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 |   ...   | 7 | 8 || 10 | 11 |   ...   | 12 |

«3 СОДЕРЖАНИЕ ...»

-- [ Страница 9 ] --

Наиболее эффективным приемом считают плазмохимическую обработку полфабриката углеродного волокна в виде жгутов, лент или тканей с последующим его измельчением до оптимального размера фрагментов, составляющего 150-200 мкм. Фторкомпозит с модифицированным подобным образом углеродным наполнителем под маркой «Суперфлувис» применяют для изготовления элементов компрессорной техники с повышенной износостойкостью [7]. Вместе с тем, при всех видах модифицирования УВ не достигнут показатель прочности при растяжении, характерный для матричного ПТФЭ и составляющий 30-35 МПа. Это свидетельствует о том, что модифицированный наполнитель хотя и снизил негативное влияние структурного и размерного факторов, но не устранил отмеченного выше структурного парадокса в полной мере. Очевидно, что механизм модифицирования УВ, который авторы [7] связывают с образованием привитого слоя продуктов полимеризации фторкомпонентов, является, главным образом, гипотетическим, так как факт наличия самого слоя и его параметры – структурные, молекулярные, адгезионные, теплофизические – не подтверждены экспериментально с помощью методов прямого анализа. Кроме того, процессы полимеризации фторсодержащих мономеров реализуются в равновесных, строго контролируемых условиях при заданных значениях давления реакционной среды, ее температуры, времени и концентрации катализатора [1], соблюдение которых в объеме вакуумной камеры не представляется возможным.

Модифицированное плазмохимическим способом УВ, при всех декларируемых авторами достоинствах, неэффективно в композитах, содержащих более 20% масс. [10]. Это подтверждает роль структурного и размерного факторов при получении фторкомпозитов с повышенными параметрами служебных характеристик.

Существенный эффект увеличения параметров прочности и износостойкости достигнут для фторкомпозитов, содержащих механоактивированные частицы природных веществ – цеолитов, глин, трепела [11]. Механизм модифицирования связывают с ориентирующим действием энергетического поля дисперсных частиц, образующегося при активации, на параметры структурной организации макромолекул матричного полимера. Наиболее значимые для практического применения результаты получены при содержании механоактивированного модификатора до 5 масс. %. С увеличением его содержания интенсифицируются процессы агломерирования частиц с образованием структур, интенсифицирующих изнашивание контртела.

Позитивный эффект структурного модифицирования отмечен при введении в матрицу ПТФЭ частиц скрытнокристаллического графита и УВ [10].

Анализ литературных источников свидетельствует о том, что при различных технологических подходах создания композиционного материала на основе политетрафторэтилена не удается в полной мере устранить предпосылки формирования градиентных областей с повышенным содержанием наполнителя, которые являются причиной разрушения изделий при воздействии эксплуатационных факторов. Очевидно, что особую перспективу имеют методы гомогенизации состава композиционного материала и уменьшения вероятности образования дефектных участков как при холодном прессовании заготовок, так и при их монолитизации при воздействии температур, превышающих температуру плавления ПТФЭ.

Вместе с тем, даже при строгом соблюдении требований действующего технологического регламента на получение заготовок из материала Флувис не удается обеспечить стабильность параметров служебных характеристик выпускаемой продукции. Поэтому в нормативной документации, регламентирующей производство заготовок Флувис [12], заложены параметры показателя прочности при растяжении, существенно уступающие значениям для исходного ПТФЭ.

Получаемые изделия неоднородны по структуре и содержат дефекты в объеме, обусловленные особенностями технологии (рис. 2).

С одной стороны, прямое холодное прессование свободно засыпанного в рабочую зону пресс-формы композита не позволяет получить бездефектную заготовку вследствие разделения компонентов из-за различной формы и удельного веса частиц. Этот фактор технологически неустраним, так как каждый компонент, и ПТФЭ, и УВ, имеет свою технологическую предысторию. С другой стороны, в процессе холодного прессования частицы ПТФЭ, обладающие хладотекучестью, вытесняются из областей с повышенным содержанием частиц УВ, «обтекая» их по участкам наименьшего сопротивления, и способствуя образованию участков с минимальным количеством связующего (рис. 2б). Образовавшиеся агломераты из дисперсных фрагментов УВ способны противостоять действующему давлению холодного прессования (60-70 МПа) без разрушения и обеспечить формирование заготовки без видимых дефектов благодаря заполнению поверхностного слоя преимущественно матричным полимером вследствие его хладотекучести. Эффект формирования в заготовках, полученных методом холодного прессования, градиентной структуры установлен экспериментально.

а б Рис. 2. Схема распределения компонентов фторкомпозита (а) на основе политетрафторэтилена (1) и фрагментов углеродного волокна (2) и характерная морфология скола заготовки из композиции ПТФЭ + 10 масс. % УВ (б).

Линиями обозначены градиентные участки с повышенным содержанием УВ Таким образом, при традиционной технологии получения заготовок или изделий из фторкомпозитов с углеродным волокном создаются предпосылки для образования дефектной структуры с различным уровнем несовершенства, которая снижает стабильность параметров служебных характеристик, прежде всего, деформационно-прочностных и триботехнических. На рис. 3 приведена характерная морфология заготовки из материала Флувис, изготовленной по действующему технологическому регламенту. Наличие в объеме заготовки, изготовленной с соблюдением всех оптимальных режимов, трещин существенно уменьшает эксплуатационный ресурс изделия.

Важным аспектом негативного влияния структурных и размерных факторов является проявление дефектов на последней стадии технологического процесса, когда их устранение с помощью традиционных воздействий невозможно.

Для снижения влияния этих факторов на дефектность структуры композиционных материалов на основе ПТФЭ и заготовок из них разработаны технологии, обеспечивающие гомогенизацию гетерофазной структуры путем интенсивного взаимодействия матричного полимера и фрагментов УВ на различных стадиях процесса.

Рис. 3. Микротрещины в заготовке из композиционного материала Флувис, изготовленной по традиционной технологии Разработаны способы монолитизации заготовок из композиционных материалов на основе ПТФЭ в условиях всестороннего сжатия (ВС) [3, 4]. Ограничение величины теплового расширения заготовки в оправке уменьшает вероятность возникновения пор и микротрещин в ее объеме, что приводит к существенному увеличению деформационно-прочностных показателей по сравнению с заготовкой из композита одинакового состава, полученной по действующему регламенту свободным спеканием. Другие подходы предполагают подготовку наполнителя, обеспечивающую улучшение адгезионного взаимодействия между полимерной матрицей и наполнителем дополнительной механоактивацией (МА) композиции вальцеванием по способу, изложенному в [7, 9]. Разработанные технологии эффективны на стадии получения заготовок из фторкомпозитов, содержащих УВ.

Для достижения дополнительного эффекта разработана технология, позволяющая уменьшить дефектность композиционного материала после термообработки, и повысить деформационно-прочностные и триботехнические характеристики изделий из композита.

Увеличения плотности заготовок, а также снижения количества дефектов в материале после термообработки можно добиться, благодаря способности фторопласта к холодному течению (рис. 4).

Помещая заготовку из композиционного материала, прошедшего термообработку, в пресс-форму соответствующего типоразмера, проводили ее холодную монолитизацию воздействием давления, превышающего предел текучести композита.

В результате холодной монолитизации происходит уменьшение объема образца при его неизменной массе.

Очевидной причиной увеличения плотности является заполнение дефектов, образовавшихся при термообработке заготовок из композиционного материала, матричным полимером под воздействием давления, вызывающего его течение.

Рис. 4. Плотность образцов композита из фторопласта, содержащего 30% масс. УВ, полученных по различным технологиям В результате воздействия давления на заготовку при холодной монолитизации частицы УВ, имеющие характерную цилиндрическую форму, ориентируются своими осями преимущественно в плоскости, перпендикулярной направлению приложения силы, в отличие от заготовки, не подвергавшейся монолитизации, в которой наблюдается статистическое расположение модификатора (рис.5).

а б а) при монолитизации спеканием;

б) при холодной монолитизации Рис. 5. Ориентация фрагментов УВ в заготовке из композиционного материала на основе фторопласта, содержащего 30% масс. УВ (плоскость изображения перпендикулярна направлению прессования) Из-за увеличения площади углеволокон, на которую передается сжимающая нагрузка, вызванного преимущественной ориентацией их осей в плоскости, перпендикулярной направлению монолитизации, удельное давление в заготовке уменьшается. Плотность упаковки фрагментов УВ в единице объема заготовки при этом увеличивается, что приводит к увеличению сопротивляемости осевой нагрузке, а, следовательно, и к увеличению показателя прочности образца при сжатии при 10% деформации (рис. 6).

Как видно из рис. 7, другой характерный показатель прочностных характеристик композитов – прочность при разрыве – в результате холодной монолитизации заготовок после их термообработки изменяется незначительно. Это свидетельствует, с одной стороны, о достаточно высокой эффективности разработанных методов МА [5, 8, 9] и ВС [3, 4], уменьшающих количество дефектов на стадиях получения композиционного материала и спекания заготовок из него.

МПа Без дополнительной 20 монолитизации 10 Дополнительная 0 монолитизация Флувис 30 Флувис 30 Флувис по по технологии технологии МА МА+ВС Рис. 6. Прочность при 10%-й деформации при сжатии образцов композита из фторопласта, содержащего 30% масс. УВ МПа Без дополнительной монолитизации Дополнительная монолитизация Флувис 30 Флувис 30 Флувис по по технологии технологии МА МА+ВС Рис. 7. Прочность при разрыве образцов композита из фторопласта, содержащего 30% масс. УВ С другой стороны, уменьшение числа дефектов структуры при холодной монолитизации заготовки вследствие пластического течения матричного полимера, вероятно, обусловлено частичным заполнением пустот без образования бездефектной матрицы. Поэтому при приложении растягивающих нагрузок такая матрица не обеспечивает реализацию армирующих характеристик фрагментов УВ в полной мере.

