В первичной реакционной зоне для всех конвертерных переделов основным процессом является усвоение вдуваемого кислорода, протекающее на границе раздела окислительный газ — металл.
Как показано выше, внедрение газовой струи в жидкость сверху, сбоку или снизу вызывает эжекцию металла в газовый поток и дробление газового потока на отдельные объемы. С увеличением динамического напора газового потока в месте встречи с ванной (в определенных пределах) возрастает степень эжекции металла.
Эжектированные металл и шлак, попадая в газовый поток, дробятся под действием динамического напора на капли различных размеров. Этот процесс имеет сложный механизм и определяется соотношением инерционных сил газового потока и поверхностного натяжения жидкости, из которой состоит капля. Для процессов в реакционной зоне максимальный диаметр капли с? к max, стабильной в газовом потоке данных параметров, находится из условия
PrWrUlc тах /3«
Где р0 — коэффициент массопереноса; Co2 и Co2 равн — концентрации кислорода в объеме газа и равновесная с металлом на границе раздела.
В металле, в зависимости от интенсивности и направленности циркуляционных потоков в нем, развивается массоперенос растворенных элементов к границе раздела. Удельная интенсивность массопереноса каждого из них
(1.50)
Где Pi — коэффициент массопереноса t’-ro элемента; С,- и Сгравн— концентрация элемента в объеме металла и равновесная с газовой фазой на границе раздела. Величина (3, при наличии циркуляционных потоков в капле определяется конвективной диффузией, а при их отсутствии — молекулярной. Если коэффициенты массопереноса молекулярной диффузией неодинаковы для различных элементов, то при конвективной диффузии величины р* одинаковы для всех элементов и определяются лишь интенсивностью перемешивания металла.
Углерод, кремний, марганец и другие элементы могут на границе раздела взаимодействовать с подводимым из газовой фазы кислородом, усваивая его. Если величину и для каждого элемента пересчитать на потребляемый таким образом кислород и просуммировать полученные значения, то можно определить удельный расход кислорода на границе раздела, необходимый для окисления подводимых к ней из объема металла элементов is-
В первые мгновения контакта металла с окислительным газом is ^ io. При этом элементы, подводимые с удельной интенсивностью ii к границе раздела, полностью усваивают весь находящийся здесь кислород. Если продуктом окисления элемента является конденсированная фаза (SiC>2, MnO, FeO), то на границе раздела образуется пленка окислов О. В случае, когда элементы окисляются с образованием газообразных компонентов (углерод), последние переходят в газовую фазу. Исследования показывают, что в начальной стадии контакта газа-окислителя с расплавами системы Fe—С наиболее благоприятные условия поверхностного окисления создаются для углерода, так как продукты реакции выделяются в имеющуюся газовую фазу. Образование же новой фазы конденсированных окислов возможно только при значительных пересыщениях металла кислородом. Однако большие значения соотношения Po/Pi, например высокая скорость газового потока, могут привести к очень быстрому израсходованию массы элементов в прилегающих к поверхности слоях металла. В дальнейшем доставка элементов из объема металла будет осуществляться значительно медленнее, что приведет к уменьшению is-
Если is, < i0, то часть кислорода у границы раздела, не израсходованного на окисление массы подведенных примесей, начнет взаимодействовать с атомами железа, из которого в основном состоит металл, окисляя его. Согласно теоретическому анализу соотношения величин I0 и is, проведенному с помощью новейших данных для определения скорости массопереноса применительно ко всем вероятным в реальной конвертерной ванне условиям, практически в течение всего взаимодействия i„ > is. Важнейшими причинами этого являются большие скорости движения окислителя в газовой фазе и малые размеры образующихся в реакционной зоне капель, в которых практически мгновенно подавляется или прекращается конвективная диффузия. Следовательно, в реальных условиях на границе раздела окислительный газ — металл взаимодействие сводится к поверхностному окислению капли или металла вокруг пузырей, которое можно назвать сжиганием поверхностных слоев металла. Окисление носит не избирательный с термодинамической точки зрения, а тотальный характер, и так как основной составляющей металла является железо, продукты сжигания содержат преимущественно его окислы.
Для системы Fe—С—Si—Mn с различным содержанием элементов в пределах чистое железо — чугун экспериментально установлено, что содержание окислов железа в шлаковой фазе первичной реакционной зоны достигает 90—98 %. Это отвечает расчетным данным для случая тотального сжигания. Содержание других окислов, в частности БЮг и MnO, составляет 1—15 и 1 —10 % соответственно, и тем больше, чем выше концентрация кремния и марганца в чугуне.
