Статьи | Металлолом — Part 106

1. WahlH. Die Teehnik, 1948, Bd 3, S. 193—204.

2. Wahl Н. Metalioberflache, 1947, Bd 1, S. 145—151.

3. Svmposium on Wear of Metals. Amer. Soc. Test. Mai., Philadel­

Phia, 1937.

4. Reibuug und Verschleiss. Vortragssammlung der VD!, Verschleiss — tagung, Stuttgart, 1938; VDI-Verlag, Berlin, 1939.

5. Kicffer R., Benesovsky F. Industrie und Teehnik, 1948, Bd 3, S. 251—257.

6. Walzel R. I., Plansee Seminar, Reutte/Tirol, 1952, p. 100—105.

7. Spath W. Z. VDI., 1952, Bd 94, S. 829—832.

8. Avery II. S. Surface Protection against Wear and Corrosions, Amer. Soc. Met., Cleveland, 1953, p. 49, 10—39, 191—201.

9. L i 11 m a n n M. Engineering, 1946, v. 159, p. 502.

10. Хрущов M. M, Бабичев M. А. ДАН СССР, 1956, т. 107, с. 75—76.

11. Spath W. Physik und Teehnik der IIiirIe und Weiche, Springcr — Verlag, Berlin, 1940.

12. Williams S. R. Hardness ami Hardness Measurement, Amer. Soc. Met., Cleveland, 1942.

13. )Ta b о r D. Hardness of Metals, Clarendon Press, Oxford, 1951.

14. Knop p F. a. o. J. Res. Nation. Bur. Standards, 1939, v. 23, p. 39— 61.

15. Hanemann II., Berunhardt E. 0. Z. Metallkunde, 1940, Bd 32, S. 35—38.

16. Ramsthaler P. Mikroskopie, Wien, 1947, Bd 2, S. 131—151.

17. Meincke H. Metallobeflache, 1951, Bd 5, S. OI7/A21.

18. Biickle H. L’essai de microdurete et ses applications. Ministere de l’air, Paris, 1960.

19. Kie f f er R., Kolbl F. Powder Met. Bull, 1949, v. 4, S. 4—17.

20. Hinniiber J. Z. VDI, 1950, Bd 92, S. 111—117.

21. F о s t e r L. S. a. o. J. Amer. Ceram. Soc., 1950, v. 33, p. 27—33.

22. F r a z e r W. R. Tool Engng., 1950, v. 24, № 3, p. 33—38.

23. Tarasov L. P. Metal Progr., 1948, v. 54, p. 846—847.

24. Leckie-Ewing P. Trans. Amer. Soc. Metals, 1952, v. 44, p. 348—362.

25. Ковальский A. E., К а н о в а Л. А. Заводская лаборатория, 1950, т. 16, с. 1362—1365.

26. W е s t b г о о k J. Н. A. S. Т. M., 1957, Prpr. № 73.

27. Biickle Н. Metall, 1955, v. 9, р. 549—554, 1067—1074, Ver. dtsch. Ing. Ber., 1957, Bd 11, S. 9—27, 29—43, 147—151; Met. Rev., 1959, v. 4, р. 49—100.

28. Bierbaum С. Н. Trans. Amer. Soc. Steel Treat., 1930, v. 18, p. 1009—1026.

29. Ridgwav R. R. a. o. Trans. Electrochem. Soc., 1933, v. 63, p. 369—392.

30 ,Хрущов M. M Заводская лаборатория, 1949, т. 15, с. 213—217.

31. T h i b a u 11 N. W., N у q u i s t Н. L. Trans. Amer. Soc. Met., 1947, v. 38, p. 271—325.

32. Scott H., Gray Т. Т. Trans. Amer. Soc. Met., 1940, v. 28, p. 399—416.

33. Ludwig N. Metalloberflache, 1951, Bd 5, S. A38/A42.

34. Avery H. S. Welding J., 1950, v. 29, p. 552—578.

35. Da wi hi W. Z. Metallkunde, 1940, Bd 32, S. 320—325.

36. Hinnuber J. Fortschrittliche Fertigung und moderne Werk — zeugmaschinen, W. Girardet, Essen, 1954, S. 56—60- Techn. Mitt. Krupp, 1955, Bd 13, S. 66—68.

37. Dawihl W. u. a. Ann. Univ. Saraviensis. Naturwiss. Sci 1960— 1961, v. 9, p. 121—161; Z. Metallkunde, 1963, Bd. 54, S. 66—71.

38. Altmeyer G., Jung O. Z. Metallkunde, 1961, Bd. 52, S. 576— . 583.

39. Dawihl W., Frisch B. Arch. Eisenhuttenwes., 1962, Bd 33, S. 61—66.

40. Dawihl W. Chem. Fabrik, 1940, Bd 13, S. 133—135.

41. DawihlW., Hinnuber J. Kolloid Z., 1943, Bd 104 S 233— 236.

42. Meyer O., Eilender W. Arch. Eisenhiittenwes., 1938, Bd 11, S. 545—562.

43. lKieffer R. Z. Metallkunde, 1944, Bd 46, N 9; Metallforschung, 1947, Bd 2, S. 236—238; Powder Met. Bull., 1947, v. 2, p. 104—111.

44. Nowotny H,, Kiefer R. Metallforschung, 1947, Bd 2, S. 257— 265.

45. Nort о n J, T., Mowry A. L. Trans. Amer, Inst, Met. Engng 1949, v. 185, p. 133—136.

46. N о w о t n у H. a. o. Mh. Chem., 1959, v. 90, p. 669—679.

47. Kieffer R. I. Plansee Seminar, Reutte/Tirol 1952 S. 268—296.

48. Hinuber J. Techn. Mitt. Krupp 1954, Bd 12, S. 5—12. 81—88- Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 183—190; Ind.-Rdsch., 1953, Bd 8, Nr. 6, S. 20—21; Symposium on Powder Metallurgy 1954; Iron Steel Inst., L., 1956, p. 305—310.

49. M e e p с о и Г. А., Самсонов Г. В. Изв. АН СССР, ОТН, Ме­таллургия и топливо, 1956, № 4, с. 121—125.

50. WahlH. Arch. Metallkunde, 1949, Bd 3, S. 121—128.

51. Nieberding О. Abhutzung von Metallen unter besonderer Beriicksichtigung der Messflachen von Lehren. VDI-Verlag, Ber­lin, 1930.

52. NieberdingO., Sporkert К. Werkstatlstechnik, 1936, Bd 30, S. 221.

53. Sommer A. Werkstattstechnik, 1942, Bd 36, S. 185—192.

54. Winkler О. Z. Elektroehem., 1943, Bd 49, S. 221—228.

55. Raunecker G. Heraeus Festschrift, 1951, S. 147—157.

56. S a w i n N. Werkstattstechnik, 1939, S. 165—170.

57. Grodzinski P. Machinist, 1950, Bd 94, S. 397—401. Feinwerk — techn., 150, Bd 54, S. 317—321; Metalloberfl., 1952, Bd A6, S. 190— 192; Research, 1953, v. 6, p. 98—105; Werkstattstechn. und Maschi — nenbau, 1958, Bd 48, S. 364—372; Ind. Diamond Rev., 1957, v. 17, p. 70—74, 106—114.