Изменение триботехнических характеристик композиционного материала при использовании разных технологий оценивали по показателю износа образцов при трении по стальному контртелу в соответствии с требованиями нормативной документации. Как следует из представленных на рис. 8. данных применение технологии холодной монолитизации заготовок из композиционного материала после спекания позволяет значительно снизить уровень износа.

Рис. 8. Износ образцов композита из фторопласта, содержащего 30% масс. УВ При этом, из-за особенностей схемы проведения испытаний («палец-диск»), оценивали износостойкость образцов, изготовленных из средней части заготовок, тогда как большего эффекта от монолитизации следовало ожидать в поверхностном слое заготовки. Для проверки данного предположения изготовили специальную оснастку, позволяющую подвергать монолитизации не заготовку, а непосредственно образцы для триботехнических испытаний. Сравнительные характеристики износостойкости образцов из композиционных материалов, изготовленных без монолитизации, из середины монолитизированной заготовки и с монолитизированным поверхностным слоем представлены на рис. 9.

Из данных рис. 9 следует, что наибольший эффект увеличения износостойкости дает холодная монолитизация поверхностного слоя заготовки. При этом износ образцов из срединной части заготовки вдвое меньше, чем у образцов из заготовки, не подвергавшейся монолитизации после термообработки.

Таким образом, экспозиция термообработанных заготовок под воздействием давления в пресс-формах соответствующего типоразмера (холодная монолитизация) позволяет улучшить ряд показателей деформационно-прочностных и триботехнических характеристик. При этом могут быть использованы имеющиеся на профильном производстве оснастка и оборудование, что позволяет достаточно быстро внедрить технологию в производство.

*10 мм /Н*м Без дополнительной монолитизации Дополнительная - монолитизация Рис. 9. Износ образцов композита из фторопласта, содержащего 30% масс. УВ.

Подготовка компонентов по технологии МА Кроме того, технология монолитизации может дать существенный экономический эффект. Это связано с тем, что заготовки из композиционных материалов на основе ПТФЭ после термообработки дают усадку по наружному диаметру до 3 %. Потребители, в целях обеспечения достаточного для механической обработки заготовок припуска, вынуждены заказывать заготовки с заведомо большими, чем необходимо для изготовления изделий, размерами. Так, например, для получения изделия с наружным диаметром 490 мм потребитель заказывает заготовку с номинальным размером 515 мм, так как после усадки размер заготовки составляет 499,5 мм, и на механическую обработку остается припуск 9,5 мм. При использовании холодной монолитизации можно получать заготовку с номинальным размером 500 мм, который после монолитизации составит не менее 499 мм, что также достаточно для механической обработки. Поэтому, приобретая, например, заготовку из фторопластового композита Флувис-20 с размерами 500х80 мм, изготовленную по технологии с использованием холодной монолитизации, потребитель оплачивает на 1,84 кг композиционного материала меньше, чем при покупке заготовки 515х80, изготовленной без ее использования. Корректируя свою ценовую политику с учетом данного фактора, производитель композиционных материалов также может извлечь дополнительную прибыль.

Список литературы 1. Сиренко, Г.А. Антифрикционные карбопластики / Г.А. Сиренко. – К.: Техника, 1985. – 195 с.

2. I.Yu. Gorbunova, M.L. Kerber, O.K. Barashkov, A.V. Stepanova // Int. J. Polym. Mater. – 1994. – V. 27. – P.101–104.

3. Способ изготовления изделия из композиционного материала на основе высоковязкого полимера (варианты):

пат. 9396 Респ. Беларусь, МПК(2006) С08J 5/00, В29С 43/00 / В.А. Струк, Г.А. Костюкович, В.И. Кравченко, Е.В. Овчинников, С.В. Авдейчик, Г.Н. Горбацевич;

заявитель ОАО «Белкард» – № а 20040491, заявка от 31.05.2004;

опубл.

30.06.2007 // «Изобретения. Полезные модели. Промышленные образцы»: Официальный бюллетень Национального центра интеллекуальной собственности. – 2007. – № 3. – С. 92-93.

4. Воропаев, В.В. Способ спекания цилиндрической заготовки из композиционного материала на основе политетрафторэтилена: пат. 14355 Респ. Беларусь, МПК С08J 5/00, В 29С 43/32. / В.В. Воропаев, В.Ф. Воропаев;

заявитель:

В.Ф. Воропаев, В.В. Воропаев – № a 20080140;

заявка от 08.02.2008;

опубл. 30.04.2011. // «Изобретения. Полезные модели.

Промышленные образцы»: Официальный бюллетень Национального центра интеллекуальной собственности. – 2011. – № 2.

– С. 105-106.

5. Функциональные композиты на основе политетрафторэтилена с повышенной износостойкостью / Г.Н. Горбацевич [и др.] // Сб. тр. XV Междунар. науч.-техн. конф. «Машиностроение и техносфера XXI века». – Донецк, 2008. – С. 247-256.

6. Состав композиционного герметизирующего материала: пат. 9819 Респ. Беларусь, МПК (2006) C09К 3/10, C08L 27/00 / В.А. Струк, Г.А. Костюкович, В.И. Кравченко, Е.В. Овчинников;

заявитель ОАО «Белкард» – № а 20040076;

заявл.

09.02.2004;

опубл. 30.10.2007. // «Изобретения. Полезные модели. Промышленные образцы»: Официальный бюллетень Национального центра интеллекуальной собственности. – 2007. – № 5. – С. 98.

7. Шелестова, В.А. Влияние модифицирования углеволокон на структуру и теплофизические свойства политетрафторэтилена / В.А. Шелестова, О.Р. Юркевич, П.Н. Гракович // Высокомол. соед. – 2002. – Т. 44. – № 4. – С. 697 702.

8. Структура и технология функциональных композиционных материалов на основе политетрафторэтилена / Г.Н. Горбацевич [и др.] // Веснік ГрДУ імя Янкі Купалы. Серыя 6. – 2011. – № 1. – С. 90-99.

9. Технология триботехнических и герметизирующих композиционных материалов на основе политетрафторэтилена / Л.В. Михайлова [и др.] // Горная механика и машиностроение. – 2011. – № 4. – С. 86-97.

10. Машков, Ю.К. Композиционные материалы на основе политетрафторэтилена. Структурная модификация / Ю.К. Машков [и др.]. – М.: Машиностроение, 2005. – 240 с.

11. Охлопкова, А.А. Пластики, наполненные ультрадисперсными неорганическими соединениями / А.А. Охлопкова, А.В. Виноградов, Л.С. Пинчук. – Гомель: ИММС НАН Б, 1999. – 162 с.

12. ТУ РБ 0353279:071-99. Заготовки из фторопластовой композиции «Флувис».

The reasons that lead to a reduction of tribological and strength characteristics of composites on the basis of PTFE are examined. It is shown that the most perspective way to improve the performance of PTFE-based composites is minimization of structural defects. The method of improvement of tribological and strength characteristics of billets after sintering is proposed.

УДК 678.746. Г.Я. Мусафирова, Э.В. Мусафиров (Полесский государственный университет) ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ГЕРМЕТИЗИРУЮЩИХ И КЛЕЕВЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ ВТОРИЧНОГО ПОЛИСТИРОЛА Исследованы технологические, физико-механические характеристики разработанных клеевых и защитно герметизирующих композиций на основе вторичного полистирола, каучука и битума.

При проведении технологических и физико-механических исследований применяли разработанные клеевые на основе отходов пенополистирола – ППС (ГОСТ 15588-86) в т.ч. вторичный ударопрочный полистирол – ВУПС (ТУ 6-19-153-80) и защитно-герметизирующие композиции на основе ВУПС (ППС), каучука синтетического натрийбутадиенового – К (ТУ 38.103284-85) – ВУПС+К, ППС+К, а также защитно герметизирующие композиции на основе ВУПС (ППС), К и нефтяного битума – Б (ГОСТ 6617-76) – ВУПС+К+Б, ППС+К+Б. Термодинамическое совмещение взаимодействующих компонентов обеспечивали подбором смеси органических растворителей: ацетон ч.д.а. (ГОСТ 2768-84) и гексан (ТУ 2631-00305807999-98), обладающей удовлетворительной совместимостью с основными компонентами разрабатываемых полимерных композиций в соответствующем соотношении [1].

Смесь растворителей рассчитана с помощью разработанного метода анализа трехмерных параметров растворимости взаимодействующих компонентов [2].

Методика исследований. Предел прочности при сдвиге (ГОСТ 14759-69) предусматривает испытание на сдвиг при растяжении двух деревянных пластин размером 60202 мм, склеенных между собой разработанными материалами внахлест длиной 15 мм и бетонных балочек размером 1604040 мм, склеенных внахлест длиной 60 мм. Предел прочности материалов при сжатии определяли согласно ГОСТ 4651-78.

Образцы для испытаний на сжатие имели форму прямого параллелепипеда с прямоугольным основанием размером: 1501010 мм.

Разработанные материалы обладают высоковязкой консистенцией, поэтому вязкость определяли по изменению площади отпечатка [3].

Испытания физико-механических свойств разработанных материалов проводили на разрывной машине ZD-20 с постепенным нарастанием нагрузки до разрушения образцов.

Результаты исследований. Влияние давления на выбор технологии склеивания способствует увеличению площади контакта между адгезивом и субстратом. Проведенные экспериментыпо определению адгезионной прочности при сдвиге разработанных материалов кдеревянной и бетонной подложкам показали, что наиболее целесообразно для формирования склеек прикладывать давление запрессовки – 0,51 МПа (рисунки 1, 2).