Таким образом, первичным актом усвоения кислорода из окислительного газа, вдуваемого в ванну, является поверхностное окисление металла на границе раздела газ — металл. Схема этого процесса представлена на рис. 1.13, б. На границе раздела газ—металл образуется пленка окисла (слой О), передача кислорода через которую осуществляется по следующим этапам: граница газ — металл
2(FeO) +{02} -V (Fe2O3); (1.51)
Массоперенос Fe203 через слой окислов; граница окисел — металл (Fe2O3) + [Fe] 3(FeO). (1.52)
Накопление (FeO) на границе раздела окисел — металл вызывает массоперенос (FeO) к границе раздела газ — окисел; растворение кислорода в металле по уравнению
(FeO) ->¦ [Fe] + [О]. (1.53)
По мере окисления металла толщина слоя окислов возрастает, и, начиная с некоторой критической для конкретных условий величины, скорость окисления лимитирует перенос ионов железа через слой окислов и окисление замедляется.
Горение металла в кислороде протекает в температурном режиме, определяемом тепловым балансом процесса:
Qrop = Qh + Qn0T, (1-54)
33
Где Qrop, Qu, Qn0T — тепло, соответственно выделившееся при окислении (горении) металла, затраченное на нагрев всех фаз и потерянное в окружающую среду путем конвекции, излучения и испарения. Из всех составных частей теплового баланса при горении металла в кислороде основным является Qr0p, а в потерях тепла — та их часть, которая связана с испарением. При горении металла в воздухе, когда затраты тепла на нагрев азота дутья велики, растет значимость Qu. Горение развивается в нестационарном режиме, в ходе процесса повышается температура реагирующих фаз до некоторого максимально возможного предела. Затем, если толщина слоя окислов по мере окисления и в дальнейшем нарастает, уменьшаются скорость окисления и Qrop, что вызывает снижение температуры горения. Максимальная температура горения металла (согласно законам горения конденсированных систем) зависит от
2 193 температур кипения горящей фазы, продуктов сгорания и приблизительно равна меньшей из них. Это происходит потому, что при минимальной температуре кипения парциальное давление пара той фазы, которой она соответствует, становится равным общему внешнему давлению (~ 0,1 МПа) и, следовательно, интенсивность испарения данной фазы резко повышается. В таких условиях значительная часть выделяющегося при горении тепла расходуется на испарение этой фазы, нарастание температуры горения замедляется и она достигает максимума.
В рассматриваемых условиях кипеть может металл системы Fe—С или его окислы. Температура кипения металла составляет около 2820—2850 0C, а его окислов 2400—2500 0C по разным оценкам. При таком соотношении должны преимущественно испаряться окислы железа. Это тем более вероятно, так как последние контактируют с газовой фазой, благодаря чему облегчается удаление их паров в объем газа от границы раздела. Таким образом, температура горения металла в кислороде не должна превышать 2400— 2500 0C, что соответствует экспериментально полученным значениям температуры реакционной зоны 2100—27000C (если учесть трудности проведения svroro эксперимента и возможные погрешности) .
В условиях продувки воздухом или другими смесями кислорода с нейтральным газом увеличиваются затраты тепла на нагрев инертного газа и температура горения металла снижается до пределов 1700—1900 0C (при содержании кислорода в смеси около 20 %)¦ Вдувание с кислородом восстановительных газов или твердых холодных пылевидных частиц также снижает температуру горения и реакционной зоны. Положительной стороной этого является уменьшение парциального давления паров испаряющейся фазы и пылеобразования.
Специфика процесса горения металла системы Fe—С заключается в возможности взаимодействия растворенного в металле углерода с кислородом. Оно протекает на границе металл—окисел
[С] + (FeO) — V {СО} + [Fe] (1.55)
И в объеме металла
[С] + [О] — {СО}. (1.56)
В первом случае выделяющаяся окись углерода образует газовые пузыри, которые, вырастая, прорывают пленку окислов и переходят в газовую фазу, что интенсифицирует массоперенос веществ через слой окислов и увеличивает скорость горения металла. Во втором случае газовая фаза зарождается в объеме металла (в первую очередь это происходит, если металл диспергирован в газовой фазе на капли), что вызывает взрывообразный разрыв первоначальной капли на несколько капель меньшего размера, названный выше химическим дроблением.
Из описания процесса тотального сжигания металла в окислительном газе в пределах первичной реакционной зоны вытекает интересное следствие. Углерод и сера, растворенные в металле и сгорающие с ним, образуют газообразные продукты сгорания. Таким образом, окисление углерода и переход серы в газовую фазу не зависят от термодинамических условий.
Продувку снизу газовыми струями изучали еще применительно к процессам донного воздушного дутья — бессемеровскому и тома — совскому.
Результаты холодного моделирования показали, что при малых давлениях дутья (6), (1.46)
Где р — постоянная, характеризующая темп смешения для данной пары газ — жидкость. Значение р колеблется в пределах 1,5—4,5, увеличиваясь с ростом давления дутья и уменьшением плотности жидкости. Процесс перемешивания при обычных для практики давлениях дутья в основном заканчивается на расстоянии 15—20 калибров от сопла.
