эффект экранирования покрытия испарениями, возникающими при расплавлении частиц порошка в зоне воздействия лазерного излучения [7, 8]. При малой скорости сканирования испарение более интенсивное, экранирование достаточно сильное, никель, хром и кремний меньше переходят в основу. При большой скорости сканирования испарение сильно уменьшается, экранирование незначительное, указанные элементы интенсивно переходят в основу.

В процессе наплавки имеет место ожелезнение материала получаемого покрытия. При этом содержание железа в покрытии (рисунок 5) для всех зон валиков минимально при дистанции L = 14 мм, что хорошо согласуется с наименьшим переплавом основы в этом случае. Наибольшее же содержание железа в покрытии наблюдается при дистанции L = 12 мм, т.е. когда происходит наибольший переплав основы и взаимное перемешивание покрытия с основой. С увеличением скорости наплавки содержание железа в покрытии увеличивается во всех случаях, хотя из-за уменьшения вводимой энергии можно было бы ожидать обратного.

Здесь опять же сказывается эффект экранирования излучения аэрозолями материала покрытия.

Сравнивая зависимости содержания элементов в покрытии от технологических режимов лазерной наплавки в различных зонах валиков можно отметить, что какие-либо существенные отличия между ними отсутствуют.

Из этого факта можно заключить, что скорее всего температура в валике из-за его сопоставимости по размеру с диаметром лазерного пятна распределяется достаточно равномерно по его объему и эффект перемешивания протекает в разных зонах идентично.

80, 70, 60, Ni, % вес.

50,00 L=10 мм 40,00 L=12 мм L=14 мм 30, 20, 10, 0, 40 60 80 100 V, мм/мин Рис. 2. Содержание никеля, % вес. в зоне 1 (покрытие) при различных скоростях V и дистанциях L наплавки 25, 20, Cr, % вес.

L=10 мм 15, L=12 мм 10,00 L=14 мм 5, 0, 40 60 80 100 V, мм/мин Рис. 3. Содержание хрома, % вес. в зоне 1 (покрытие) при различных скоростях V и дистанциях L наплавки 3, 2, 2, Si, % вес.

L=10 мм 1,50 L= 12 мм L=14 мм 1, 0, 0, 40 60 80 100 V, мм/мин Рис. 4. Содержание кремния, % вес. в зоне 1 (покрытие) при различных скоростях V и дистанциях L наплавки 90, 80, 70, 60, Fe, % вес.

L=10 мм 50, L=12 мм 40, L=14 мм 30, 20, 10, 0, 40 60 80 100 V, мм/мин.

Рис. 5. Содержание железа, % вес. в зоне 1 (покрытие) при различных скоростях V и дистанциях L наплавки Таким образом, полученные результаты показывают следующее:

- В валиках, полученных методом лазерной наплавки самофлюсующегося сплава на основе никеля – ПГ-10Н-01, морфология структуры во всех исследованных зонах имеет сходный характер, что подтверждает наличие сильного перемешивания жидкой ванны расплава.

- Наблюдается четкая зависимость распределения элементов в покрытии от режимов лазерной наплавки.

- С увеличением скорости наплавки содержание никеля, хрома и кремния в покрытии уменьшается, а содержание железа увеличивается. При этом обнаруживается сильное влияние эффекта экранирования покрытия испарениями, возникающими при расплавлении частиц порошка в зоне воздействия лазерного излучения. Это приводит к тому, что при малой скорости наплавки, когда испарение более интенсивное, никель, хром и кремний меньше переходят в основу, а железо меньше проникает в покрытие. При большой скорости наплавки, когда испарение значительно уменьшается, наблюдается противоположный эффект.

- Наибольший перенос элементов из основы в покрытие и наоборот, из покрытия в основу, наблюдается при дистанции наплавки 12 мм, когда фокус лазерного луча находится на поверхности основы, а наименьший – при дистанции наплавки 14 мм, когда фокус находится над поверхностью основы.

- Все установленные закономерности одинаково действуют во всех исследованных зонах валиков, что свидетельствует о равномерном распределении температуры по сечению валика полученного лазерной наплавкой и одинаковых процессах перемешивания, протекающих во всех зонах валиков.

Список литературы 1. Mazumder, J. Designed materials: what and how / J. Mazumder [et al.] // Proceedings of the SPIE 4831. 2003. Р. 505 516.

2. Wohlers, T. Wohlers Report – Rapid Prototyping, Tooling & Manufacturing State of the Industry / T. Wohlers. Colorado:

Wohlers Associates Inc., 2003. 323 p.

3. Mazumder, J. Rapid manufacturing by laser aided direct deposition of metals / J. Mazumder [et al.] // Advances in powder metallurgy and particulate materials, part 15;

In: Cadle T.M., Narasimhan K.S. editors.- Princenton, NJ: Metal Powers Industriers Federation (MPIF), 1996. Р. 107-118.

4. Mazumder, J. Direct Metall Deposition (DMD) of H13 tool steel for 3-D components: microstructure and mechanical properties / J. Mazumder [et al.] // J. Metals. 1997. Vol. 49, № 5. Р. 55-60.

5. Milewski, J.O. Directed light fabrication a solid metal hemisphere using 5-axis powder deposition/ J.O. Milewski [et al.] // J.

Mater Process Tech. 1998. Vol. 75, № 1-3. Р. 165-172.

6. Toyserkani, E. Laser Cladding / E. Toyserkani, A. Khajepour, S. Corbin. Boca Raton, Florida: CRS Press, 2005. 227 p.

7. Liu, C.Y. Thermal processes of a powder particle in coaxial laser cladding / C.Y. Liu, J. Lin // Opt. Laser Technol. 2003.

Vol. 35, № 2. Р. 81-86.