58. Blake H. N. Proc. Amer. Soc. Test. Mat., 1928, v. 28, II, p. 341 — 355.

59. Avery H. S. Hard Surfacing by Fusion Welding, Amer. Brake Shoe Сотр., N. Y., 1947, p. 18, 41—44.

60. Haworth R. D. Metal Progr., 1949, v. 55, p. 842—848; Trans. Amer. Soc. Met., 1949, p. 819—854; Disk. p. 854—869.

61. Baskey R. H. Trans. Amer. Soc. Lubr. Engng, 1959, v. 2, p. 116—123.

62. M о r d i к e B. L., Wear, 1960, v. 3, p. 374—387.

63. Hyde G. F, Fuchsluger H. J. Lubrication Engng, 1961, 17, p. 476—483.

64. Bu ckley D. H., Johnson R. L. NASA TN D 1103 (1961).

65. Diehl С. H. Iron Age, 1961, v. 188, p. 57—59.

66. Brown R. D. a. o. Trans. Amer. Soc. Lubr. Engng, 1962, v. 5, p. 24—31.

67. Григорьева В. В, Артемов А. Ю. Порошковая металлур­гия, 1962, № з, с. 86—88.

68. Pons L. а. о. Compt. Rend, 1962, v. 255, p. 2100—2102.

69. Knotek О. Metall, 1962, Bd 16, S. 19—28, Jernkontorets Ann, 1963, Bd 147. S. 116—132.

70. Nortnan Т. E, Loeb С. М. Trans. Amer. Inst. Engng. 176, 1948, v. 176, p. 490—520.

71. Mi 11 i g an L. H, R i d w ay R. R. Trans. Electrochem. Soc, 1935, v. 68, p. 131—137.

72. A mm a n n E. Z. Techn. Physik, 1940, Bd 21, S. 332—335.

73. Wellinger K. Z. Metallkunde, 1949, Bd 40, S. 361—364.

74. S t a u f f e r W. Festschrift M, Ros. Vogt-Schild-Verlag, Solothurn, 1950.

75. Григорьева В. В. Порошковая металлургия, 1963, № 3, с. 63—70.

76. Dahl W, Lueg W. Stahl und Eisen, 1956, Bd 76, S. 2—6571.

77. Гроше в П. Ф. Цветные металлы, 1960, № 10, стр. 71—76.

78. Golden J, Rowe G. W. Wear, 1958, v. 1, p. 491—498; Brit. J. Appl. Physics, 1958, v. 9, p. 120—122; 1959, v. 10, p. 367—371; 1960, v. 11, p. 517—520.

79. K i e s z n ie ws ki J, a. o. Wire Ind, 1961, v. 28, p. 991—993; Isotopentechnik, 1962, Bd. 2, S. 11—14.

80. Rabinowicz E. Journ. Appl. Physics, 1953, v. 24, p. 367.

81. Rabinowicz E, Tabor D. Proc. Roy. Soc, L, 1951, v. A208, p. 455—475.

82. P i r a n i M, S с h г б t e r K — Z. Metallkunde, 1924, Bd 16, p. 132— 133.

83. F e h s e A., S с h г б t е г К — Werkstattsiechnik, 1930, Bd 25, S. 237; Wiss. Vefoff. Osmar-Konzern1 1931, Bd 2, S. 207—217.

84. Zapp A. R. Wire and Wire Products, 1941, v. 19, p. 54,4—546, 569—571.

№. Hirtschfeld M. Werkslall imd Betrieb, 1952, Bd 85, S. 17 21.

86. Schubert P. B. Machinery, L., 1953, V. 82, p. «71 -674; Machine­ry, N. Y., 1951, v. 58, p. 174—178.

87. W e d 1 e H. Draht, 1953, Bd 4, S. 1—8.

88. Sanderson L. E. Wire Production, 1953, v. 2, N 6, p. 9—21.

89. A n d e r s H. Draht, 1954, Bd 5, S. 425—426.

90. T r i p p e P. Machinist, 1954, Bd 98, N 2, S. 49—51.

91. Б p и я к E., Б и о к А. Твердосплавные волоки. Волгоград, Мате­риалы конференции, 1955.

92. Dawihl E., Dinlinger Е. Handbuch der Hartmetallwerk — zeuge, Springer-Verlag, Berlin, 1956, Bd 11, S. 252—262, 265—272, 263—269, 281—287.

93. В г u h 1 R. Machinemnarkt, 1962, Bd 68 N 14, S. 25—30.

94. Miller Е. Т. Wire and Wire Prod. 1960, v. 35, N 12, p. 1668, 1670, 1710.

95. Tubbe Ii F. Blech, 1963, Bd 49, N 2, S. 49—53.

96. W a 1 k e r T. Draht, 1963, Bd 14, S. 684—688.

97. E n g 1 e E. Wire and Wire Prod., 1939, v. 14, p. 319—324, 350—351.

98. HinniiberJ. Stahl und Eisen, 1942, Bd 62, S. 1083—1091.

99. Reitzig G. Werkstatt und Betrieb, 1950, Bd 83, S. 361—364.

100. Longwell J. R. Wire and Wire Prod., 1941, v. 16 p. 37—39; Canad. Metals, 1942, v. 5, N 6, p. 147—148.

101. G Ie n E. Iron Age, 1942, v. 150, p. 64—65.

102. Mackert A. Ver. dtsch. Eisenhiittenl.—Bericht, 1943, Nr. 45; Facharbeiten auf dem Gebiete des Eisenhuttenwes., 1939, bis

1945, Verlag Stahleisen, Diisseldorf, 1953.

103. Steel, 1946, v. 119, p. 86, 88.

104. Glen E. Modern Ind. Press, 1946 v. 8 N 3, p. 32, 42.

105. Mack R. D. Western Mach. Steel World, 1946, v. 37, p. 226— 229.

106. Richards E. T. Werkstatt und Betrieb, 1946, Bd 79, S. 92—96.

107. B. I.O. S. Final Rep., 1945, Nr. 1385, p. 41, 1, 66—81, 343—360, 367—388.

108. Berry H. Wire Ind., 1943, v. 10, p. 33—35, 75—77, 125—127.

109. Sandford E. J. Sheet Metal Ind. 1944, v. 19, p. 129—134.

110. Miller E. T. Wire and Wire Products, 1948, v. 23, p. 910—913; 1955, v. 30, p. 886—887.

111. Ber ry B. E. Wire Ind., 1952, v. 19, p.45—55.

112. Bryjak E., Missol W. Fertigungstechnik, 1957, Bd 7, S. 557—561.

113. Walker T. Wire Ind., 1962, v. 29, p. 462—466, 559, 561, 590.

114. Metal Progr., 1944, v. 45, p. 681, Metals and Alloys, 1944, v. 20, p. 694.

115. B. I. O. S., Final Rep., 1947, No. 1711, p. 12, 38, 47—50.

116. Ellis J. L. Tool and Die J., 1951, v. 16, N 11, p. 72—73, 100, 106, No. 12, p. 64, 68, 122—124.

117. Van Beek J. Techn. Mitt. Essen, 1959, Bd 52, S. 229—236.

118. SchaumannH., van Beek J. Werkstattstechn und Maschi — nenbau, 1951, Bd 41, S. 432—435.

119. Stablein F. Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 210—214.

>¦’ 120. Ql en E. Machinist, 1947, Bd 91, S. 1135—1137.

121. Bernhoef t С. P. Metal Ind, L., 1942, v. 60, p. 204—208.

122. Le Grand R. Machinist, 1948, Bd 91, S. 1246—1252, 1353— 1364; Metalworking Prod., 1958, p. 866—869.

123. Symposium Tungsten Carbide Dies.; Wire and Wire Prod, 1950, v. 25, p. 133—135, 138—143, 166—171.

124. Wer th S. Stahl und Eisen, 1952, Bd 72, S. 66—69.

125. Tomkins J. 0. Wire and Wire Products, 1950, v. 25, p. 576— 578

126. Lueg W. Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S. 1140—1145.

127. Wistreich J. G. J. Iron and Steel Inst, 1951, v. 167, p. 162— 164.

128. B r u h 1 R. Stahl und Eisen, 1927, Bd 77, S. 1384—1385.

129. TrurnitW. Stahl und Eisen, 1944, Bd 64, S. 503—506.

130. R e i t z i g G. Draht-’Welt, 1951, Bd 37, S. 18—21.

131. BruhI R. Draht, 1956, Bd 7, S. 177—178.

132. Eisenhuth C„ Stahl und Eisen, 1959, Bd 70, S. 1153—1154.

133. W i t h e r s R. M. J. J. Iron and Steel Inst., 1950, v. 164, p. 63—66.

134. Lueg W. Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S. 157—170, 51—521; 1953, Bd 73, S. 621—629, 1954, Bd 74, S. 874—876.