В результате смешения с газовым потоком эжектированные объемы жидкости дробятся под действием динамического напора газа и превращаются в капли. Размеры капель составляют Ю-5— 10_3 м при высоких давлениях дутья. Они, как и в случае продувки сверху, подобны туману в газовом потоке. Значительная удельная поверхность капель, в частности при продувке жидких Fe — С сплавов, обеспечивает быстрое расходование кислорода на окисление металла. В продуваемом металле формируются первичная I и вторичная II реакционные зоны (рис. 1.11). В пределах первичной зоны металл эжектируется в струю окислительного газа 1 и на его сжигание расходуется кислород газа. Образовавшиеся окислы железа переходят во вторичную реакционную зону, где, смешиваясь с металлом ванны, окисляют растворенные в нем элементы. Если окисляется углерод, пузыри образующейся окиси углерода всплывают на поверхность ванны, вызывая при своем разрушении образование бурунов и всплесков.
Так же, как и при продувке сверху, в агрегатах с донным дутьем (кислородным или воздушным) в реакционных зонах периодически образуются большие газовые объемы (по размеру близкие к размеру реакционной зоны), дающие наиболее мощные всплески. Последние являются одной из причин выноса и выбросов жидкости в пространство над ванной. В том случае, когда длина реакционной зоны близка к глубине ванны или больше ее, возникают также «прострелы» ванны газовым потоком (см. рис. 1.9, в), пульсация которого вызывает изменение длины реакционной зоны. Волнообразование приводит к колебаниям толщины слоя металла над соплом, что обусловливает периодический характер «прострелов». «Простреливающий» ванну газовый поток уносит с собой объемы жидкости, это также служит причиной выноса металла. При наличии слоя вспененного шлака всплывание больших газовых объемов и «прострелы» вызывают его выбросы.
Глубина конвертерной ванны должна превышать длину реакционной зоны для обеспечения более спокойного хода продувки. Вместе с тем чрезмерное (выше оптимальных значений) увеличение толщины слоя металла в конвертере также способствует выбросам (уровень вспененной ванны приближается к горловине).
При донной продувке ванны технически чистым кислородом футеровка днища быстро изнашивается. Пульсация реакционной зоны вызывает периодическое движение газожидкостной среды реакционной зоны, противоположное направлению потока вдуваемого газа, т. е, в сторону футеровки. При продувке кислородом температура фаз в реакционной зоне достигает приблизительно 2500 0C и обратные удары вызывают контакт среды высокой агрессивности с футеровкой вокруг сопла. Поэтому для уменьшения скорости износа футеровки вокруг центральной кислородной струи создают поток защитной фазы III, подаваемой через кольцевой зазор 2 (см. рис. 1.11, б) и состоящей из восстановительного, диссоциирующего при температурах металла или нейтрального газа. Так как расход защитной среды по объему не должен превышать 5—10 % объема вдуваемого кислорода, ширина кольцевого зазора составляет максимум 1—3 мм. Даже в условиях достаточно высокого давления подаваемой защитной среды длина пути ее смешения с окружающим металлом не превышает 10 см. Указанная длина пути достаточна для изоляции (отдаления) реакционной зоны от футеровки и смягчения отрицательного действия обратных ударов. Однако она слишком мала, чтобы существенно сказаться на общей структуре реакционной зоны. В дальнейшем газовый поток разбивается на отдельные пузыри.
Длина реакцибнной зоны продуваемого снизу металла несколько больше, чем при верхнем дутье, что связано в основном с соотношением направлений векторов архимедовых и инерционных сил газового потока. Если в первом случае векторы взаимно противоположны, что тормозит проникновение газовой струи в металл, то при донной они направлены в одну сторону.
Длина реакционной зоны может быть описана критериальным выражением (1.37), причем для первичной реакционной зоны k = = 1,66; т=0,394, а для вторичной — соответственно 3,23 и 0,376. Содержание углерода в ванне существенно и неодинаково влияет на длину первичной и вторичной реакционнных зон. Если содержание углерода ниже 0,1 %, длина первичной реакционной зоны максимальна, при содержании же углерода 1—3%—минимальна. В случае продувки чугуна ее длина имеет среднее значение. Длина вторичной реакционной зоны с увеличением содержания углерода в металле изменяется симбатно скорости обезуглероживания vc, т. е. высоким скоростям окисления углерода соответствует максимальная длина зоны, а низким — минимальная.