Исследование адгезионной прочности при сдвиге разработанных материалов к бетонной подложке также показало, что прочность при сдвиге склеек на основе пенополистирольной матрицы в 1,52 раза выше по сравнению со склейками на основе полистирольной матрицы. Это объясняется снижением вязкости адгезива (т.е. увеличение площади растекания) в случае ППС и вследствие этого увеличение площади отпечатка (S = 100105 см2) по отношению к ВУПС (S = 5560 см2, рисунок 3). Этоприводит к улучшению условий растекания наносимого материала по поверхности субстрата и способствует формированию более качественной склейки, заполнению микропор и микродефектов на поверхности подложек, ускорению процессов структурирования.

Рис. 1. Предел прочности при сдвиге деревянных образцов, склеенных адгезивом на основе разработанных материалов Рис. 2. Предел прочности при сдвиге бетонных образцов, склеенных адгезивом на основе разработанных материалов В то же время следует отметить, что в отличие от склеек деревянных образцов, адгезивы бетонных образцов имеют наибольшую прочность на сдвиг при введении в состав адгезива битума, т.к. он легко растворяется в смеси растворителей, образуя низковязкие растворы (S = 125146 см2, рисунок 3), что и способствует более глубокому проникновению адгезива в дефекты и микропоры бетонных подложек (рисунок 2).Следует также отметить, что введение битума в композиции ВУПС+К и ППС+К сопровождается некоторым увеличением адгезионной прочности материалов. Это обусловлено процессами сшивания каучука (степень сшивания 75,777,4 %) под действием компонентов, содержащихся в битуме.

Рис. 3. Условная вязкость разработанных материалов На предел прочности при сжатии разработанных материалов (рисунок 4) значительное влияние оказывает структура разработанных материалов, а также их плотность (рисунки 5, 6). Плотность исследуемых материалов в виде прямоугольного параллелепипеда размером: L = 1,5;

H = 1,0;

B = 1,0 (см) определяли в соответствии с ГОСТ 21119.5-75.

Рис. 4. Предел прочности при сжатии образцов разработанных материалов Анализ рисунков 4, 5 и 6 показывает, что чем меньше плотность отвержденных образцов, тем больше пористость разработанных материалов и вследствие этого меньше их предел прочности при сжатии. При этом удельное количество испарившегося растворителя из разработанных материалов для пластифицированных образцов ВУПС и ППС примерно одинаково: = 3537 %, а при введении каучука увеличивается на 10 %:

= 4647 %. Дополнительное введение в композицию ВУПС+К битума уменьшает удельное количество испарившегося растворителя: = 42,9 %, а в случае ППС+К наоборот – увеличивается: = 4950 %. Это можно объяснить тем, что введение каучука приводит к появлению большего количества дефектов структуры, заполняемых смесью растворителей в процессе смешивания и формования образцов. В случае ППС дефекты имеют гораздо большие размеры, поэтому испарение смеси растворителей из ППС+К+Б протекает более интенсивно, что и обусловливает большее количество испарившейся жидкости.

Рис. 5. Плотность разработанных материалов до испарения растворителей Рис. 6. Плотность разработанных материалов после испарения растворителей Исследованы физико-механические и технологические характеристики разработанных клеевых и защитно герметизирующих композиций на основе вторичного полистирола, каучука и битума. Установлено, что с уменьшением условной вязкости разработанных материалов увеличивается их адгезионная способность, но ухудшаются прочностные характеристики.

Список литературы 1. Мусафирова, Г.Я. Полимерная композиция для защитно–герметизирующих покрытий: пат. 10284 Респ. Беларусь, МПК (2006) C 09D 125/00 / Г.Я. Мусафирова, А.С. Неверов;

заявитель УО"Белорусский государственный университет транспорта" - № a 20050163, заявка от 18.02.2005;

опубл. 28.02.2008 // «Изобретения. Полезные модели. Промышленные образцы»: Официальный бюллетень национального центра интеллекуальной собственности. - 2008. - № 1. - С. 62.

2. Неверов, А.С. Графическое представление трехмерного параметра растворимости / А.С. Неверов. // Материалы, технологии, инструменты. – 1998. – №1. – С. 90–93.

3. Мусафирова, Г.Я. Герметик на основе растворов вторичного пенополисторола и каучука / Г.Я. Мусафирова, М.Г. Таврогинская // Материалы, технологии, инструменты. – 2004. – Т. 9. – №1. – С. 78-80.

The physico-mechanical and technological characteristics of the developed adhesive and protective sealant compositions based on recycled polystyrene, rubber, and bitumen are investigated.

УДК 678. З.А. Пересторонина, И.В. Баранец, М.М. Шаланова, С.К. Курлянд (ФГУП «Научно-исследовательский институт синтетического каучука имени академика С.В. Лебедева») СТРУКТУРНЫЕ ОСОБЕННОСТИ КОМПОЗИЦИОННОГО МАТЕРИАЛА НА ОСНОВЕ НЕСОВМЕСТИМЫХ КОМПОНЕНТОВ КАУЧУК-ПЛАСТИК В ПРОЦЕССЕ ЕГО ПОЛУЧЕНИЯ* Разработаны структурно-технологическая методология получения смесевых термоэластопластов путем подбора условий смешения, химической природы компатибилизаторов по параметрам их растворимости и оценка структурной организации на разных стадиях процесса.

Известно, что формирование структуры полимерного композиционного материала происходит в несколько стадий. Одним из важнейших этапов этого формирования является смешение, в ходе которого закладываются основные морфологические параметры строения, которые впоследствии фиксируются динамической вулканизацией [1, 2].

Цель работы заключается в анализе технологических стадий процесса получения композиционного материала (смесевого термоэластопласта) на основе несовместимых компонентов каучук-пластик через трансформацию морфологической структуры этого материала, которая обеспечивает проявление * Работа выполнена при финансовой поддержке Министерства образования, ФЦП № 02.740.11.0816.

высокоэластичных свойств. Весь технологический процесс получения смесевых термоэластопластов (СТЭП) в периодическом исполнении может быть представлен в виде схемы, состоящей из стадии первичного диспергирования каучук – пластик, диспергирования в присутствии компатибилизаторов и функциональных добавок, диспергирования в условиях ориентационной экструзии и, наконец, формирования структуры в условиях проведения динамической вулканизации в экструдере.

В качестве модели для создания СТЭП использовались простые бинарные композиции на основе нитрильного каучука со статическим распределением нитрильных звеньев СКН-18 и серийный изотактический полипропилен (ПП марки 21030-16Н). Смешение осуществляли в камере смесителя «Брабендер». Исследование морфологии полученных смесей было проведено на оптическом микроскопе марки Leica DM-2500. Физико механические свойства определены на разрывной машине типа Поляни при скорости растяжения 100 мм/мин.

На бинарных композициях СКН-18 с ПП в широком интервале концентраций было исследовано влияние основных параметров на первой стадии диспергирования: температуры, скорости, продолжительности на механические, реологические и морфологические характеристики композиции. Установлены оптимальные условия диспергирования: температура 185 °С, скорость смешения 60 об/мин, продолжительность смешения 15 – 20 мин. В этих условиях по данным оптической микроскопии наблюдается наилучшее диспергирование полимерных компонентов. Что касается соотношения каучукпластик, то установлены три концентрационные области, отличающиеся по свойствам и характеру морфологии. Область от 40 до 70 % каучука характеризуется двухфазной морфологией с взаимным проникновением и непрерывностью фаз. Значения физико-механических показателей позволили выбрать соотношение СКН-18 к пластику, равное 60:40. Это соотношение наиболее часто используется в рецептуре СТЭП. Следует отметить, что, варьируя при этом соотношении скорость смешения, например, повышая до 75 об/мин, можно уже на бинарной композиции получать свойства, которые формально, по классификации ASTM, позволяют отнести эти материалы к классу эластомеров: прочность до 8,4 МПа, относительное удлинение до 120 %, остаточное ~50 %. Морфологическая структура при этом соотношении представляет собой вытянутые области каучука и ПП шириной 2 – 7 мкм и длиной 7 – 35 мкм.

Можно отметить связанность в единую сетку большого числа образований СКН-18, которые при этом пронизаны нитями ПП. Наблюдается также переходный слой на границах областей каучука. Все результаты получены на бинарных смесях в виде стренг без применения динамической вулканизации.

Данные оптической микроскопии были подтверждены результатами исследования бинарных смесей с разным соотношением СКН-18:ПП методами динамической механической и диэлектрической спектроскопии.

Все они свидетельствуют о некотором взаимодействии между каучуком и пластиком по незначительному повышению температуры стеклования смесей при увеличении содержания каучука СКН-18. Возможно, это связано с захватом диеновых звеньев СКН-18 в аморфно-кристаллическую структуру ПП, приводя к их иммобилизации.

Полученные закономерности на бинарных смесях были развиты на сложных системах при получении СТЭП с использованием компатибилизаторов разной химической природы. Примененные компатибилизаторы классифицировались по параметру растворимости и были объединены в три группы: по близости параметров растворимости к пластику, к каучуку и к обоим компонентам вместе [3]. На указанных системах установлены особенности морфологических структур на границах раздела каучук – компатибилизатор – пластик.

Наилучший результат по увеличению прочности при введении компатибилизаторов наблюдается для эпихлоргидринового каучука (5 мас.ч.), ДСТ-30-01 (10 мас.ч.), ИСТ-30 (7,5 мас.ч.). Значение прочности по сравнению с бинарной системой возрастает более чем в 2 раза. Следует отметить, что параметры растворимости ЭПХГ-Т, ДСТ-30-01 близки к параметру растворимости каучука СКН-18.