135. Domes V. Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S. 1147—1148.

136. Lueg W. Werkstattstechn. und Maschinenbau, 1952, Bd 42, S. 56—58.

137. Kuntze H, Pomp A. Stahl und Eisen, 1954, Bd 74, S. 1325— 1 1334.

138. SchimzK — Draht, 1954, Bd 5, S. 17—18.

139. He i de n h a i n W. Ver. dtsch. Eisenhiittenl. — Bericht, 1944, N 80.

140. Bibliography on Wire, Iron Steel Inst, Bibliograph. Ser, 1947, N 13, L, p. 71.

141. Lueg W.. Treptow K. H. Stahl und Eisen, 1954, Bd 74, S. 1334—1342.

142. Becker K — Hochschumelzende Hartstoffe und ihre technische Anvvendung, Verlag Chemie, Berlin, 1933, S. 207, 208, 214, 217.

143. Becker K. Hartmetallwerkzeuge, Verlag Chemie, Berlin 1935, S. 157—168, 171, 172—173, 174, 178—181, 183—184, 207

144. Becker K — Techn. Zbl. prakt. Metallbearb, 1935, Bd 45, S. 275— 276.

145. Beardslee K. R. Wire and Wire Prod, 1936, v. 11, p. 553— 559; 1938, v. 13, p. 63—66.

146. Swinn E. J. Sheet Metal Ind., 1944, v. 19 p. 297—300.

147. Saxton R. Metallurgia, 1946, v. 36, p. 68—69; 1948, v. 38, p. 314—316.

148. J u к v e с I. A. Stahl, 1947, Bd 7, Nr. 8, S. 737—741.

149. Wistreich J. G. Wire Ind., 1950, v. 17, p. 889—892, 895—899.

150. Holzberger J. Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S—1098—1102.

151. Lueg W, Funke P. Stahl und Eisen, 1959, Bd 79, S. 996—1002.

152. IMii Iler 0, Wohlbier H., Kruppsche Mh., 1932, Bd 13, S. 89.

153. Becker K. Elektrizitiit im Bergbau, 1953, Bd 10, S. 93—96.

154. Borschel W., Miiller E. Gliickauf, 1951, Bd 87, S. 1003— 1010.

155. D о b г о d t A. F. Mines Mag., 1953, v. 43, N 7, p. 13—14, 30.

156. MiiIler 0, Gliickauf, 1954, Bd 90, S. 1074—1085; Schliigel und Eisen, 1956, S. 439—444.

157. ,Hinrichs K — Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 225—230. —

158. W i 1 d e H. Berg, und Hiittenmann. Mh., 1954, Bd. 99, S. 188—193.

159. Sandford E. J., Wiles J. R. Alloy Metals Rev., 1954, v. 8, No. 71, p. 2—7; No. 72, p. 2—8, N 73, p. 2—8

160. Mii Iler 0. Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 218—225; Techn. Mitt. Krupp, 1954, Bd 12, S. 89—96; 1962, Bd 20, S. 93—102; 1963, Bd 21, S. 89—95.

161. M a Der W. Montan-Rdsch., 1955, Bd 3, S. 39—45.

162. Jeschke H. DEMAQ-Nachr., 1955, Bd 3, S. 39—45.

163. Berndt F., Dawihl W. Handbueh der Hartmetallwerkzeuge, Springer-Verlag, Berlin, 1956, Bd II, S. 306—322.

164. Jesehke H. Handbueh der Hartmetallwerkzeuge, Springer-Ver­lag, Berlin, 1956, Bd 11, S. 323—326.

165. Kolble F., Montan-Rdseh., 1956, S. 260—264, Planseeber, Pul­vennetallurgie, 1956, Bd 4, S. 72—79.

166. Hinrichs K. Hartmetall im Bergbau, Springer-Verlag, Berlin, 1956, S. 58—83, 90—98, 98—119.

167. Kolble F. Berg, und Hiittenmann. Mh., 1958. Bd 103, S. 12— 15, Plauseeber. Pulvermetallurgie 1958, Bd 6, S. 22—26.

168. JagerK- Bergbautechnik, 1958, 8, S. 24—27.

169. C r h a Z., N О v А К J. Hutnicke Listy, 1963, t. 19, S. 34—37.

170. S С h u 1 z P. Qliickauf, 1950, Bd 86, S. 784—792.

171. Fairhurst C. Trans. Inst. Min. Engng, 1955, Bd 115, S. 85— 113.

172. F i s h B. Q., В a Г К e r J. S. Collierv Engng, 1956, v. 33, p. 91—95, 143—147; 1957, v. 34,p. 463—467, 513—518.

173. Fish B. Q. Mine and Quarry Engng, 1958, v. 24, p. 264—267; 1961, v. 27, p. 29—37, 78—81; Trans. Amer. Soc. Min. Met. Engng, 1958—59, v. 68, p. 357—383.