Максимальный диаметр реакционной зоны в рассматриваемом случае меньше, чем при донной продувке. Он может быть описан выражением типа
Djdsbn = khxm, (1.47)
Где k и tn — некоторые постоянные. Для первичной реакционной зоны fe = 2,29, т=0,33, а для вторичной — соответственно 3,47 и 0,313. Величины диаметров первичной и вторичной реакционных зон зависят от содержания углерода в продуваемом металле: они минимальны, если [С] ^0,1 %, с увеличением содержания углерода в металле растут и при концентрации углерода [С]=1—3 % достигают максимума. Таким образом, диаметры реакционных зон изменяются симбатно скорости окисления углерода vc.
В обычных условиях донной продувки (цилиндрические сопла, давление дутья более 0,2 МПа) окислительный газ входит в ванну сжатым и резко расширяется на начальном участке. В связи с этим диаметр реакционной зоны внизу ванны («корень» зоны) существенно больше диаметра сопла d вых-
При донной продувке воздухом количество сопел в днище, как отмечено выше, весьма велико, а их диаметр небольшой. Если днище игольчатого типа, то расстояние между соплами составляет 5—20 калибров, а для фурменных днищ оно снижается до пяти калибров в пределах фурмы. Сопоставление этих размеров с соответствующей величиной диаметра реакционной зоны позволяет предположить, что реакционные зоны одной фурмы в значительной степени сливаются. При этом повышается вероятность возникновения «прострела» ванны газовым потоком, увеличиваются размеры всплывающих газовых объемов, высота всплесков металла и интенсивность его выноса. Для днищ игольчатого типа возможно лишь частичное наложение соседних реакционных зон. В этом случае указанные отрицательные последствия слияния значительно ослабляются.
При донной кислородной продувке расстояния между соплами достигают 20—25 калибров, что позволяет обеспечивать достаточную степень разведения образующихся реакционных зон и спокойную продувку.
Схема реакционной зоны при боковой продувке представлена на рис. 1.12. Совместное действие динамического напора газового потока с горизонтальным вектором и подъемной архимедовой силы, направленной вертикально вверх, приводит к искривлению зоны взаимодействия газовой струи с жидкостью. По мере удаления от среза сопла 1 в ванну 2 и уменьшения динамического напора в результате смешения газа с жидкостью удельное значение подъемной силы возрастает и искривление зоны увеличивается.
Процессы в первичной зоне I аналогичны описанным выше для верхней и донной продувки. Во вторичной зоне II окисляются примеси и периодически выделяются отдельные крупные газовые объемы 3, вызывающие на поверхности ванны образование буруна и всплесков. Таким образом, периодическое образование и движение вверх больших газовых объемов в реакционной зоне наблюдается при любом способе продувки, т. е. представляет собой универсальное явление.
Рис. 1.12. Схема реакционной зоны при боковой продувке
Длина реакционной зоны описывается выражениями типа (1.37) со следующими значениями коэффициентов: для первичной реакционной зоны L1 /г = 4, т = 0,35, а для вторичной L k = 4,27, яг=0,328.
Физико-химические явления в реакционной зоне во многом определяют механизм реакций конвертерных процессов и технологию плавки.
Многочисленные оптимистические высказывания в пользу режущей керамики основаны, согласно Кёльблю, на том положении, что при очень больших скоростях резания даже в случае небольшого сечения стружки можно снять в единицу времени по меньшей мере тот же объем, что и при большом сечении стружки и соответственно меньшей скорости резания; таким образом, разделение съема материала на несколько операций с небольшим сечением стружки с учетом высокой стойкости режущей керамики должно обеспечить успех. Однако детали таких габаритов, при которых машинное время даже при весьма высокой скорости резания еще достаточно велико для сохранения выгодного соотношения к побочному времени и времени на наладку, встречаются очень редко. Таким образом, не имеет смысла стремиться к связанному с большими затратами и риском дальнейшему укорачиванию и без того короткого машинного времени, если сумма побочных периодов остается неизменной или даже повышается. В противном случае специалист, учитывая значительно большее потребление энергии на одно чистовое резание, с трудом смог бы разбить операцию, которую с имеющимся режущим материалом можно было бы провести как черновое резание за один проход, на несколько проходов. При чистовой обработке материалов, дающих объемистую сливную стружку, приходится также иметь дело и с неудобствами, связанными с ее уборкой и отводом. С технической и экономической точки зрения, однако, может представиться целесообразным первую обдирочную операцию провести, например, на револьверном станке обычной твердосплавной пластинкой, а заключительную чистовую обработку примерно с двух-трехкрат — ной скоростью резания пластинками из твердого сплава специальной марки либо из режущей керамики. В Америке уже разработаны подходящие для этого инструменты с механическим креплением одной твердосплавной и одной керамической пластинки.