Еще более удивительный результат получается при введении каучука СКФ-32, который позволяет стабильно повысить прочность композиции, до 8,8 МПа уже при концентрации начиная с 2,5 мас.ч. Аналогично фторкаучуку действуют ХСПЭ и СКТНФТ-50 с возрастанием прочности до 9 МПа. Таким образом, введение третьего компонента практически во всех случаях позволяет улучшить механические свойства, за исключением каучуков, обладающих ярко выраженной способностью к кристаллизации. Наиболее сильный эффект усиления наблюдается при введении ДСТ-30-01 и ЭПХГ-Т. Помимо значений прочности обнаружено, что введение СКПО в количестве более 5 мас.ч. повышает морозостойкость на 18 оС, так как температура стеклования композиции уменьшается с -49 до -67 оС. Введение ДСТ-30-01 и СКФ-32 наряду с повышением прочности способствуют улучшению текучести при 190 оС при нагрузке 5 кг с 0,27 до 0,6 г/10мин (ДСТ-30-01) и до 0,44 г/10мин для СКФ-32.

Для выяснения роли полимерных добавок на границе контакта каучук – пластик в условиях модельного эксперимента была получена информация об адгезионных свойствах на образцах типа «сэндвич», которые обладают плоской межфазной границей и являются удобными моделями для выяснения роли третьего компонента, в том числе и компатибилизатора. Схема измерения прочности границы раздела пластик – каучук в случае прямого контакта и при наличии третьего полимера-посредника основана на методике испытания на адгезионное отслоение согласно ГОСТ 6768-53.

В ходе работы установлена корреляция между значением прочности на отслоение системы типа «сэндвич»

от параметров растворимости, при этом максимальные значения показателя прочности приходятся на область параметров растворимости, характерных для пластика. Таким образом, адгезионное усиление границы раздела определяют эластомеры, параметр растворимости которых совпадает или приближается к параметрам растворимости ПП. Удивительно, что одно из самых высоких значений прочности на отслоение показывает система, в которой адгезионная добавка вообще отсутствует.

Более глубокое понимание явлений, происходящих на границе раздела каучук – пластик в присутствие адгезионных добавок и компатибилизаторов, дают результаты морфологических исследований. Во всех исследованных случаях разрушение идет не по межфазной границе, а в основном по той части эластомерной добавки, которая следует за зоной взаимопроникновения и, вероятно, отличается от объемной массы большей дефектностью структуры. Межфазная граница имеет сложную структуру, сочетающую зоны кристаллизации звеньев ПП с эластомерными звеньями путем захвата в кристаллические структуры ПП, а также зоны взаимопроникновения полимеров контактирующих поверхностей без изменения фазового состояния.

Практически во всех рассмотренных случаях кристаллизация ПП с контактирующим полимером является причиной усиления межфазного адгезионного взаимодействия. Наибольшая глубина зоны кристаллизации наблюдается в присутствии ДСТ-30-01 (до 340 мкм), СКЭП (до 260 мкм), ИСТ-30 (до 180 мкм). Однако с величиной прочности системы на отслоение в большей степени коррелирует толщина слоя эластомера на поверхности ПП после отслоения, что достаточно хорошо совпадает с параметрами растворимости, так как именно они определяют глубину проникновения или взаимопроникновения на границе раздела контактирующих поверхностей. Так, для ИСТ-30 это значение равно 380, для ДСТ-30-01 – 248 мкм, что касается СКЭП, то оно доходит до 680 мкм, что, однако не приводит в последнем случае к росту прочности на отслоение. Это заставляет предполагать наличие еще и других факторов, влияющих на механизм отслоения.

Таким образом, проведенные исследования показали, что оптимальный уровень свойств смесевых ТЭП на основе СКН-18 и ПП может быть достигнут еще до применения динамической вулканизации путем соответствующего выбора условий смешения (температура, скорость, время) введением компатибилизатора с параметром растворимости, приближающимся к основным компонентам композиции. В этом случае уровень свойств смесевых ТЭП отражает регулярную морфологическую структуру, представляющую собой две взаимопроникающие сетки несовместимых полимерных компонентов.

Список литературы 1. Канаузова, А.А., Получение термопластичных резин методом «динамической» вулканизации и их свойства. / А.А.

Канаузова, М.А. Юмашев, А.А. Донцов // Тем. обзор. – М.: ЦНИИТ Энефтехим, 1985. 64 с.

2. Пол, Д. Полимерные смеси. Функциональные свойства. / Д. Пол, К. Бакнелл. – СПб.: НОТ, 2009. 606 с.

3. Ван Кревелен, Д.В. Свойства и химическое строение полимеров. / Д.В. Ван Кревелен. – М.: Химия, 1976. 416 с.

An access to structural and processing methods has been found for making thermoplastic elastomer blends that enables their functional behavior to be widely varied via the selection of compatibilizers by solubility parameters.

УДК 621. С.В. Побережный, В.М. Шелехина (ГНУ «Институт порошковой металлургии НАН Беларуси») ТВЕРДЫЙ СПЛАВ НА ОСНОВЕ КАРБИДА ВОЛЬФРАМА Представлены результаты исследования процессов формирования структуры и свойств твердого сплава на основе карбида вольфрама с нано- и микродисперсными добавками карбида кремния.

Физико-механические свойства твердых сплавов на основе карбида вольфрама определяются рядом факторов: соотношением составляющих фаз карбида вольфрама и кобальта, размером зерна карбида вольфрама, степенью связанности и смежности карбидных зерен, наличием легирующих элементов.

Применение при изготовлении твердых сплавов на основе карбида вольфрама микро- и нанокристаллических порошков различного происхождения позволяет существенно повысить такие характеристики, как твердость, прочность на изгиб, параметр вязкости разрушения, износостойкость.

Целью работы явилось исследование процессов легирования твердого сплава ВК-15 дисперсными добавками карбида кремния, формирования структуры и свойств спеченных материалов.

Дисперсные порошки карбида кремния (размер частиц порядка 0,6 мкм) получали размолом в аттриторе исходных порошков (20 мкм).

Порошок ВК-15 (размер частиц 1-1,5 мкм) смешивали в спирте с добавками карбида кремния (0,5 -5 мас.

%). Основной задачей при смешивании дисперсных порошков является их дезагрегация до первичных частиц, которая сопровождается перемешиванием отдельных частиц различных компонентов. Смешивание порошков проводили в аттриторе в среде спирта.

Распределение элементов по шихте, определяющее качество смешивания, изучали с помощью приставки к сканирующему микроскопу «КЭМ-СКАН» для микро рентгеноспектрального анализа (МРСА). Исследования показали, что частицы добавки равномерно распределены в твердосплавном порошке, размер их близок к размеру первичных частиц.

Прессование образцов (диаметр –10 мм, высота – 10 мм) проводили в стальной пресс-форме при давлении до 200 МПа. Спекание образцов проводили в вакуумной печи в интервале температур 1200-1450 °С, при разрежении 10-3 мм рт. ст., время спекания 1 ч.

На шлифах спеченных образцов определяли микротвердость и параметр вязкости разрушения исследуемых композиций. На машине трения МТ-1 были проведены триботехнические испытания при трении по стальному диску (твердость 40-45 HRC) диаметром 49,2 мм, толщиной 1 мм при нагрузке 100 Н, линейной скорости вращения 2,3 м/с, угловой скорости вращения 880 об/мин.

При всех давлениях прессования относительная плотность прессовок падает с увеличением концентрации добавки, однако с увеличением давления разница уменьшается (рис. 1).

1 – 100 мас. % ВК15;

2 – 0,5 мас. % SiC;

3 – 1 мас. % SiC;

4 – 3 мас. % SiC;

5 – 5 мас. % SiC Рис. 1. Влияние давления прессования на относительную плотность Очень твердые, дисперсные частицы карбида кремния препятствуют более плотной упаковке частиц твердого сплава при прессовании.

Введение карбида кремния ведет к повышению температуры спекания, снижению плотности спеченных образцов (рис. 2). Спеканием в вакууме можно получить практически беспористые материалы, содержащие не более 1 мас. % SiC.

1 – 100 мас. % ВК15;

2 – ВК15 + 0,5 мас. % SiC;

3 – ВК15 + 1 мас. % SiC;

4 – ВК15 + 3 мас. % SiC;

5 – ВК15 + 5 мас. % SiC Рис. 2. Влияние температуры спекания на плотность Исследования показали, что с увеличением содержания карбида кремния до 1 мас. % как микротвердость сплава, так и параметр вязкости разрушения К1с изменяются незначительно, затем с ростом содержания SiC уменьшаются. Это можно объяснить, что введение карбида кремния свыше 1 мас. % ведет к увеличению пористости, снижению прочности твердого сплава.

0, И нте нс и в но ст ь и зн аш и в а ни я 0, 0, 0, 0, 0, 0 1 2 3 4 Содержание карбида кремния, мас. % Рис. 3. Влияние содержания карбида кремния на износостойкость твердого сплава Рис. 4. Поверхность износа твердого сплава Изучение антифрикционных свойств разрабатываемых материалов показало (рис. 3), что повышение содержания в твердом сплаве карбида кремния до 1 мас. % увеличивает износостойкость на 30 %, дальнейшее увеличение концентрации добавки значительно снижает износостойкость, что, очевидно, связано со значительным ростом пористости, снижением прочности сплава. При этом, как видно из рисунка 4, процесс изнашивания твердого сплава сопровождается как изнашиванием кобальтовой связки, так и разрушением и выкрашиванием карбидных зерен.

There have been presented the results of investigation for pressing, sintering and properties of tungsten carbide hard metal alloyed with the additions of silicon carbide.

УДК 669.24:669. О.В. Рева1, С.А. Михалюк1, В.В. Богданова1, А.В. Кобец (1Командно-инженерный институт МЧС Республики Беларусь, Учреждение БГУ «Научно-исследовательский институт физико-химических проблем») ЗАЩИТНЫЕ КОМПОЗИЦИОННЫЕ ПОКРЫТИЯ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ И МЕДИ Разработан способ электрохимического осаждения декоративных коррозионно- и износостойких композиционных покрытий на основе никеля и меди с включением наноразмерных частиц SiO2·nH2O из стабильных электролитов со скоростью 30-70 мкм/ч при комнатной температуре.