174. Jackson I. F., Hartman H. L. Trans. Amer. Soc. Min. Engng, 1962, v. 223, p. 255—266.

175. P a s s m a n n B. Kali, 1930. Bd 24, S. 121—126.

176. Schulz P., Trosken K. Das Auffahren von Gesteinsstrecken, Verlag Gluckauf, Essen 1949, S. 30—40.

177. Bertnon M. Rev. Ind. Mineral, 1949, p. 3—22 51—66.

178. Dresner G. Gliickauf. 1934, Bd 70, S. 821—830.

179. Hinniiber J. Berg-und Hiittenmann. Mh., 1941, Bd 89, S 117— 124; OI und Kohle, 1942, Bd 38, S. 391—398.

180. Middendorf H. Das Auffahren von Gesteinsstrecken VerIag Gliickaufe Essen, 1949, S. 40—43.

181. Riedl J., G 1 a u t s С h n i g N. Montan-Rdsch., 1956, Nr. 4, S. 81—88.

182. Borschel W. Techn. Mitt. Krupp., 1955, Bd 13, S. 3—9.

183. Schmidt W. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1960, Bd 13, S. 174—179.

184. Latin A. Metallurgy, Manchester, 1961, v. 64, p. 211—216.

185. Karlowith Ch., Urban A. Bohrtechniker-Ztg., 1937, N 9,

S. 265—273.

186. E s С h A., Topperwicn H. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen 1958. Bd 11, S. 15—28.

187. Trosken K. GIiickauf, 1951, Bd 87, S. 145—161; 1954 Bd 90 S. 1094—1105.

188. D i n g 1 i n g e r E. Werkstattstechnik und Maschinenbau 1955, Bd 45, S. 361—367.

189. Fish В. G. Mining Mag., 1956, Bd 94, N 3, S. 133—142.

190. Cermak К. Montan-Rdsch., 1956, S. 268—271.

191. Preusse W. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1958, Bd 11, S. 470—477.

192. Klobassa 0. Montan-Rdsch., 1958, Bd 6, S. 43—47.

193. WunsctiH. Gliickauf, 1959, Bd 95, S. 265—273.

194. Goodrich R. H. Quart. Colorado School Mines, 1961, v. 56, № 1, p. 3—21.

195. Cronjaeger H. Erzmetall, 1953, Bd 6, S. 494—496.

196. Inett E. W. Engng. Min. J., 1956, Bd 157, N 8, S. 75—79.

197. Untersuchungen «tiber das Drehschlagbohren, Forschungsber. Min. Nordrhein—Westfalen, 1959, N 712.

198. Wahl H. u. a. Bergbau-Archiv, 1959, Bd 20, S. 58—90; Wear, 1961, v. 4, p. 234—245.

199. L i 1 j e s t r a n d W. E., Quart. Colorado School Mines, 1961, v. 56, N 1, p. 84—96.

200. M e n К e J. Gliickauf, 1932, Bd 68, S. 337—340.

201. Hensoldt E. E. Hartmetallbohrkunde des Steinbruchs DAF — Verlag, Berlin, 1941.

202. Jeschke H. Gliickauf, 1941, Bd 77, S. 570—574.

203. Richter E. Metall und Erz, 1942, Bd 39, S. 178—184.

204. Varvill W. W. Mine Quarry Engng, 1947, v. 13, p. 37—44.

205. Griffiths H. M. Colliery Engng, 1947, v. 24 p. 120—124.

206. Wimpfen S. P. Mining and Metallurgy, 1947, v. 28, p. 148—149.

207. Bloemsma J. H. a. o. J. Chem. Met. Min. Soc. South Africa, 1947, Jan. p. 243—283; 1948, p. 35—38, Jan., p. 210—211.

208. Dorstewitz G. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1950, Bd 3, S. 361—370; 1957 Bd 10, S. 592—604.

209. Hartman H. L. Mining Engng, 1959, v. 11, N 1, p. 68—75.

210. P О h 1 W. Erzmetall, 1961, Bd 14, S. 338—344.

211. Tamacki M. Sumitomo Electric Techn. Rev, 1963, N 2, p. 75—85.

212. M ii 1 I e r O, Wohlbier H. Gliickauf, 1933, Bd 69, S. 706—708.

213. Bammer G. Berg — und Hiittenrnann. Monatsch, 1941, Bd 89, S. 106—110.

214. KrekeIer K — Die Zespanbarkeit metallischer und nichtmetalli — scher Werkstoffe, Springer-Verlag, Berlin, 1951, S. 296—300.

215. Luck H. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1957, Bd 10, S. 391—396.

216. Clement M. P. Erzbergbau Metallhiittenwes, 1957, Bd 10, S. 255—264.

217. Zeppernick G. Das Auffahren von Gesteinsstrecken, Verlag Gliickauf, Essen, 1949, S. 43—47.

218. Jesc hke H. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1948, Bd I, S. 168—176.

219. Steiner H. Berg — und Hiittenrnann. Monatsch, 1950, Bd 95,’ S. 205—217.

220. S u 1 1 i v a n R. G. Engng and Min. J, 1947, v. 148, N 3, p. 57—60.

221. Adamson R. W. Mining Mag, 1948, v. 38, N 1 p. 24—28; N 2, 19—20.

222. H i n n ii b e r J. Gliickauf, 1951, Bd 87, S. 14—18.

223. MiiIler O. Techn. Mitt. Krupp, 1942, Bd 10, N 1, S. 1—11;

Techn. Bl., 1941, Bd 31, S. 519—520; Bergbau, 1942, Bd 55, g 255 262

224. Mu 1 1 e r E. Gliickauf, 1941, Bd 77, S. 565—570.

225. Kirnbauer F., Bertl E. Gliickauf, 1942, Bd 78, S. 141—144; MetalI und Erz., 1942, Bd 39, S. 145.

226. Fry R. F., Canad. Mining J., 1951, v. 72, Nr. 3, p. 55—57.

227. Heaslip J. C. Canad. Mining Metalurg. Bull., 1951, v. 44, p. 419—423.

228. Reynolds J. W, Canad. Mining Metallurg. Bull., 1951, v. 44, p. 630—635.

229. Z i Ii К 1 A. J. Mining Engng., 1951, v. 3, p. 312—314.

230. Grech L. Bergbau-Bohrtechniker Z., 1949, Bd 65, Nr. 5, S. 26— 28, Nr. 7, 7—10, 16.

231. Ryd E. Jernkontorets Ann., 1947, v. 131, p. 373—410; Disk., S. 411—424.

232. Ekstam Т. a. o. Jernkontorets Ann., 1949, v. 133, p. 253—286; Disk, S. 286—299; 1952, Bd 136, S. 41—58.

233. E i s e n b u r g e r P. Demag-Nachrichten, 1950, September, S. 23—25.

234. Fulton J. H a. o. Canad. Mining Metallurg. Bull, 1950, v. 43, P 254 258

235. Montan-Ztg., 1951, Bd 67, S. 100—102.

236. O’ H a r a T. A. Mining Engng, 1954, v. 6, p. 294—298.

237. Shierlaw N. C. Chem. Eng and Mining Rev, 1955 v. 47, p. 473—482.

238. Gloeckner M. H. Erzbergbau Metallhuttenwesen, 1953, Bd 6, S. 81—87.

239. Rudiger O., Kinna W. Gliickauf, 1953, Bd 89, S. 1221— 1227; Techn. Mitt. Krupp, 1954, Bd 12, S. 157—158.

240. Legat A., Montan-Rundschau. 1956, S. 258—260.

241. Dahlin C. Mining J„ 1959, v. 252, p. 194—196; Missouri School of Mines Res. Techn Ser., 1957, N 94, p. 67—92.

242. Roberts A. a. o. Mine and Quarry, 1962, v. 28, p. 447—458.

243. Coeuillet M. Rev. ind. minerafe, 1950, March, p. 270—293.

244. Mondanel M. Rev. ind. minerale, 1950, March, p. 294—324.

245. Wild K. G. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1949, Bd 2, S. 134—138.

246. Hinniiber J, Metall und Erz, 1944, Bd 41, S. 242—243.

247. K P e Й и e p Г. С. и др. Сборник трудов ВНИИТС «Твердые сплавы», М, Металлургиздат, 1960, № 2, с. 314.

248. Hinniiber J, Kinna W. Techn. Mitt. Krupp., 1961, Bd 19, S. 130—153; Stahl und Eisen, 1962, Bd 82, S. 31—46.

249. GurlandJ., Bardzil P., J. Metals, 1955, v. 7, p. 311— 315.

250. Johnson J. F. Engng and Mining J, 1955, v. 156, p. 84.

251. Eisenburger P. DEMAG-Nachr, 1956, Nr. 145, S. 23—27.

252. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1950, Bd 3, S. 266—370.