2 3 L 5 6 7 в 910121M6W20, Относительная скорость резания
I If50 Р50-Р40 M 40
MO-ZflO Р30-Р20 Zl20 — ZI10
ZfOS-ZfOl PlO-POl
5
Рис. 159. Объем применения современных и предполагаемых в будущем важнейших разновидностей режущих материалов (по Кёльблю):
/ г з
А—и напоящее время; В — в будущем; / — пелегировапнаи сталь; 2 — легированная инструментальная сталь; Я — быстрорежущая сталъ; 4 — стеллиты; 5 — промышленные марки ме- таллокерамических твердых сплавов; 6 — специальные марки твердых сплавов; 7 — режущая керамика; в — алма;{
Во внимание более высокую физическую нагрузку рабочего в результате изменения соотношения машинного времени и времени побочного и расходуемого на наладку. Можно требовать очень высоких скоростей резания в тех случаях, когда станки оснащены автоматическими режущими устройствами, приспособленными для быстрого обратного хода, кнопочными выключателями вместо рубильников и т. д.
Сокращая машинное время путем применения высоких скоростей резания, необходимо в то же время принимать
Такие режущие материалы, как специальные марки твердых сплавов и режущая керамика, применяемые всегда строго на пределе их механической нагруженности, мало подходят для станков-автоматов.
Подводя итоги современным сведениям и данным опыта по внедрению режущей керамики, можно, согласно Кёльблю [55], сделать вывод, что этот очень высокопроизводительный материал не может заменить применяемые до сих пор твердые сплавы. Режущая керамика расширяет диапазон применения режущих материалов в той области, где она может играть роль промежуточного звена между износостойкими твердыми сплавами и алмазом. Она является ценным дополнением к твердым сплавам и на будущее ей отводится лишь сравнительно небольшая, хотя и перспективная область применения (рис. 159).
Литература
1. Ryschkewitsch Е. Oxydkeramik der Einstoffsysteme, Springer-Verlag, Berlin, 1948; Oxide Ceramics, Academie Press, N. Y., 1960.
2. Agte С. u’ a’ Schneidkeramik, Akademie-Verlag, Berlin, 1959, S. 159—163.
3. B a r t a C. Fortschrifte der Pulvermetallurgie, CS. Akad. Wiss., Prag, 1954, S. 611.
4. Qerdien H. Z. Elektroehem., Bd 39, 1933, S. 13—20.
5. Jaeger Q. Z. VDI, 1945, Bd 89, S. 19—22; Metall, 1955, Bd 9, S. 358—366.
6. Osenberg W. Maschinenbau und Betrieb, 1938, Bd 17, S. 127— 130.
7. Трудов П. П., Ц и г а н о в а М. П. Keramikbestiikte Schneid- werkzeuge, Teubner, Leipzig, 1954.
8. К i е f f е г R. и. а., 1943, Bd 104, S. 208—223.
9. Vinter F., Strojikenska Vyroba, 1956, t. 8, s. 327, 362—363.
10. Kolbl F., Planseeber, Pulvermetallurgie, 1958, Bd 6, р. 48—60.
11. Трудов П., Цыганова М. П. Станки и инструмент, 1952, т. 13, № 4, с. 10—12.
12. Исаев А. И. и др. Станки и инструмент, 1952, т. 13, № 4, с. 12—14.
13. К а р а т у г и и М. M., Казаков Г. Ф. Вестник машиностроения, 1952, J^ 5, с. 87—90.
14. Серебровский В. Б. Обработка металлов керамическими резцами. Машгиз, 1953.
15. Китайгородский Ю. Ю., Павлюченко Н. М. Стекло и керамика, 1953, т. 10, № 11, с 4—7.
16. Го д ж а е в А. М. Минералокерамический токарный резец. Проф — издат, 1956.
17. Беляев М. Ф. Станки и инструмент, 1956, т. 26, № 11, с. 21—23.
18. Коваленко Г. Д. Станки и инструмент, 1956, т. 26, № 11, с. 35—36.
19. JI и пеки й Ж. Д., Ж у кар ев Я. А. Станки и инструмент,
1956, т. 26, № 7, с. 37—38.
20. Нот ик С. M., Куликов Г. П. Станки и инструмент, 1956, т. 26, № 7, с. 39—40.
21. P а с т р о т ш е в В. Я. Вестник машиностроения, 1956, т 36, № 6, с. 33—35.
22. Ш а л н о в В. А. Станки и инструмент, 1956, т. 27, № 1, с. 26—28.
23. Ж и х а р е в В. Я — Станки и инструмент, 1956, т. 27, № 2, с. 19— 21; Вестник машиностроения, 1955, т. 35, № 9, с. 38—40; 1956, т. 36, № 7, с. 42—45.
24. Кацер В. А. Станки и инструмент, 1957, т. 28, стр. 28—30.