Композиционные материалы на основе металлов и сплавов сочетают способность к пайке, пластичность и электропроводность металлов с коррозионной и износостойкостью неметаллических соединений [1, 2]. По причине необычных физико-механических свойств они активно используются в различных областях машиностроения. Из твердых покрытий наиболее распространены композиционные материалы на основе никеля, из пластичных и паяемых – на основе меди. Электрохимическое осаждение из растворов – наиболее технически простой и экономически выгодный способ получения таких покрытий: он позволяет регулировать условия синтеза и, соответственно, свойства покрытий – их химический и фазовый состав, толщину, размеры зерен и плотность их упаковки, что недостижимо металлургическими методами [1, 2]. Как правило, осаждение композиционных покрытий производят из суспензий мелкодисперсной неметаллической фазы в электролите, гораздо реже – из коллоидных растворов, хотя включение именно нанофазы может особо благоприятно модифицировать структуру и свойства покрытия. Проблема состоит в том, что часто коллоидные частицы либо разрушаются, либо коагулируют в среде кислых и щелочных электролитов меднения и никелирования [3, 4].

Электролиты же осаждения композиционных покрытий с рН, близким к нейтральному имеют низкую буферную емкость, склонность к неконтролируемому протеканию гидролиза и малую рассеивающую способность [2, 5].

Целью данного исследования являлась разработка способа электрохимического осаждения композиционных никелевых и медных коррозионно- и износостойких покрытий из растворов, содержащих устойчивую в агрессивных средах коллоидную фазу наноразмерные частицы продукта поликонденсации кремневой кислоты.

В результате проведенных исследований нами разработаны методики синтеза стабилизированных аммонийными органическими соединениями коллоидных частиц поликремневой кислоты различной формы (сферических, иглообразных, дендрито- и нитевидных) и размеров (от 10 до 100 нм), устойчивых в диапазоне рН 1.2 – 11.5 (рис.1. а-в).

50 нм г а б в Рис. 1. Коллоидные частицы поликремниевых кислот: а-в – свежеполученные, г – в электролите никелирования Эти результаты позволили использовать для осаждения композиционных никелевых покрытий стабильный эффективный электролит никелирования типа Уотса [5], с высокой рассеивающей способностью и буферной емкостью, рН ~3.5. Ведение в этот электролит золя SiO2 (с любой формой зародышей) до концентрации ~ 0.5 г/л приводит к формированию в электролите никелирования сферических коллоидных частиц с размерами 15-35 нм (рис. 1 г), и позволяет осаждать блестящие декоративные композиционные покрытия со скоростью до 30 мкм/ч при комнатной температуре.

Для синтеза композиционных медных покрытий использовали 4 типа хорошо известных электролитов – сернокислый, пирофосфатный, аммиачный и кремнефтористый [5], в каждый их которых вводили частицы SiO2nH2O, синтезированные при рН, соответствующем рН раствора меднения. Эти частицы также преобразуются в сферические.

Установлено, что коллоидные частицы проявляют активность в процессе электровосстановления никеля, о чем свидетельствует увеличение скорости осаждения покрытий в присутствии этих частиц в электролите в оптимальном количестве. Ускорение осаждения меди при введении в раствор оксо-гидроксо соединений кремния наблюдается только для аммиачного и кремнефтористого электролитов (до 45 и 70 мкм/ч соответственно). Несмотря на принципиальную разницу в комплексном составе для обоих электролитов по данным вольтамперометрических исследований характерно исчезновение плато предельных токов диффузии, пиков пассивации и существенное возрастание катодных и анодных токов;

тогда как для сернокислого и пирофосфатного растворов наблюдается обратная зависимость.

Факт включения коллоидных частиц в никелевые и медные покрытия доказан методом микрозондового рентгеноспектрального анализа. Количество SiO2nH2O в никелевых покрытиях составляет 1-1,8;

в медных 2 2,3 мольных %. Частицы соединений кремния рентгеноаморфны и их присутствие не выявляется методами рентгенофазового анализ и электронографии даже при длительном прогреве образцов при 600 0С. Тем не менее, кристаллические решетки и никеля и меди, осажденных в присутствии неметаллической фазы, очень искажены, характеристические пики смещены относительно эталонов. По данным рентгенофотоэлектронной спектроскопии в композиционных пленках присутствуют такие соединения кремния, как SiO2 и Si(OH)4 (рис. 2, пики 1-3).

Рис. 2. РФЭ спектры О1s (а) и Si 2s (б) поверхности композиционных никелевых покрытий Соосаждение наноразмерных частиц поликремневых кислот вместе с никелем обеспечивает формирование более мелкозернистой и плотной структуры, чем получаемой в отсутствие коллоидных частиц в растворе. Так, в отсутствие коллоидных частиц в электролите покрытия состоят из зерен неправильной формы с размерами до 100-150 нм (рис. 3а). Композиционные покрытия сформированы из зерен с формой, близкой к сферической, причем в большинстве (~ 75 %) зерна имеют размеры порядка 50 нм (рис. 3 б, в).

100 нм 50 нм 150 нм а б в Рис. 3. Поверхность а – исходных никелевых;

б, в – композиционных покрытий с включенными наночастицами поликремниевых кислот Для медных покрытий, включающих неметаллическую фазу, измельчение и выравнивание микроструктуры поверхности наблюдается только для аммиачного и кремнефтористого электролитов, в которых частицы SiO2nH2O электроактивны (рис. 4.1). Для сернокислого и пирофосфатного растворов наблюдается обратная зависимость: медные покрытия состоят из мелких, равномерно распределенных зерен с размерами 0,1 мкм;

но композиционные пленки имеют гораздо более рыхлую структуру и состоят из агрегатов размерами 1-5 мкм (рис. 4.2).

1 5 мкм 5 мкм а б а б Рис. 4. Поверхность медных покрытий: а – исходных, б – композиционных с включенными наночастицами поликремниевых кислот. 1 – аммиачный электролит;

2 – сернокислый Испытания коррозионной устойчивости наиболее мелкозернистых композиционных покрытий Ni-SiO2 и Cu-SiO2 ускоренным методом в разбавленных растворах кислот показали, что при толщине более 15 мкм растворения их (в отличие от чисто никелевых или медных) практически не происходит. Покрытия не подвергаются коррозии при испытаниях в камере тепла и влаги (40 С, 100 % влажность) в течение месяца и более. Микротвердость покрытий Ni-SiO2 составляет 3700 МПа, они стойки к истиранию (в 2-2,5 раза больше Ni), тогда как износостойкость покрытий Cu-SiO2 практически совпадает с устойчивостью меди. Но композиционные покрытия на основе меди пластичны, имеют высокую адгезию к основе и при повышенной коррозионной устойчивости могут выступать надежной герметизацией резьбовых соединений трубопроводов различного назначения, как топливо- и маслопроводов автотехнике, так и специальных трубопроводов высокого давления.

Заключение. Разработаны методы синтеза стабильных коллоидных частиц поликремневых кислот с заданными размерами и формой, устойчивых в агрессивных электролитах. Установлены оптимальные условия электрохимического осаждения декоративных коррозионно- и износостойких композиционных покрытий на основе никеля и меди с включением наноразмерных частиц SiO2·nH2O из стабильных электролитов со скоростью 30-70 мкм/ч при комнатной температуре. Доказано, что эти покрытия обладают повышенной коррозионной устойчивостью, причем композиты на основе никеля – твердые и износостойкие;

меди – пластичные и паяемые.

Список литературы 1. Гриллихес, С.Я. Электрохимические и химические покрытия. Теория и практика / С.Я. Гриллихес, К.И. Тихонов. – Л.: Химия, 1990. 280 с.

2. Гамбург, Ю.Д. Электрохимическая кристаллизация металлов и сплавов. / Ю.Д. Гамбург М.: РАН ИФХ, Янус-К, 1997. 384 с.

3. Айлер, Р.К. Химия кремнезема: растворимость, полимеризация, коллоидные и поверхностные свойства / Р.К.

Айлер. М.: Мир, 1982. – 416 с.

4. Смирнов, В.М. Химия наноструктур. Синтез, строение, свойства / В.М. Смирнов.– СПб.: Изд-во С.-Петерб. ун-та, 1996. – 108 с.

5. Гинберг, А.М. Справочник гальванотехника / под ред. А.М. Гинберга. М.: Металлургия, 1987. 736 с.

The ways of electrochemical deposition the decorative corrosion-and wear-resistant composite coatings, based on nickel and copper, with the inclusion of nano-sized particles of SiO2·nH2O at a rate of 30-70 m/h at room temperature were developed.

УДК 621. В.М. Шелехина, Л.Н. Дьячкова, А.М. Дорский (ГНУ «Институт порошковой металлургии НАН Беларуси») МАТЕРИАЛ НА ОСНОВЕ ПОРОШКА ЖЕЛЕЗА ДЛЯ ДЕТАЛЕЙ ТОРМОЗНОГО МЕХАНИЗМА АВТОМОБИЛЯ Представлены результаты исследований по разработке материала на основе железа для деталей тормозного механизма автомобиля.

Антифрикционные детали тормозного механизма автомобиля раньше изготавливались из бронзового проката с применением механической обработки. Коэффициент использования материала при этом составляет от 60 до 70 %.

Значительное подорожание сплавов на медной основе вызвало потребность в замене бронзы на другие материалы. Весьма перспективными для изготовления таких деталей являются порошковые антифрикционные материалы на основе железа, которые обладают триботехническими характеристиками, часто не уступающими характеристикам материалов на основе меди, а иногда (в зависимости от условий работы) превосходящими их.

В институте порошковой металлургии в течение ряда лет проводятся исследования по разработке и внедрению деталей тормозного механизма автомобилей из материалов на основе железного порошка для предприятий республики (ОАО «МАЗ») и России (ЗАО Камский завод «Автоагрегатцентр»).