253. Pohl W. Z. Erzbergbau Metallhuttenwesen, 1949 Bd. 3, S. 88— 94. I

254. Wells E. J. Chem. Eng. and Mining Review, 1949, v. 41, p. 135—141.

255. Oppenau M. Rev. ind. mineralle, 1950, April, p. 337—344,

256. Tolke DEMAG-Nachrichten, 1950, September, S. 26—28.

257. Herbst F. Metall und Erz, 1942, Bd 39, S. 287—292.

258. Carlstrom С. Q. Tekn. Tidskr., 1948, v. 78, p. 821—826.

259. Henry M. Rev. ind. rninerale, 1950, Februar, S. 129—138.

260. Koto H. a. o. Nippon Kinzoku Gakkai-Shi, 1957, v. 21, p, 429— 433.

261. Schbagendes Gesteinsbohren mit Hartmetall-Schneiden, DEMAG AG, Duisburg.

262. Inett E. W. Mine and Quarry Engng, 1956, v. 22, p. 274—280.

263. Krippner E, Schroder G. Metall und Erz., 1942, Bd 39, § 202 205.

264. Fritzsche H. Metall und Erz, 1942, Bd 39, S. 417—423.

265. LeiboId Th. Gliickauf, 1943, Bd 79, S. 582—585.

266. Ryhre G., Kallin A. Tekn. Tidskr., 1949, v. 79, p. 553—559.

267. Pohl W. Z. Erzbergbau Metllhiittenwesen, 1949, Bd 2, S. 88—94.

268. Dohmen F. Das Auffahren von Gesteinsstrecken, Verlag Gliickauf, Essen, 1949, S. 47—59.

269. AntiII J. M. Chem. Eng. and Mining Rev., 1949, v. 41, p. 440—443.

270. Jeschke H. Gliickauf, 1950, Bd 86, S. 83—89.

271. Woss K. H. Bergbau, 1952, Bd 3, S. 169—172.

272. Fraenkel К. H. Rev. irid. rninerale, 1953, v. 34, p. 387—394; Tekn. Tidskr., 1953, v. 83, p. 139—142.

273. Dillon R. B. Bull. Inst, of Mining Metallurgy, 1954, p. 321 — 331.

274. Cousens W. L, Veres E. J. Chem. Metallurgy Mining Soc. South Africa, 1955, v. 55, p. 179—251.

275. Jacobsen H. S. Tidskr. Kjemi Bergves, 1945, v. 5, p. 196— 199.

276. Widen C. A, Haglund W. Tekn. Tidskr, 1945, v. 75, p. 533—535.

277. Didring C. 0, Aberg S. Tekn. Tidskr, 1947, v. 77, p. 359— 363.

278. Thomson G. Mining J. (L.), 1951, v. 237, p. 310—311.

279. Hahn L. Z. Erzbergbau Metallhiittenwesen, 1957, Bd 10, S. 103—113.

280. Ammann E. Werkzeugmaschine, 1935, Bd 39, S. 429—434.

281. S p e n С e J. R. Welding J, 1944, v. 23, p. 318—322.

282. Gallaher J. A. Welding J., 1944, v. 23, p. 16—24.

283. Sharp H. W. Welding J, 1946, v. 25, p. 936—941.

284. Kn Otek 0. Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 214—218.

285. B r a u m u h 1 H. Erzmetall, 1954, Bd 7, S. 289—290.

286. Culbertson R. P. Welding J., 1955, v. 34, p. 861—869.

287. Birkhead M. Welding Metal Fabr, 1956, v. 24, № 1, p. 25—32.

288. Schmidt A. Montan-Rdsch., 1956, S. 265—268.

289. Knotek 0, Birk I. Grosse Schweisstechnische Tagung, 1956, Vieweg, Braunschweig, Schweissen und Schneiden, 1961, Bd 13, S. 105—109; Schweisstechnik, 1962, Bd 16, April, S. 45—50.

290. Clauser IT. R. Materials and Methods, 1947, v. 25, № 6, p. 103—118.

291. Avery H. S. Tooling and Production, 1953, v. 19, N 2, p., 49— 51, 94; Mining Congress J, 1953, v.39, p. 106—111.

292. Fauland H. Bergbau, Bohrtechniker-Erdol-Ztg, 1948, Bd 64, S. 9-12.

293. Avery H. S. Welding J., 1951, v. 30, p. 144—162.

294. Elonka E. Дшег. Machinist, 1953, v. 97, p. 113—128.

295. Barry J. J. Welding J., 1953, v. 32, p. 119—126; Machine Design, 1951, v. 23, N 3, p. 114—119.

296. W e 11 i n Ger K-, Uetz H. Schweissen und Schneiden, 1959, Bd 11, S. 458—474.

297. Bryjak E. Ber. 11, Internat. Pulvermet. Tagung, Eisenach, 1961, Akademie-Verlag, Berlin, 1962, S. 355—362.

298. Ehlers P. Schweissen und Schneiden, 1963, Bd 15, S. 419—424.

299. Koh 1 erma nn R, Ebert W. Schweisstechnik, 1961, Bd 11,

S 317_________ 3i9

300. Rogers С. E, Woods Q. WeldingJ., 1951, v. 30, p. 160—162.

301. В. I. 0. S. Final Rep, N 1076.

302. F. I. A. T. Final Rep, N 772, S. 3—19.

303. A 1 t h О 1 z E. Machinery, N. Y, 1953, v. 29, p. 159—164.

304. Iron Age, 1953, v. 171, N 7, p. 75; Steel, 1953, v. 135, p. 92—94; Precision Metal Molding, 1953, v. 11, N 5, p. 42—44; Machinery,

1953, V. 83, p. 206—210.

305. Clark F. H. Mining and Met, 1944, v. 52, p. 81.

306. Bridgman P. W. J. Appl. Physics, 1941, v. 15, p. 461—469.

307. Dinlinger E. Anz. Maschinenwesen Essen, 1941, Bd 63, N 53, S. 16-20.

308. Swinn E. J. Machinery, L, 1943, v. 63, p. 229—230.

309. B r a m s S. H. Iron Age, 1945, v. 156, N 18, p. 55—57.

310. McKenna P. M. Machinist, 1946, v. 90, p. 1453—1456; Amer. Machinist, 1946, v. 90, 15 August, p. 117—120.

311. Longwell J. R, Amer. Machinist, 1945, v. 89, 5 July, p. 128— 160, p. 118—119; Steel, 1946, v. 119, N 23, p. 130, 132, 159—160, 162.

312. Hennig F. Steel Processing, 1946, v. 32, p, 379—382.

313. Prospekt Carboloy, 1947, GT-200.

314. Beardslee K. R. Machinery, L, 1947, v. 71, p. 507—512; Machinery, N. Y, 1946, v. 52, N 12, p. 150—156.

315. Eckersley H. J. Ins. Product. Engr, 1947, v. 28, p. 358—377.

316. Fehse A. Werkstatt und Betrieb, 1947, Bd 80, S. 49—56.

317. Hinniiber J. Maschinenmarkt, 1949, Bd 55, N 81—82, S. 38—40.

318. Gillespie J. S. Metal Progr., 1949, v. 56, p. 523—526.

319. Witthoff J., Erlmann F. Ind. Anz. Essen, 1950, Bd 72, N33—34, S. 57—63.

320. Burden H. Alloy Metals Rev, 1948, v. 5, N 47, p. 2—11.

321. Gillespie J. S. Machinery N. Y., 1950, v. 56, N 6, p. 184— 185.

322. Hettich F. Werkslattstechn. und Maschinenbau, 1951, Bd 41, S. 439—440.

323. Dawihl W, Dinglinger E. Handbuch der Hartmetall­werkzeuge, Springer-Verlag, Berlin, 1953, Bd 1, S. 147—151; Berlin, 1956, Bd 11, 300—305.

324. Witthoff J. Werkstattstechn. und Maschinenbau, 1954, Bd 44, S. 3—9; Draht, 1957, Bd 8, S. 465—670; Ind Anz. Essen, 1954, Bd 47, S. 214—218; 1957 Bd 79, S. 305—307; Metal Treatment,

1954, V. 21, p. 456—462.

325. Lennon F. J, Iron Age, 1954, v. 174, N 16, p. 142—144.

326. D u f e К V. Stavivo, 1961, v. 39, p. 99—100.

427. Eberhardt О, Blum Q. Neue Werkstoffe durch pulver — metallurgische Verfahren, Akademie-Verlag, Berlin, 1964, S. 88— 97.

328. Iron Age, 1947, v. 160, p. 54.

329. Wh i t i n g L. A. Metalworking, 1958, v. 14, p. 10—13.

330. Paehomov A. V. Amer. Machinist, 1960, v. 104, N 5, p. 92—93.

331. Z a p p A. R. Wire and Wire Prod. 1945, v. 20, p. 35—41, 83.

332. Mo n t go m e Г У W. E. a. o. Steel Processing, 1949, v. 35, p. 407—412, 531—536, 563; 1950, v. 36, p. 138—141, 152,-153.

333. Kinyon E. C. Wire and Wire Prod, 1951, v. 26, p. 215—217, 260—262.

334. Qlen A. E. Wire and Wire Prod, 1953, v. 28, p. 885—886, 928—930; 1955, v. 30, p. 1230—1231, 1294; Amer, Machinist, 1953, v. 97, p. 138—140; Steel Processing, 1947, v. 33, N 10, p. 618— 621; 1953, v. 39, N 7, p. 321—323, 355.