25. Гельфанд О., Футорьян С. Б. Вестник машиностроения, 1957 т 37 с 50
26. Koloc J. Strojirenstvi, 1953, t. 3, s. 48—49.
27. V i d е m a n Z. Fortschritte der Pulvermetallurgie, CS. Acad. Wiss. Prag, 1954, S. 539—544.
28. D г a b е k F. Fertschritte der Pulvermetllurgie, CS. Akad. Wiss., Prag, 1954, S. 639—646.
29. W о 1 f Н. J. В. Machine Moderne, 1954, р. 27—32.
30. Vinter F., Preisler J. Strojirenstvi, 1955, t. 5, S. 199— 203.
31. Biernawski W., К а с z m а к е г J. Mechanik, 1935, .Bd 26, N 5, s. 194—198.
32. Jozefik A. Mechanik, 1956, Bd 29. N 12, S. 460—464.
33. В i е г n a w s к i W. Mechanik1 1957, Bd 30, № 5/6; Bd 5, S. 229— 2,33.
34. В i er n aw s к i W. u. a. Mechanik, 1958, Bd 31, N 1, S. 33—39.
35. Г и б а с T Стекло и керамика, 1955, т. 2, № 2, с. 33.
36. Pogany Т. Qep., 1955, t. 11, 423—427; 1955, t. 12, S. 471 — 476.
37. DeLacy. Literature Survey on Aluminium Oxide Base Cutting Tools, 1954, PB 111759.
38. Minutes of Symposium on Ceramic Cutting Tools, Watertown Arsenal, 1955, PB 111757.
.39. Kennedy W. B., 1954, PB 111758; Amer. Soc. Tool Eng., Paper, N 24T, 1956.
40. HinnuberJ. Ind.-Anz., 1956, Bd 52, N 71—72, S. 1082—84.
41. Tangermann E. J. Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 6, p. 154—159.
42. S h a w M. С. a. o. Ind.-Anz., 1957, Bd. 79, p. 282—285; Tool Engng.,
1957, v. 39, N 3, p. 109—114.
43. Brewer R. C. A Bibliography od Ceramic Tools The Royal Techn. College Salford, 1957.
44. Wolff H. Teknisk Inf., 1957, N 1.
45. Rvschkewitsch E. Ber. dtsch. Keram. Qes., 1957, Bd 34, S/з 5 ‘
46. Weill R. Usine Nouvelle, 1957, N 185, p. 187—188.
47. Siebel H., Fleck R. Ind. Anz., 1957, Bd. 79, S. 272—276.
48. Seith W., Schmecken H. Heraeus Festschrift, Hanau, 1951, S. 28—42, 218—242.
49. Richter A. Fertigungstechnik1 1952, Bd 2, S. 291; 1953, Bd 3, S. 479—480; 1957, Bd 7, S. 489—493,; 1959, Bd 9, S. 80—82.
50. Wolf W. Maschinenbau, 1954, Bd 3, S. 122—125; Techn. Gemein — schaft, 1955, Bd 3, S. 298—300; Fertigungstechnik, Bd 9, S. 220— 223.
51. Agte C., Wehner R. Neue Hutte, 1956, Bd I, S. 421—424.
52. Agte S. Fertigungstechnik, 1957, Bd 7, S. 446—448; 1960, Bd 10, S. 464—467.
53. Heymel F. Fertigungstechnik, 1957, Bd 7, S. 496—497; 1958. Bd 8, S. 2—9.
54. Agte C., Kohlermann R. Fertigungstechnik, Br 8, 1958, S. 150—154, 349—352.
55. Kolbl F. Planseeber. Pulvermetallurgie, 1958, Bd 6, S. 48—66; Maschinenmarkt Elektrotechnik, 1958, Bd 13, S. 127—137.
56. Ryschkewitsch E. Schweiz Arch. Angew. Wiss. Teehnik, 1939, Bd 5, S. 203.
57. Richter W., Kammerich G. Silikattechnik, 1955, Bd 6, S. 528—534.
58. D a w i h 1 W., Klinger E. Z. VDI, 1958, Bd 100, S. 559—563; Werkstatt und Betrieb, 1959, Bd 92, S. 271—274.
59. E g a n E. J. Iron Age, 1956, v. 177, N 18, p. 91—94.
60. P a. h 1 i t z s с h G., Kaminske G. Werkstatt und Betrieb,
1960, Bd 93, S. 608—617.
61. Randhahn H. J. Ind. Anz., 1960, N 1, p. 11—14; Fertigungstechnik, 1960, Bd 10, S. 205—211.
62. S z а к а с s C. Ber. II, Internat. Pulvermet. Tagung Eisenach,
1961, Akademie-Verlag, Berlin. 1962, S. 394—405.