Целью работы явилось исследование процессов получения антифрикционного материала на основе железного порошка для деталей тормозного механизма автомобиля Условия работы тормозного механизма, геометрия деталей, технология получения заготовок требуют разработки оптимальных режимов прессования (для получения определенной пористости), спекания (для формирования необходимой микроструктуры и возможности проведения последующей калибровки), изучения условий введения в поровое пространство материала жидких смазок, создающих в процессе работы режим самосмазывания, определения оптимального состава исходных железных порошков.


В качестве исходного материала для изготовления группы деталей тормозного механизма автомобиля (наружный диаметр от 25 до 50 мм, высота от 15 до 50 мм, отношение высоты к диаметру 0,5-1,5) (рис. 1) был выбран порошковый антифрикционный материал на железной основе ПА – ЖГрД, который отличается необходимым уровнем физико-механических характеристик и сравнительно дешев.

Для проведения исследований использовали порошок железный, распыленный в воде ПЖР (В)3, и порошок железный восстановленный ПЖВ 2.160.26. В качестве жидкой смазки для введения в поры спеченного материала применяли масло индустриальное И-20А. От количества масла, заполнившего поры образца при пропитке и удерживаемого им за счет капиллярных сил, существенно зависит работоспособность антифрикционных деталей.

Прессование на механическом прессе К 8130 в интервале давлений 450-600 МПа дает возможность получить относительную плотность заготовок в интервале 75-85 %. При плотности выше 85 % появляются закрытые поры и резко снижается масловпитываемость спеченных изделий, при плотности ниже 75 % ухудшаются физико-механические характеристики.

Рис. 1. Детали тормозного механизма автомобилей из материала на основе железного порошка Спекание порошковых материалов сложный процесс физико-химического взаимодействия компонентов. В зависимости от условий и режимов спекания взаимодействие порошков железа, графита и меди в смесях состава ЖГрД ведет к получению структур сильно отличающихся друг от друга, соответственно свойства таких материалов также различны.

Спекание проводили в печи СКЗ- 6,95.1,2/11,5-И-10,3 в атмосфере эндогаза с добавлением метана.

Исследование процесса спекания показало, что оптимальная температура спекания составляет порядка 1100 °С, спекание происходит в присутствии жидкой фазы (расплава меди). При более низкой температуре медь не плавится и скорость ее диффузии в железный порошок сравнительно низка, микроструктура образцов неравномерна. Превышение температуры спекания заготовок ведет к повышению твердости, затруднению процесса их последующего калибрования. Микроструктура феррито-перлитная, содержит перлит, включения сульфидов, поры, феррит до 40%, цементит (включения и разорванная сетка) до 15 % а также включения графита. Твердость составляет порядка 600 МПа.

Изучено влияние состава исходных железных порошков, их дисперсности, размера пор спеченных образцов на процессы пропитки маслом. Исследовали исходные порошки, их смесь (отношение 1:1) а также порошки, рассеянные с помощью сит по фракциям: (+160-200) мкм, (-160+100) мкм, (-100+0063) мкм, (-0063 мкм).

Для определения размера пор из полученных порошков прессовали образцы (относительной плотностью 80 %) диаметром 30 мм, высотой 3 мм. На спеченных образцах с помощью метода вытеснения смачивающей жидкости из пор по ГОСТ 26849-86 определяли размер пор (средний и максимальный).

В таблице 1 приводятся данные о влиянии состава железного порошка, среднего размера частиц фракций на размер пор.

Таблица 1 – Влияние состава исходного железного порошка, среднего размера частиц на размер пор спеченных образцов Средний размер Средний размер Максимальный размер Состав, % частиц, мкм пор, мкм пор, мкм ПЖРВисх. 80 6,1 8, ПЖРВ (+ 016 мкм) 180 9,8 16, ПЖРВ (+016-01 мкм) 140 9,8 16, ПЖРВ (-01+0063 мкм) 90 7 12, ПЖРВ (-0063 мкм) 50 5,6 9, 50ПЖРВисх + ПЖВисх 75 5.8 8, ПЖВисх 70 2,8 6, ПЖВ (+01 мкм) 105 4,9 13, ПЖВ (-01 +0063 мкм) 75 4,5 9, ПЖРВ (-0063 мкм) 50 3,4 5, У восстановленного порошка в исходном состоянии средний размер частиц составляет 70 мкм, максимальный размер пор 6,6 мкм, средний размер пор 2,8 мкм. При изменении среднего размера частиц фракций от 105 до 50 мкм максимальный размер пор меняется от 13,1 мкм до 5,2 мкм, средний размер пор от 4,9 до 3,4 мкм. Для смеси порошков средний размер частиц составляет 75 мкм, максимальный размер пор 8,2 мкм, средний размер пор 5,8 мкм. Таким образом, для смеси порошков размер пор близок размеру пор распыленного порошка.

Исследование процесса пропитки проводили на спеченных образцах диаметром и высотой 10 мм путем окунания в масло (температура 70 °С) и выдержки в течение 40 мин.

В таблице 2 приводятся данные по влиянию состава исходного железного порошка, среднего размера частиц на масловпитываемость.

Таблица 2 – Влияние состава железного порошка, среднего размера частиц на масловпитываемость Состав, % Средний размер частиц, мкм Масловпитываемость, % ПЖРВисх. 80 2, ПЖРВ (+ 016 мкм) 180 1, ПЖРВ (+ 016-01 мкм) 140 1, ПЖРВ (-01+0063 мкм) 90 2, ПЖРВ (-0063мкм) 50 2, 50ПЖРВисх + 50ПЖВисх 75 1, ПЖВисх 70 1, ПЖВ (+01 мкм0 105 1, ПЖВ (-01 +0063 мкм) 75 1, ПЖРВ (-0063 мкм) 50 1, Как видно из таблиц 1,2, несмотря на существенно меньший размер пор, образцы из восстановленного порошка железа пропитываются несколько хуже (масловпитываемость 1,95 % при среднем размере пор 2,8 мкм), чем из распыленного (2,1 % при среднем размере пор 6,1 мкм). Это можно объяснить значительно более развитой поверхностью восстановленных порошков, увеличением потерь на трение при заполнении маслом пор.

Для распыленного порошка с ростом дисперсности, уменьшением размера пор масловпитываемость спеченных образцов растет с 1,55 % для образцов со средним размером частиц 180 мкм (средний размер пор 9,8 мкм) до 2,4 % для образцов со средним размером частиц 50 мкм (средний размер пор 5,6 мкм). Таким образом, для улучшения маслопропитки целесообразно использовать распыленный железный порошок повышенной дисперсности.

There have been presented the results of investigation for pressing, sintering and properties of iron base material for truck brake assembly.

Секция 5. ТРИБОЛОГИЯ УДК 621.891. В.М. Голуб, М.В. Голуб (Брестский государственный технический университет) ИСПЫТАНИЯ И ДИАГНОСТИКА ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ ВАЛОВ ГИДРОМАШИН Рассмотрены технологические методы повышения надежности и долговечности уплотнений валов гидромашин, результаты их испытания, техническая диагностика, обеспечивающая своевременное выявление отклонения технических показателей от нормативных.

Важным моментом повышения надежности уплотнений является техническая диагностика, позволяющая выявить своевременно отклонения основных технических показателей от нормативных. Такими показателями для уплотнений могут быть допустимые нормы утечки, температурный режим и др. Определяющим показателем надежности является гидравлическая плотность контактной пары трения [1]. Принцип герметизации таких уплотнений основан на создании гидравлического сопротивления течению жидкости в торцовом щелевом зазоре Н контактного пояска колец пары трения, сокращающего до минимума (практически до нуля) протечку уплотняемой среды (рисунок 1).

Баланс силы F в торцовой паре трения рассматривается как сумма сил составляющих действующих на аксиально-подвижное контактное кольцо и обеспечивающих минимальную величину щели и толщину разделительной пленки жидкости определяется по формуле:

F FПР G R T, G p 0 SГИДР где Fпр – усилие, развиваемое пружиной;

– сила гидростатического давления р0;

4 – площадь гидравлической разгрузки;

R p 2 SКОНТ – сила, расклинивающая контакт;

SГИДР D d = 0,045 … 0,055 – коэффициент, учитывающий отклонение от линейного распределения давления по ширине контактного пояска;

SКОНТ D 2 D1 4 – площадь контакта;

Т – сила трения аксиально-подвижной втулки по уплотнительному эластичному кольцу.

P H G R T Fпр D D d Рис. 1. Баланс сил, действующих на аксиально-подвижную втулку Торцовое уплотнение (рисунок 2) рассматривается как сложная система [1], состоящая из корпуса 1, контактных колец 2 и 3, кольцо 2 которого связано через гильзу 4 с валом, а кольцо 3 через аксиально подвижную втулку 5 с корпусом 1;

пружин 6, для поджатия контакта;

эластичных уплотнительных колец:

аксиально-подвижных 7 и 8 и неподвижных 9 и 10 соединений;

стояночного уплотнения 11 и др.

Предъявляемые к уплотнениям валов гидромашин требования, в связи с совершенствованием технологических процессов перекачки, все время повышаются. Требуется обеспечить надежную и длительную работу гидромашин при высоких напорах на заданных частотах вращения вала, с учетом агрессивности и абразивосодержании уплотняемой среды.

Рис. 2. Моноблочный вариант торцового уплотнения с резервным узлом защиты На надежность уплотнений при эксплуатации оказывают влияние различные факторы: конструктивное исполнение, качество изготовления деталей и сборки, режимы работы, рабочая среда, наличие диагностических средств, квалификация обслуживающего персонала и др. Обеспечение надежности уплотнений связано с технической диагностикой, которая позволяет выявить неисправности и возможные отказы уплотнений на ранних стадиях [2].