335. Eschier H, Werkstatt und Belrieb, 1956, Bd 89, S. 258—260; Draht, 1956, Bd 7, S. 6—7.

336. SieberK- Draht, 1958, Bd 9, S. 442—449.

337. Witthoff J. Ind. Anz. Essen, 1951, Bd 73, S. 341—346.

338. Campbell I. C. Iron Age, 1940, v. 145, Febr, p. 44—46.

339. Slick E. C„ White F. E. Iron Age, 1947, v. 160, N 15, 74—77.

340. C r u m p H. Steel, 1948, v. 123, N 13, p. 103, 104, 106.

341. Prospekt Talide, 1950,, CR. 50, Metal Carbides Corp, Youngstown.

342. Wi 1 I s H. J. Steel, 1941, v. 109, N 4, p. 78, 80, 88.

343. Beeghly R. T. Iron and Steel Eng., 1951, v. 28, N 4, p. 74—79.

344. Billigmann J, Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S. 115—117; Draht, 1951, Bd 2, S. 95—107.

345. Oviatt S. A, Qribbin P. H. Steel, 1954, v. 134, N 7, p. 128—130.

346. Qlen E. Steel, 1242, p. 78, 122, 123—124; Metals and Alloys, 1943, p. 356—538; Iron Age, 1946, v. 157, p. 51—54; Steel Pro­ceeding, 1947, v. 23, p. 618—621; Western Mach. Steel World, 1947, v. 38, p. 69—73; Steel, 1947, v. 121, p. 75—76, 109; Machine Tool Blue Book, 1946, v. 42, p. 187—190, 192.

347. Hinman C. W. Steel Processing, 1945, v. 31, p. 501—502.

348. D e n h a m A. F. Mod. Ind. Press, 1944, v. 5, p. 28—30.

349. Tool and Die J, 1945, v. 10, Febr., p. 97—100, 140.

350. Bratton W. J. Western Mach. Steel World, 1945 v 36 p. 410—411.

351. P a p w О r t h P. J. Machinist, 1948, v. 92, p. 455—459.

352. H i n n ii b e r J, D i e t z e H. D. Techn. Mitt Krupp, 1955, Bd 13, S. 118—120.

353. С О p e S t. R, Metalworking Production, 1955, v. 99, p. 1830— 1833.

354. Elliot B., Evans J. Sheet Metal Inds, 1955, v. 32, p. 813— 821; Machinery, 1956, v. 88.

355. Mapes D. Steel, 1946, v. 119, N 5, p. 84—86; Product Engng, 1946, v. 18, p. 62-64.

356. AWF, Hartmetall-Schuitwerkzeuge Beulh, Berlin, 1952.

357. Qlen E. Amer. Machinist, 1946, Bd 90 S. 142—143; Amer. Machinist, 1947, v. 9, p. 979—981; Amer. Machinist, 1947, v. 91 p. 137—139; Amer. Machinist, 1949, v. 93, p. 85—88.

358. Brocher В. С. Machinist, 1947, v.’91, p. 1623—1627; Amer. Machinist, 1946, v. 90, p. 101—105.

359. Zapp A. R. Wire and Wire Products, 1947, v. 22, p. 591 — 593, 612—614.

360. Reitler E. J., Harmon C. R. Tool Eng., 1948, v. 20, N 2, p. 47—50.

361. E g 1 i n t О n G, Tool Eng., 1949, v. 22, N 5, p. 24—28.

362. Muir G. P. Tool Eng., 1949, v. 22, N 4, p. 17—20.

363. Eglington G. Tool and Die J., 1950, v. 16, N 1, p. 70—72.

364. Shingledecker G. Tool and Die J, 1950, v. 15, N 10, p. 60—62, 92.

365. Oberg N. W. Steel, 1953, v. 132, N 18, p. 100—102.

366. Mferoz R. J. Suisse d’horlogerie, 1953, N 9, p. 193—197.

367. Spencer L. F. Tooling and Production, 1953, v. 19, N 3, p. 136, 142, 144; N 5, p. 53—56; Tool Eng., 1953, v. 30, N 5, p. 35—40.

368. Ballhausen C. Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 199— 200. Г

369. Heymel E. Fertigungstechnik, 1955, Bd 5, S. 536—542.

370. Patton W. G. Iron Age, v. 168, 1951, N 17, p. 57;1956, v. 178, N 11, p. 91—94.

371. Fletcher W. A. Tool Eng., 1956, v. 37, N 2, p. 78—81.

372. Pond J. B. Carbide Engng, 1958, v. 10, N 1, p. 7—10.

373. Nutting R. C. Carbide Engng, 1938, v. 10, N 4, p. 9—11.

374. Schmidt J. P. Carbide Engng, 1958, v. 10, N 12, p. 9—15.

375. Vieregge C, Ind.-Blatt, 1958, Bd 58, N 4, S. 129—132.

376. Chambers A. E. Machinery, 1960, v. 96, p. 1177—1182.

377. Лазаренко Б. P. ДАН СССР, 1961, т. 31, № 4, с. 83—87.

378. Harig Н. Amer. Soc. Tool Mfg. Engng, 1962, v. 62, TP N 411.

379. J О n e s F. D. Die Desing and Die Making Practice, Industr. Press, N. Y., 1951, p. 175—183.

380. Reitler E. J. Mod. ind. Press, 1951, v. 13, N 6, p. 24—28.

381. Backstrom M. J, Reitler E. J. Machinery, N. Y, 1951, v. 57, N 12, p. 170—176; Machinery, L, 1951, v. 79, v. 795—801.

382. Amtsberg H. C. Machinist, L, 1949, v. 93, p. 1031.

383. Pickett K. L. J. Instr. Product. Engr, 1952, v. 31, p. 31—65; Sheet Metal Ind., 1952, v. 29, p. 129—143.

384. Oehler G. Werkstattstechn. und Maschinenbau, 1951, Bd 41, S. 436—438.

385. Spofford J. E. Steel, 1951, v. 18, N 10, p. 80-83.

386. Hamile A. T. Amer. Machinist, 1950, v. 94, p. 100—102.

387. Urbas E. J. Tooling and Production, 1953, v. 18, N 11, p. 68— 69. 72.

388. Machinery, N Y, 1945, v. 52, p. 148; Machinery, L, 1952, v. 80, p. 409.

389. Balchin N. C. Brit. J. Appl. Phys, 1962, v. 13, p. 564—569.

390. Kissel J. W. a. o. Trans. Amer. Soc. Lubr. Eng., 1962, v. 5, p. 39—45; Wear, 1962, v. 5, p. 446—457.

391. Barwell F. T, MiIne A. A. Proc. 7th Int. Congr. Applied Mechanics, 1948, v. 4, p. 294—310.

392. Shooter К-V. Research, 1951, v. 4, p. 136—139.

393. Kozacka J. S. a. o. Trans. Amer. Soc. Mech. Engng, 1953, v. 75, p. 1203—1209; 1956, v. 78, p. 1403—1406.

394. Baughman R. A, Bamberger E. N. J. Basic Engng, 1963, v. 85, p. 265—272.

395. Frank H. Fertigungstechnik, 1943, Heft 7, S. 160.

396. Busch J. Amer. Machinist, 1946, v. 90, p. 129.

397. Foote F, Automative Ind., 1955, p. 72—73, 124.

398. Blackall St. F. Tool and Die J., 1950, v. 15, N 1, p. 64.

399. Product Engng, 1945, v. 15, p. 88—89.

400. Roessing K. W, Been 0. W. Proc. Amer. Soc. Test. Mat, 1962, v. 62, p. 1081—1087.

401. Mitsche R. J. Plansee Seminar, Reutte/Tirol, 1952, S. 27—38.

402. Френкель А. Б. Заводская лаборатория, 1956, т. 33, с 148— 189.