63. Pogany T. Ber. II, Internat. Pulvermet. Tagung Eisenach, 1961, Akademie-Verlag, Berlin, 1962, S. 407—415.
64. A g t e C., Kohlermann R. Schneidkeramik, Akademie-Verlag, Berlin, 1959, S. 68—87, 88—93.
65. Scott D. Amer. Machinist, 1955, v. 100, N 6, p. 173—174.
66. Siekmann H. J., Machinery, 1956, v. 63, p. 204—209.
67. Siekmann H. J. a. o. Amer. Machinist, 1956 v. 100, N 6, p. 160—172.
68. Kosinski J. a. o. Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 26, p. 117—120.
69. Metcalfe A. G Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 26 p. 121 — 122.
70. Hook R. T. Tool Eng., 1956, v. 37, N 2, p. 101—104; Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 26, p. 123—124; Metalworking Prod., 1957, p. 1294—1296.
71. Smith B. D., Helmel F. L. Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 26, p. 125—127.
72. Monosmith L. B., Fisher W. C. Amer. Machinist 1956, v. 100, N 26, p. 128—131.
73. ‘de Groat G. H. Amer. Machinist, 1956, v. 100, N 26, p. 132— 136.
74. Wehner R., Rohlermann R. Fertigungstechnik, 1957, Bd 7, S. 498—500.
75. S h a w M. S., Smith P. A. Tool Eng., 1957, v. 38, N 4, p. 97— 102. K
76. Kibbey D. R., Morris W. T. Amer. Soc. Tool. Eng. 1957, Paper N 23
77. Cook N. H. Amer. Sos. Tool Eng., 1957, Paper N 18.
78. S с h m i d t А. О. a. o. Machinery,- 1957, v. 90, p. 577—583.
79. Schaumann R. 3. Fokoma, 1957, S. С. I/C6, 4. Fokoma, 1959, Bd 1, S. 185—188.
80. O p i t z H., Siebel H. Werkstatstechn. und Maschinenbau, 1958, Bd 48, S. 2—6; Ind. Anz., 1957, v. 79, v. 271—276, 285—290; Forschungsber. Nordheinwestfalen, 1959, N 764.
81. Puhler F., Wagner R. Ind.-Anz, 1958, Bd. 80, S. 673—676.
82. Fleck R.. Qappisch M. Ind.-Anz., 1958, Bd 80, S. 689— 692.
83. Schmidt A. 0. u. a. Maschinenmakrt, 1958, Bd 64, N 61, S. 30— 33; N 71, S. 19—22.
84. Takeyama H., Murai T. J. Mech. Lab. Japan, 1948, v. 12, p. 118—124.
85. Popov M. a. o. Stud. Cere. Mecan. Apl., 1959, v. 10, p. 219— 240.
86. Hinnuber J., Kinna W. Techn. Mitt. Krupp, 1961, Bd 10, S. 130—153; Stahl und Eisen, 1962, Bd 82, S. 31—46.
87. H e у m e 1 E. Schneidkeramik, Academie-Verlag, Berlin, 1959, S. 113-146, 164.
88. Siermann H. J„ Sowincki L. A. Amer. Machinist, 1957, v. 101, N 11, p. 113—115.
89. К г i v u t s с h о w W. A., Markov A. L. Fertigungstechnik, 1953, Bd 4, S. 112—113.
90. P e к 1 e n i к. Ind.-Anz., 1957, Bd 79, S. 277—282.
91. Reinhold R. Fertigungstechnik, 1958, Bd 8, S. 353.
92. Singer F.. Sprechsaal, 1951, Bd 84, S. 362—366, 394—399, 415— 417.
93. K i s s e 1 e v N. Fertigungstechnik, 1953, Bd 3, S. 142.
94. Kennedy W. B. Machine Moderne, 1956, v. 50, p. 65—70; Tool Eng., 1955, v. 36, N 6. p. 71—75; Carbide Engng, 1957, v. 9, N 4, p. 11-15.
95. Moore H. D, Kibbey D. R. Amer. Soc. Tool. Eng.,. 1957, Paper N 19.
96. Allen J. F. Tool Eng., 1957, v. 38, N 3, p. 95—98; Amer. Soc. Tool Eng., 1957, Paper N 22.
97. Zlatin N. Amer. Tool Eng., 1957, Paper N 28.
98. Engle E. W, Barnes Q. W., Amer. Soc. Tool Eng., 1957, Paper N 27.
99. Singer F, Singer S. Ind Diamond Rev., 1957, v. 17, p. 126— 131.
100. Albrecht A. B. Machinery, 1957, v. 91, p. 193—198.
101. Siekmann H. J. Tool Eng., 1957, v. 39, N!, p. 101—104.
102. Shaw M. C. Ind.-Anz, 1956, N 47—48, S. 676—680.
КИФФЕР P.
БЕНЕЗОВСКИЙ Ф.
ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
Редактор издательства Я. В. Ольшанская Технический редактор Э. А. Кулакова
Сдано в производство 6/VII 1970 г. Подписано в печать 15/ХГ1 1970 г. Бумага № 2 типографская 84Х1087зг 6,13 бум. л. 20,58 печ. л. (условно) Уч.-изд. л. 21,40. Заказ 699. Тираж 3350 экз. Цеиа 2 р. 34 к.