Следует выделять тестовое и функциональное диагностирование. Методы тестового диагностирования используются для оценки технического состояния отдельных элементов уплотнения и соответствия техническим условиям. Такая проверка выходных параметров уплотнений (гидравлическая плотность при рабочих давлениях и частоте вращения вала, температурный режим, триботехнические характеристики) проводится для новых, после изготовления и сборки уплотнений и уплотнений после ремонта, на стендах и после монтажа на насосах перед их вводом в эксплуатацию.

Методика стендовых испытаний уплотнений включает опрессовку уплотнений на давление, превышающее по величине рабочее в два раза, в течение пяти минут. На стендах уплотнения испытывают в маслах или в рабочих средах. Уплотнение считается выдержавшим испытание, если давление на манометре остается без изменения в течение заданного интервала времени. Во время опрессовки уплотнений периодически вал проворачивают от руки.


Динамические испытания (обкатка) проводятся при вращении вала с частотой, указанной в технических условиях. Испытания начинают при невысоких давлениях (0,1...0,5 МПа) уплотняемой среды. Время обкатки от 30 минут до одного часа.

В дальнейшем давление в испытательной головке стенда ступенчато повышают до рабочего (паспортного).

Ведется оценка температурного режима уплотнения и утечки через уплотнение. Величина утечки уплотняемой среды не должна превышать указанную в технических условиях в течение двух часов обкатки.

Принципиальная схема стенда приведена на рисунке 3 а. Стенд включает испытательную головку 1, подшипниковый узел вала 2, электропривод 3, шестеренный насос 11, трубопроводы, регулирующую и измерительную аппаратуру.

1 4 8 5 М а) б) Рис. 3. а) схема стенда для испытаний торцовых уплотнений;

б) испытательная головка Головка стенда обвязана напорным и сливными трубопроводами (рисунок 3 б), на которых смонтированы запорные и регулирующие вентили. Давление уплотняемой среды в испытательной головке контролируется манометром 13. Температура уплотняемой среды контролируется термопарами на входе и выходе головки.

Термопары установлены на контактных кольцах пар трения.

В испытательной головке 1 (рисунок 3 б) монтируются два торцовых уплотнения 2, обеспечивающие герметизацию рабочей камеры 3.

При испытаниях уплотнений на стенде получены температурные кривые, кривая утечки и мощности трения (рисунок 4). Температура на контакте пары трения первые 1...10 минут плавно повышается и стабилизируется на рабочем диапазоне температур 60...80 С, а утечка за это время сокращается практически до нулевых значений.

q Т, C см / ч 80 60 N кВт N 1 q н,м и 0 0 0 10 40 1 – изменение температуры по внутреннему диаметру контакта;

2 – изменение температуры среды за уплотнением;

3 – изменение температуры около резинового уплотнения;

4 – изменение температуры по среднему диаметру контакта;

5 – изменение температуры по наружному диаметру контакта Рис. 4. Изменение температуры Т, С, контактных колец уплотняемой среды, величины утечки q и мощности трения N во времени При создании критических ситуаций (сокращение или отсутствие циркуляции уплотняемой среды в испытательной головке, повышение нагрузки на контакт) температура на контакте пары трения в начальный момент возрастает, а затем снижается. Объем утечки через контакт увеличивается, гидравлическая плотность уплотнения нарушается со снижением температуры. В случае разгерметизации аксиально-подвижного и неподвижного соединения в результате разрушения резиновых уплотнительных колец, температурный режим уплотнения не изменятся. Не оказывает влияния на температурный режим уплотнения поломка пружин, поводков и других деталей. Поэтому диагностика уплотнений по изменению температурного режима ненадежна. Определяющим диагностическим параметром рабочего состояния торцового уплотнения является величина утечки рабочей жидкости через уплотнение. Контроль по утечке жидкости осуществляет в системе аварийной защиты датчик-сигнализатор уровня утечки через уплотнение. При объеме утечки, превышаемом допускаемые значения, система защиты отключает насосный агрегат.

Список литературы 1. Голуб, В.М. Гидравлическая плотность контактной пары трения торцового уплотнения / В.М. Голуб, Ю.М. Плескачевский // Трение и износ. – 2001. – Т. 22. – № 3. – С. 271 – 277.

2. Голуб, В.М. Повышение износостойкости и герметичности контактных колец пар трения торцовых уплотнений:

автореф. дис. … канд. техн. наук. / В.М. Голуб. – Гомель, ИММС имени В.А. Белого, 2002. – С. 22.

We consider technological methods to improve the reliability and durability of the shaft seals hydraulic machines, the results of their tests, technical diagnostics to ensure the timely performance of technical deviations from the regulations.

УДК 621.62- М.В. Голуб, В.М. Голуб (Брестский государственный технический университет) ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ УПЛОТНЕНИЙ ВАЛОВ ГИДРОМАШИН Рассмотрены условия эксплуатации уплотнений валов гидромашин, причины их внезапных отказов и технологические методы повышения их надежности и долговечности.

Условия эксплуатации насосов весьма разнообразны и зависят от технологических режимов перекачки:

подачи, давления, температуры и свойств перекачиваемой среды. Исходя из анализа внеплановых выходов из строя центробежных насосов нефтехимических предприятий видно (рисунок 1), что более 30% отказов приходится на долю торцовых уплотнений. Аналогичная картина отказов насосов добычи, транспорта нефти и нефтепродуктов.

30 Т /у+АПГ подшип ники 20 вал картер 10 муф та прочее янв арь март май июль сент ябрь ноябрь Рис. 1. Анализ внеплановых выходов насосов из строя Проблема повышения надежности насосного оборудования заключается в том, что эксплуатация насосов с неисправными уплотнениями, кроме потери перекачиваемого сырья, приводит к нарушению режима перекачки, ухудшает условия работы обслуживающего персонала, а в ряде случаев и к критическим, аварийным последствиям. В связи с этим предъявляются жесткие требования к герметичности насосов по пожаро- и взрывобезопасности. Высокие требования к уровню герметичности зачастую определяют не только конструкцию насосов, но и параметры технологического процесса. Многие эффективные технологические процессы не могут быть реализованы из-за недостаточной герметичности валов по корпусу насоса, что снижает их надежность и долговечность.

Состояние поверхностного рабочего слоя колец пар трения представляет собой один из главных показателей, определяющих эксплуатационные характеристики торцового уплотнения, т.к. отказ уплотнения обычно связан с износом и разрушением трущихся поверхностей, приводящих к нарушению герметичности уплотнения. Правильный выбор материалов колец и соответствующей технологии обработки рабочих поверхностей контактной пары трения обеспечивают надежную работу уплотнения на длительный период даже в условиях относительно плохой смазочной способности уплотняемой среды.

Торцовое уплотнение в процессе работы при больших скоростях скольжения воспринимает как статические, так и динамические нагрузки. Материалы колец пар трения должны поглощать и рассеивать тепловую энергию антифрикционного покрытия без растрескивания и катастрофического изнашивания рабочих поверхностей, способную проявиться в результате многократных колебаний силового и теплового воздействий.

Одним из эффективных способов повышения долговечности торцового уплотнения является нанесение на рабочие поверхности контактных колец износостойкого композиционного слоя из тонкозернистых порошков карбида вольфрама, сплавляемых медьсодержащей матричной связкой, обладающей высокой теплопроводностью.

Принципиальной особенностью изготовления таких колец является то, что соединяются совершенно различные по своим физико-механическим свойствам и химическому составу материалы. Контактное кольцо является комбинированной деталью, основу которой составляет конструкционная сталь, а нанесенный на рабочую поверхность износостойкий поясок толщиной 2 – 3 мм в заданных чертежом размерах представляет собой твердый композиционный материал с высокими антифрикционными характеристиками. Механическая обработка таких колец не представляет технологических трудностей, т.к. только контактная торцовая поверхность требует при обработке применения специального сверхтвердого абразивного инструмента. При спекании и пропитке композиционного слоя заготовка нагревается до температуры 1200 – 1300 °С, поэтому в процессе охлаждении в сталях происходят определенные структурные изменения. Стали аустенитного класса хорошо смачиваются пропиточным материалом, имеют коэффициент линейного расширения близкий к коэффициенту линейного расширения композиционного материала, а структурные превращения в стали не приводят к изменению ее объема. Мартенситное превращение в сталях сопровождается заметным увеличением объема, что приводит к возникновению остаточных напряжений, возникновению трещин в композиционном слое и его отслоению. Трещины могут возникнуть как в процессе охлаждения, так и в процессе механической обработки заготовки контактного кольца.

Появление опасных остаточных напряжений в композиционном слое кольца, основа которого выполнена из сталей мартенситного класса, устраняется не только путем подбора состава компонентов покрытия, что довольно сложно, но и путем предварительного нанесения на стенки и дно канавки стальной заготовки кольца пластичной металлической подложки. Для этих целей возможно применение меднения или металлизации поверхностей канавки под износостойких слой шихты из твердосплавных порошков.

Фазовый состав нанесенного композиционного материала изучался по рентгенограммам, полученным на установке УРС-50 и дифрактометре ДРОН-2,0 в FeK излучении. Идентификацию рентгенограмм проводили по межплоскостным расстояниям и ширине интерференционных линий. На электронном микроанализаторе Comeca NS-46 были проведены исследования по количественному и качественному распределению элементов в композиционном слое.

Поверхности шлифов из композиционного материала предварительно изучались с помощью металлографического микроскопа МИМ-8. Поверхность износостойкого слоя представляет собой разнозернистую структуру, которая состоит из тонкодисперсных и мелких зерен карбида вольфрама и цементирующей их матричной связки (рисунок 2) на основе меди, никеля и кобальта.