403. Yoshizawa I. Trans. Japan. Soc. Mech. Eng., 1958, v. 24, p. 466—471.

404. Fehse A. Werkstattstechnik, 1930, Bd 24, S. 238.

405. Lohse N. Z. V. D.I, 1935, Bd 75, S. 1107.

406. Graham J. W, Kennicott W. L. Ceram. Ind, 1950, v. 55, N 6 p. 93—96. Bull Amer. Ceram. Soc, 1963, v. 42, p. 106—109.

407. Hughes C. E., Miller E. T. Wire and Wire Prod, 1950, v. 25, p. 885—886, 902—904.

408. Kieffer R, Hotop W. Metallwirtsch, 1944, Bd 23, S. 379— 386.

409. Bundy F. P. a. o. Nature, 1955, v. 176, p. 51—55.

410. Hall H. T. Rep. Sci. Instr., 1958, v. 29, p. 267—275.

411. BaIIhausen C. Z. V. D. I, 1963, Bd 105, S. 617—623, 658— 662.

412. Nakayama N. Rep. Gov. Ind. Res. Inst, Nagoya, 1964, v. 13, p. 129—134.

413. Becker K — Chemische Apparatur, 1937, Bd 24, S. 33—35.

414. M a n С a n t e 11 i R. W, Woodward J. R. Mining Engng,, 1955, v. 7, p. 557—561.

415. Machinery, N. Y, 1951, v. 58, N 3, p. 185—186; Materials and Methods, 1951, v. 34, N 6, p. 69, Tool Eng., 1951, v. 27, Nov, p. 49; Iron Age, 1952, v. 169, N 1, p. 205, 1952, v. 170, N 7, p. 129.

416. Gillespie J. S, Wallace I. L. Steel, 1952, v. 130, p. 84.

417. Kennedy J. D. Steel, 1952, v. 131, N 5, p. 92—94; Materials and Methods, 1952, v. 36, N 2, p. 166—174; Precision Metal Molding, 1952, v. 10, № 10, p. 105—108.

418. Benson C. R, Chamer E. S, Amer. Machinist, 1955, v. 99, N 19, p. 126—127.

419. Textil Manuf, 1948, v. 74, p. 321.

420. Snyder G. H. Machinist, 1938, v. 82, p. ?47—648.

421. Fawcett W. E. Iron Age, 1952, v. 170, N 22, p. 114—116.

422. Schauman H. Werkstatstechn. und Maschinenbau, 1952, v. 42, p. 65.

423. Gleser K-M. Precision Metal Molding, 1952, v. 10, N 7, p. 31, 74—77.

424. Wilson T. A. Proc. 11-th Ann. Meet. Metal Powder Assoc 1955, v. 11, p. 44—51.

425. D e G Г О a t G. H. Tooling for Metal Powder Parts, McGraw — Hill, N. Y, 1958.

426. BiaA, G a 11 О A. Ing. Meccanica, 1963, v. 12 ,N 1, p. 41—45.

427. Ума некий A. M, Сокольский В. И. Порошковая ме­таллургия, 1964, № 2, с. 86—88.

428. Kieffer R, H о T о P W. Sintereisen und Sintershal, Springer- Verlag, Wien, 1948, S. 282—283.

429. Mosthaf E., Machinery, L, 1950, v. 77, p. 227—233.

430. Scheuba N. Techn. Mitt. Krupp. Forsch. Ber, 1962, Bd 20, S. 157—161.

431. Ballhausen C. Technik, 1949, Bd 4, S. 79.

432. Witthoff J. Techn. Rundschau, 1953, Bd 45, N 47, S. 1—3; Werkstattstechn. und Maschinenbau, 1955, Bd 45, S. 195—202.

433. Schoop M. V. Korrosion und Metallschultz, 1942, Bd 18, S. 243—244.

434. King F. E. Materials and Methods, 1952, v. 36, N 3, p. 112— 114.

435. Perry H. W. Metals Ind, 1952, v. 81, p. 421—422.

436. Barry J. J. Materials and Methods, 1953, v. 37, N 1, p. 80—81.

437. Donnelly W. L. Steel Proc, 1953, p. 279—282.

438. Teter M. A. Proc. IOth Ann. Meeting Metal Powder Assoc, Cleveland, 1954, v. 1, p. 68—71.

439. Eschelman R. H. Tool Eng., 1956, v. 36, N 1, p. 117—122; Iron Age, 1959, v. 183, N 21, p. 152—153.

440. Dickinson T. A. Metal Finishing, 1956, v. 2, N 15—16, p. 89— 90, 102.

441. Haycock H. J, Fraser R. J. Machinery, 1957, v. 91, p. 738—742.

442. K i r n e r K. Z. Metallkunde, 1950, Bd 51, S. 391—393.

443. Doyle A. G„ Lambert J. W. Brit Weld. J, 1963, V. 10, P. 450—461.

444. Bonner P. E, Cresswell R. A. Brit. Weld. J, 1963, V. 10, P. 205—211.

445. Zuchowski R. S, Garrabrant E. G, Welding J. 1964, v. 43, N 1, p. 13—26.

446. Иванов Г. П. Станки и инструмент, 1951, т. 22, № 5, с. 20—22.

447. Попил Ов Л. Я, Вестник машиностроения, 1952, т. 32, № 9, с. 60—61.

448. Цвибел В. Н, Вестник машиностроения, 1953, т. 33, № 12, с. 75—76.

449. Иванов Г. П, Титов Н. Д. Литейное производство, 1953, № 1, с. 21—22.

450. ПалатникЛ. С. ДАН СССР, 1953, т. 89, с. 455—458.

451. FrantzH. Fertigungstechnik, 1953, Bd 3, S. 91—95.

452. Deguer W. Fertigungstechnik, 1953, Bd 3, S. 241—244.

453. M и р к и н Л. А. Вестник машиностроения, 1955, т. 35, № 4, с. 48—51.

454. Полятченко А. В. Вестник машиностроения, 1955, т. 35, № 7, с. 65—70.

455. Bryjak Е„ Missol W. Hutnik (Polska), 1955, t. 22, s. 77—86.

456. Iron Age, 1955, v. 175, p. 122—123; 1956, v. 177, N 2, p. 83; Ma­terials and Methods, 1956, v. 44, N 4, p. 243.

457. S m i t h M. 0. INCO, 1936, v. 14, N 2, p. 16—17.

458. Jones F. G. Welding J, 1943, v. 22, p. 797—798.

459. Long G. J. a. o. Welding J, 1946; v. 25, p. 744—745.

460. Holtgren L. A, Parker R. E. Welding J., 1950, v. 18, p. 523—28.

461. Sayre H. S. Welding J., 1951, Bd 31, S. 35—39.

462. P a 11 О n W. Q. Iron Age, 1953, v. 172, N 23, p. 172—173.

463. Steinitz R., Binder I. Powder Met. Bull, 1953, v. 6, p. 123—125.

464. Moore D. G, Cuthile J. R. Bull. Amer. Ceram. Soc, 1955, v. 34, p. 375—382.

465. Mansford R. E. Metal Ind., 1958, v. 93, p. 413—416.

466. S e 11 i e r E. Rev. Sondure, 1959, v. 15, N 3, p. 130—135.

467. Искольдский И. И, Черки некая С. Т. Твердые спла­вы, 1959, т. 1, с. 116—127.

