Статьи | Металлолом — Part 104

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.

1.2.3. Боковая продувка

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.

image130_2-5125896

2 3 L 5 6 7 в 910121M6W20, Относительная скорость резания

image131_2-1576149

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»

(

О

О

О

О

О

О

О

О

О

СП

I

Оо I

I

О

Ю )

¦Ч»

I

О

Сч

О

О

О

(

О

Оа

Г

Ю

О

Ю

I

Оо

Со

Со

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

Scroll to Top