Для сканирования выбирались наиболее типичные участки микрошлифов. Исследовалось распределение W, Сu, Ni, Co в плоскости, перпендикулярной контактной поверхности. Отмечаются наложения интерференционных максимумов различных фаз друг на друга, наблюдаются изменения кристаллической структуры решеток WC и W2C в результате обезуглероживания. Матричная связка образует твердый раствор никеля в меди с дисперснорассеянными частицами карбида вольфрама и кобальта. Отмечено образование сложных карбидов типа -Co2W4C3 и -Со3W3С на границах зерен карбида вольфрама, а также на границе композиционного слоя и стальной основы кольца. Это указывает на подплавление и частичное скрепление твердого каркаса, состоящего из зерен карбида вольфрама.

а) 70 б) Рис. 2. Микрофотография поверхности (а) и структура композиционного материала (б) Полученные микрофотографии поверхности композиционного слоя в поглощенных электронах наглядно показывают равномерность распределения в цементирующей связке по границам зерен вольфрама элементов кобальта, меди и никеля.

Рис. 3. Распределение элементов в композиционном материале с матричной связкой Из спектрограммы (рисунок 3) видно, что в диффузионной зоне контакта композиционного слоя со сталью содержание никеля доходит до 0,9 мас.%, значительно снижаясь в глубину стали h, и на расстоянии 30 мкм составляет 0,1 %. Кобальт в сталь диффундирует на глубину до 8 мкм. Медь и вольфрам в сталь не диффундируют. Матричная связка, цементирующая крупные зерна карбида вольфрама, состоит из твердого раствора никеля в меди, наполненного тонкодисперсными частицами карбида вольфрама и кобальта.

Содержание меди в прослойках находится в пределах от 15 до 60, никеля – от 4 до 25, кобальта – от 4 до 10 мас.%. Содержание дисперсно-рассеянного карбида вольфрама в связке колеблется от 30 до 50 %.

На поверхности зерен карбида вольфрама отмечаются тонко рассеянные мелкие частички меди, чем обеспечиваются высокие антифрикционные характеристики композиционного слоя.

In the article the target operating shaft seals hydraulic machines, the reasons for their sudden failures and technological methods to improve the reliability and durability.

УДК 621.9:539. О.С. Киселевский (Белорусский государственный университет транспорта) ЧИСЛЕННАЯ МОДЕЛЬ СТАТИЧЕСКОГО КОНТАКТА ПОВЕРХНОСТЕЙ С ФРАКТАЛЬНОЙ МОРФОЛОГИЕЙ* Вниманию предлагается модель контакта шероховатой поверхности с плоскостью, основанная на представлении профиля поверхности в виде функции Вейерштрасса-Мандельброта.

Введение. К настоящему времени достаточно хорошо разработан и широко применяется в инженерных и научных расчётах целый ряд методов решения задач дискретного контакта твёрдых поверхностей. Известно, что наибольшее распространение получили модели, в которых шероховатая поверхность представляется совокупностью высотно-шаговых параметров шероховатости. Разумеется, предлагаемое в этих моделях представление контактирующих неровностей в качестве полусфер одинакового радиуса, не учитывает масштабного самоподобия реальной топографии поверхности. В тех случаях, когда параметры шероховатости поверхностей существенно зависят от масштаба наблюдения, а сама форма неровностей самоподобна и масштабно инвариантна, для параметризации морфологии оправдано применение фрактального подхода. Среди существующих на данный момент фрактальных моделей контакта важно отметить известные модели Гринвуда Вильямсона (ГВ) и Мандельброта-Бушана (МБ). Эти модели учитывают распределение размеров пятен фактического контакта в широких масштабных пределах, а профиль поверхности рассматривают в виде фрактальной функции Вейерштрасса-Мандельброта (ВМ). Однако известно, что сами авторы этих моделей в некоторых своих работах признают недостаточными основания для признания их правомерности. В частности, в работе [1] отмечается несогласованность модели с результатами эксперимента и неточность предположений о характере распределения материала шероховатой поверхности по высоте.

Современный уровень развития вычислительной техники даёт возможность создания численной модели контакта, а также её верификации.

Постановка задачи. Отыскание среднего давления на отдельно взятом пятне контакта и распределения давления по площади пятна даже для неровностей правильной геометрической формы представляет нетривиальную задачу. Неровности же поверхности, претерпевшей диссипативные процессы самоорганизации, правильной формой обладать не могут. Наоборот, они обладают самоподобной формой, и их фрактальная размерность является основным информативным элементом, несущим сведения о прошедших структурных изменениях и ожидаемых свойствах [2].

Особенностью контактной задачи для фрактальных поверхностей является то, что она должна учитывать морфологические свойства поверхности, обусловленные её фрактальностью:

- распределение вершин неровностей по высоте;

- распределение неровностей по радиусам вершин;

- сложная фрактальная форма каждой отдельной неровности.

Модель статического контакта фрактальных профилей (плоская модель). За основу математического описания фрактальной поверхности были взяты принципы модели МБ, согласно которой её профиль может быть представлен функцией ВМ. В общем классическом случае функция ВМ является интегральной функцией бесконечного сходящегося ряда гармоник, квадрат амплитуды каждой из которых определяется спектром мощности функции ВМ:

* Работа выполнена при поддержке БРФФИ «Наука-М».

G ( f ) k / f k/f 2 H 1.

Показатель крутизны спектра мощности функции ВМ связан с фрактальной размерностью поверхности Ds выражением [3]:

- 2.

2e Ds В реальности функция ВМ является не бесконечным рядом, а ограниченным максимальной пространственной частотой субмикрошероховатостей fmax и минимальной пространственной частотой макронеровностей fmin. Зная эти параметры, а также фрактальную размерность Ds и коэффициент k, линейно связанный со средним значением амплитуды неровности, легко получить численную модель профиля фрактальной поверхности, а также модель самой поверхности.

На первом этапе разработки данной модели решено было ограничиться решением плоской контактной задачи, то есть решением задачи контакта профиля, заданного функцией ВМ с прямой линией (рисунок 1). На основании некоторых допущений, форма каждой отдельно взятой контактирующей неровности представлялась круглой. Таким образом, из предъявленных к модели требований были выполнены только два – распределение вершин неровностей по высоте и распределение неровностей по радиусам вершин подчинялись фрактальным законам.

Масштаб по оси Х: а – 40 ;

б – 125 ;

в – 2200.

На рисунке (в) показан вариант аппроксимации деформированной части неровности сегментами круга.

Рис. 1. Фурье-симулированный фрактальный (D = 1,47) профиль в различных масштабах Предложенная двумерная модель контакта позволила выяснить специфические для фрактальных поверхностей закономерности. Было установлено [4], что параметр Ds значительно влияет на характер зависимости максимальных давлений на пятнах фактического контакта от величины нагрузки Pmax(F) (рисунок 2, а). Для гладких поверхностей с размерностью Ds 2 наблюдается преобладание выступов большой пространственной протяженности и малой кривизны, для которых характерны низкое значение индекса пластичности и высокое значение контактного давления, необходимого для перехода к пластической деформации. При увеличении нагрузки и сближении поверхностей количество вновь вступающих в контакт неровностей невелико и зависимость Pmax(F) определяется переходом деформации уже контактирующих выступов от упругой к пластической. Это приводит к резкому увеличению доли фактической площади контакта до Ar/An = 7 % при незначительном увеличении контактного давления (кривая 2 на рисунке 7, б).

Для сильно развитых поверхностей с размерностью D 3, в отличие от гладких, увеличение нагрузки приводит к значительному росту контактных давлений при незначительном увеличении доли ФПК (кривая 3 на рисунке 7, б). Это связано с преобладанием неровностей с малой пространственной протяженности и малыми радиусами кривизны при вершине. Деформация таких выступов уже при малых значениях сближения носит пластический характер.

При данном моделировании контакта учитывались механические и топографические свойства поверхности реальных алмазоподобных покрытий. Результаты трибологических испытаний (нагрузка на индентор и посчитанная по АСМ-изображениям фактическая площадь контакта) этих покрытий совпали с результатами численного моделирования.

а б 1 – Ds = 2,55;

2 – Ds = 2,10;

3 – Ds = 2,95;

4 – экспериментальный результат Рис. 2. Зависимости среднего значения Pmax максимальных контактных давлений на пятнах фактического контакта (а) и доли несущей нагрузку площади контакта (б) от нагрузки F для моделей поверхностей с различной фрактальной размерностью Ds [4] а б Рис. 3. Зависимости среднего значения Pmax максимальных контактных давлений на пятнах фактического контакта (а) и доли несущей нагрузку площади контакта (б) от нагрузки (трёхмерная модель) На рисунках 3 а, б показан характер зависимостей Pmax(F) и Ar/An(Pmax), полученных при моделировании поверхности с размерностью Ds = 2,55 и механическими свойствами аустенитной нержавеющей стали.

Заключение. Предложенная модель позволяет изучить структуру дискретного контакта фрактальных поверхностей, зависимости фактической площади контакта и распределения по ней локальных давлений от внешней нагрузки, механических свойств поверхностных слоёв и параметров топографии. Её результаты достаточно точно коррелируют с экспериментальными [4].

Список литературы 1. Handbook of Micro-Nano Tribology / edited by B. Bhushan. – NY, London, Tokyo, 1995. – 628 p.

2. Синергетика и фракталы в материаловедении / В.С. Иванова [и др.]. – М.: Наука, 1994. – 383 с.

3. Киселевский, О.С. Фурье-анализ профилей сверхгладких фрактальных поверхностей / О.С. Киселевский, В.П. Казаченко // Доклады НАН Б. – 2007. – Т.51. – № 4. – С. 95–97.

4. Киселевский, О. С. Фрактальная структура поверхности алмазоподобных и никелевых покрытий триботехнического назначения: автореф. дис. … канд. техн. наук. 05.02.04. / О.С. Киселевский. – ИММС НАН Беларуси. – Гомель, 2007. – 22 с.



Pages:     | 1 |   ...   | 7 | 8 || 10 | 11 |   ...   | 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.