8. Zecovic, S. Numerical simulation and experimental investigation of gas-powder flow from radially symmetrical nozzles in laser-based direct metal deposition / S. Zecovic, R. Dwivedi, R. Kovacevic // International Journal of Machine Tools & Manufacture.

2007. № 47. Р.112-123.

Modern methods of rapid prototyping are analyses with the place of laser cladding in this methods. The influence of processing parameters of laser cladding is examine on distribution of elements in cladding tracks from Ni-based superalloy.

621.762. Л.Н. Дьячкова (ГНУ «Институт порошковой металлургии НАН Беларуси») МЕТОДЫ АКТИВИРОВАНИЯ СПЕКАНИЯ ПОРОШКОВЫХ СТАЛЕЙ Представлены результаты разработки и исследования методов активирования спекания порошковых углеродистых и легированных сталей введением добавок различной природы.

Наиболее широкое применение в промышленности находят порошковые стали, уровень свойств которых зависит от однородности структуры, повышение которой достигается активированием процессов диффузии углерода и легирующих элементов в железе при спекании. Разработаны различные методы, связанные с диспергированием частиц [1-2] и введением различных добавок [3-4].

В порошковых углеродистых сталях, в которых в качестве углеродсодержащей добавки используется, как правило, графит, управлять структурообразованием можно, регулируя размеры контактной поверхности железо – графит. В то же время, протекающие при спекании диффузионные процессы не в состоянии полностью восстановить и поддержать контакт между графитом и железом, так как он нарушается в результате уменьшения объема растворяющейся частицы графита. Насыщение железа углеродом из графита, согласно представлениям авторов [5], происходит при температурах выше фазового превращения с образованием твердого раствора с -железом. При этом в процессе прямого химического взаимодействия в местах контакта частиц железа и графита образуется цементит, располагающийся преимущественно по границам зерен, так как атомы углерода не успевают продиффундировать внутрь зерна.. Неравномерное и неполное растворение углерода в аустените может привести к формированию аномальной структуры, представляющей собой выделения структурно свободного цементита в виде отдельных бесформенных включений или сетки в феррите.

Повышение температуры и увеличение изотермической выдержки при спекании способствуют гомогенизации структуры, но не приводит к полной ликвидации неоднородности структуры.

Скорость и степень растворения графита возрастают с повышением его дисперсности и активности. При восстановлении оксидов, присутствующих на поверхности частиц железа, за счет взаимодействия с углеродом, содержащемся в самих порошках, или введенном в смесь в виде графита, кислород удаляется в виде СО и СО2, отношение которых определяется уравнением Будуара С+СО2=2СО. Восстановление сопровождается растворением углерода в железной основе, как из газовой фазы, так и в твердом состоянии. Газовая фаза образуется на границе между графитом и железом с образованием атомарного углерода, который интенсивно диффундирует в железо.

Для активации диффузии углерода в железную основу в работе в качестве углеродсодержащей добавки использовали термически расщепленный графит, а также вводили высокомолекулярные соединения.

Термически расщепленный графит (ТРГ) получали пиролизом слоистых соединений графита (ССГ), которые представляют собой продукты внедрения различных веществ (щелочных металлов, кислот, хлоридов металлов и др.) в межслоевые пространства графита. Внедрение веществ в кристаллическую решетку графита приводит к ее деформации, а в некоторых случаях к разрыву слабых связей и образованию слоистых соединений типа СxMeCly. Использовали ТРГ с внедренным хлоридом железа I, II, III ступеней, хлоридом кобальта I, II ступеней, хлоридом никеля II ступени. Исследование формы частиц подтвердило, что порошки ТРГ являются активными благодаря увеличению удельной поверхности (рис. 1).

Определение содержания углерода в порошковой стали после спекания выявило, что оптимальной добавкой являются ТРГ с хлоридом железа II ступени и хлоридом кобальта I ступени, так как в этом случае происходили наименьшие потери углерода (рис. 2). Эти порошки обладают большей удельной поверхностью, чем остальные, и содержат меньше окислителя в виде хлорида, на восстановление которого при спекании расходуется как углерод атмосферы, так и самой добавки. Особенно это проявляется при высокой температуре, когда процессы восстановления происходят наиболее активно.

б) а) а) карандашный графит;

б) ТРГ с CoCl2 II ступени Рис. 1. Форма частиц порошка карандашного графита и ТРГ С,% 0, 0, 0, 0, Ряд 0, Ряд 0, 0, 0, 0, 1 2 3 4 5 6 1 ТРГ с FeCl3 I ступени;

2 ТРГ с FeCl3 II ступени;

3 ТРГ с FeCl3 III ступени;

4 ТРГ с CoCl2 I ступени;

5 ТРГ с CoCl II ступени;

6 ТРГ с NiCl3 II ступени;

7 графит ГК-2;

ряд 1 Тсп 1000 С;

ряд 2 Тсп 1150 С Рис. 2. Влияние вида ТРГ и температуры спекания на содержание углерода в спеченной стали (исходной содержание углерода 1 %) Микроструктурный анализ показал, что при введении ТРГ уже при спекании при 800 С образуется 40 % перлита (рис. 3 а), а при 900 С свободный графит отсутствует, структура однородная перлитная. При введении карандашного графита при температуре спекания 800 С образуется 20 % перлита (рис. 3 б), при 900 С 40 % перлита, имеют место феррит и свободный графит. Это объясняется тем, что при разложении ТРГ уже при температуре 800 С образующиеся активные атомы углерода интенсивно диффундируют в железо.

Повышенное содержание перлита в стали и однородная структура обеспечивают ее более высокую прочность. Так, временное сопротивление на 80-170 МПа выше по сравнению со сталью с карандашным графитом.

а) б) а) ТРГ с CoCl2 I ступени;



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 12 |
 





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

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