Издательство «Металлургия», Москва Г-34, 2-й Обыденский пер., 14
Владимирская типография Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР Гор. Владимир, ул. Победы, д. 18-6.
1 Патент (герм.) № 481212, 1925.
1 Патенты (герм.) № 289864, 1913; № .307764, 1917; № 504484, 1926. 40
1 Имеется в виду работа, затраченная на разрушение образца определенного сечения. Так как это сечение конкретно не указывается, то данные цифры не могут сравниваться с обычными цифрами, характеризующими величину работы, отнесенной к единице площади сечеиия образца (кГ • м/см2). Прим. перев.
1 Патент (США) № 1973428, 1932; патент (герм.) № 662058, 1932.
1 Патенты (США) № 1815613, 1928; № 1826455, 1928.
1 Патент (США) № 1959879, 1929.
1 Патент (США) № 1913373, 1928; патент (герм.) № 667071, 1931.
1 Патент (англ.) № 373708, 1931; патенты (франц.) № 713086, 713087, 1931 и др.
1 Патент (австр.) № 160172, 1931 и др.
3 Патент (герм.) № 748933, 1938.
1 Патент (герм.) № 720502, 1959.
*’ Соответствует сплаву ВК6. Прим. перев.
*2 Соответствует отечественному сплаву BKl 1. Прим. перев.
1 — верхний пуансон; 2 — контактный конус; 3 — сердечник; 4 — матрица
* Исследования справедливы и для сплавов с добавками TiC + + TaC(NbC),
1 Патент (австр.) № 180738, 1952.
1 См. Р. Киффер, Ф. Бенезовский. Твердые материалы. Изд-во «Металлургия», 1968. Прим. перев.
1 См. Р. Киффер, Ф. Бенезовский. Твердые материалы. Изд-во «Металлургия», 1968, стр. 233. Прим. перев.
1 Гётцель, неопубликованная работа (частное сообщение), 1949.
1 См. также патент (австр.) № 203312, 1959.
1 В подлиннике несоответствие цифр: 1500° С — в тексте и 1200° С — в заголовке табл. 75. Прим. перед.
1 См. также патент (швед.) № 153961, 1947.
1 См. также патент (австр.) № 193632, 1954.
1 R. Kiffer, F. Benesovsky, Harstoffe, Springer Verlag, 1963, Wien, New Vork. Глава о силицидах из этой книги иа русский язык не переводилась. Поэтому здесь дается ссылка только на подлинник. Прим.
Перев.
1 См. также стандарт ФРГ DIN 4969 (1961).
О о о t-^ to
[1] Переведена и выпущена издательством «Металлургия» в 1968 г. Прим. перев.
[2] Технический TaC в большинстве случаев содержит значительное количество NbC, который обладает аналогичными свойствами, но несколько тверже чистого TaC; поэтому в целях упрощения пользуются выражением TaC (NbC).
Вышается. Ее можно повысить, увеличивая содержание TiC — TaC и тем самым повышая предел прочности при изгибе. Следует иметь в виду, что по производительности резания комплексные сплавы WC — TiC — TaC — Со приближаются или превосходят твердые сплавы WC — TiC — Со (состоящие из твердых растворов WC — TiC в основной массе WC — Со) лишь в том случае, если присадочные карбиды TiC и TaC находятся в виде твердых растворов WC — TiC — TaC, насыщенных при 1500° С или пересыщенных при более высокой температуре [17].
В производственных условиях сплавы WC — TiC — TaC — Со можно получить путем спекания, применяя, например, следующие исходные материалы:
Смеси отдельных карбидов WC, TiC и TaC с Со; смеси отдельных карбидов WC и TaC с твердым раствором WC — TiC и Со;
*’ Балльхаузен. Частное сообщение, 1951.
*’ Балльхаузен. Частное сообщение, 1951- ю ю ю ю ю ю
ЮО^О)ЙСОМ — .
S
Ol CL Т ж х
I-
И X CL 01
О
СП
С? Sb
I g44
О Q. O to СГСЧ — Я™
З-О
Со
SSS
Й> H
3 и
В
0
С
ГО X CL
1
|
О |
(N |
|||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
|
О |
О |
О |
О |
|||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
|
О |
О |
О |
||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
|
СО I |
LO ( |
Со I |
CO I |
Оо I |
О I |
|||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
|
I О |
] О |
, СО О о» (
S и; К JJ СО к S а Ч н v а А.» С О я (- о ч T-vo О S I-I О й А H X s а) К н а> S о. •В» Э TSh Cd CS U % О 3! Ok1 &S АГ 3 s е( и. V 2 О. s С A •о?- H со О • S * С* Ч О • Ю S О ч S а С ^ Ш H S |