468. Grunert P. Neue Werkstoff durch pulvermetallurgische Vertahren, Akademie-Verlag, Berlin, 1964, S. 119—124.

469. Knotek О, Rapatz F. Hartaufschweisslegierungen Springer — Verlag, Berlin/Gottingen/Teidelberg, demnachst.

470. Avery H. S, C h a p i n H. J. Welding J, 1952, Bd 31, S. 917— 930.

Глава IV

ПРИМЕНЕНИЕ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ ДЛЯ ОБРАБОТКИ РЕЗАНИЕМ

Высокие твердость и износостойкость металлокера- мических твердых сплавов уже вскоре после их внед­рения в производство открыли для них многочисленные области применения, при этом не только в качестве режу­щих материалов [5, 22, 48, 92, 117, 142, 143, 284, 307— 327]. Помимо уже упомянутой обширной области при­менения для волочения проволоки и прутков, армиро­вания буров ударного и вращательного бурения в гор­ном деле, а также изготовления сердечников снарядов, существуют многочисленные возможности их примене­ния в машиностроении и приборостроении в производ­стве листового металла и проволоки, в химической и текстильной промышленности, в камнедробилках, в ке­рамической промышленности, в порошковой металлур­гии и во многих других областях (табл. 52). На рис. 60 показаны износостойкие детали из твердых сплавов.

Области применения твердых еппавов в качестве износостойких материалов

Область применения

Отрасль промышленности

Волочильное производст­во

Прокатка и обработка листового металла

Машиностроение и при­боростроение

Производство измери­тельных инструментов

Волоки для круглого и профильного материала, матрицы и стержни для про­тягивания труб, волочильные плашки и фильеры, губки, захваты, правильные валки, волочильные клещи, валки про — волочно-прокатных станов, щеки моло­тов, штампы для холодной высадки, от­резные ножи и патроны

Режущие инструменты, штамповочные инструменты, штампы для глубокой вы­тяжки, чеканные штампы, ножницы для резки металла, кромкозагибочные валки, фальцовочные валки, гибочные планки, прецизионные валки для холодной про­катки, охлаждающие планки для закал­ки бритвенных лезвий.

Центры токарных станков, зажимные кулачки, кулачки сверлильных патронов, направляющие втулки, прижимные роли­ки па револьверных станках, прецизион­ные подшипники на револьверных и шли­фовальных станках, криволинейные на­правляющие, сверлильные кондукторы, направляющие с резьбой, опорные части, упорные болты, упоры, упорные планки, защелки, ножи бесцентровых шлифоваль­ных станков, диски и ролики для нака­тывания, направляющие для ленточных пил, приспособления для высадки зубьев в полотнах, опорные призмы для весов, тисочные губки, подшипники тяжелых двигателей, сопла пескоструйных аппа­ратов, лопасти пескометов, сопла и вен­тили клапанов для распылителей, впуск­ные сопла и распылители для турбин, форсунки для дизелей, изложницы для литья под давлением, контакты для те­леграфных аппаратов.

Шарики Бринеля, пирамиды Виккерса, толщиномеры, калибры, контактные оп­равки, измерительные колесики для пла­ниметров

Отрасль промышленности

Текстильная промышлен­ность

Химическая промышлен­ность

Горное дело

Керамическая промыш­ленность

Порошковая металлургия

Разное

Направляющие для пряжи из нату­ральных и искусственных волокон, на­правляющие части прядильных машин для нейлона и искусственного шелка

Клапаны для высоких давлений, кор­пуса, кольца и седла клапанов для кор­родирующих жидкостей и мокрого шла­ма, выгружатели и скребки для центри­фуг, сопла для высоких давлений, сопла для инсектицидов, сопла для обработки пищевых продуктов

Буровые коронки, инструменты для’ ударного бурения, буры типа «рыбий хвост», размольные шары, долота для бурения по камню, молоты для щебня, ролики для резки камня

Матрицы для прессования керамиче­ских масс, прессформы для кирпичей, матрицы для ленточных прессов, стекло — прядильные волоки, захваты стекла

Прессформы и пуансоны для металли­ческих порошков, калибровые втулки и стержни, мельницы с твердосплавной фу­теровкой

Продолжение табл. 52

Область применения

Подковки, пластинки под каблуки, са­пожные гвозди, проволоки для лесок, подшипники для навивочных барабанов удилищ, направляющие кольца буксиро­вочных тросов самолетов, гравироваль­ные иглы, наконечники для авторучек, граммофонные иглы

Из существующих марок твердых сплавов для из­готовления изнашиваемых деталей машин или для их армирования в первую очередь применяют сплавы ти­па WC—Со с различным содержанием кобальта, иног­да с незначительными присадками TaC, TiC, NbC, VC и т. д. Для изнашиваемых деталей, работающих без ударной нагрузки, подходят твердые сплавы с 6—9% кобальта и даже менее вязкие безвольфрамовые твер­дые сплавы. Для бесстружковой обработки при незна-

Чительных ударных нагрузках применяют сплавы с 9— 12% Со, а при средней ударной нагрузке — с 15— 20% Со. Введение кобальта в количестве 25% и более позволяет выдержать очень высокую ударную нагрузку. С увеличением содержания кобальта в любом случае твердость, а в известной мере и износостойкость сни­жаются. Необходимо, следовательно, во всех случаях когда действует высокая ударная нагрузка, выбирать

Рис. 60. Износостойкие детали из твердых сплавов

Такие марки твердых сплавов, которые при оптималь­ной твердости н износостойкости обладают достаточной вязкостью, чтобы выдерживать ударные нагрузки без повреждения или поломки. Ниже дается более деталь­ный обзор областей использования твердых сплавов.

Наряду с использованием твердых сплавов для во­лок и волочильных очков их применяют и в других об­ластях, связанных с производством и обработкой про­волоки. При ковке спеченных прутков из вольфрама, молибдена и других металлов в ротационных ковочных машинах с применением твердосплавных ковочных пла­шек важную роль играет исключительно высокая твер­дость сплавов в горячем состоянии, так как темпера­тура ковки лежит в интервале 1000—1600° С. При этой температуре обычные высоколегированные стали очень сильно изнашиваются. У крупногабаритных плашек из твердого сплава изготовляют только нагружаемые де­тали. Соответствующую, предварительно изготовленную твердосплавную вставку напаивают твердым припоем. Небольшие плашки являются цельнотвердосплавными [320, 328—330]. Ударный характер нагрузки требует применения вязких сплавов с 15, 20 или 25% кобальта. Те качества твердых сплавов, которые требуются для обработки при высокой температуре, имеют еще боль­шее значение при холодной прокатке проволоки, игл и профилей. Твердосплавные плашки превосходят в 30— 60 раз по стойкости плашки из лучшей инструменталь­ной стали. При использовании твердосплавного ковоч­ного инструмента значительно снижаются расходы на переточку.

Роль твердосплавных инструментов все более воз­растает в производстве заклепок, винтов и гвоздей [92, 117, 118, 284, 323, 324, 327, 331—336] (рис. 61). В то время как стальные штампы холодной высадки головок заклепок, например, при диаметре 5 мм раздаются уже после высадки 30—50 тыс. заклепок, в штампах, арми­рованных твердыми сплавами, при том же диаметре не обнаруживается сколько-нибудь заметной раздачи да­же после высадки 3 млн. заклепок [150, 319, 337]. В свя­зи с высокой ударной нагрузкой здесь используют спла­вы с 15, 20 или 25% кобальта. Помимо высадочных штампов, твердыми сплавами армируют также отрез­ные ножи и отрезные патроны. Эти инструменты отре­зают в 30 раз больше заготовок, чем стальные инстру­менты [317].

Армированные твердыми сплавами инструменты для холодной гибки позволяют экономично изготовлять ко­лена труб из аустенитных сталей; эти инструменты оп­равдали себя также при изготовлении цепей [327].

Интересной областью применения твердых сплавов являются инструменты листопрокатных и проволочных цехов. В последние годы в ФРГ и в особенности в США широко стали применять прецизионные валки для про­катки алюминия, благородных металлов и биметалли­ческих лент. Высокий модуль упругости (т. е. незначи­тельная стрела прогиба) и незначительный износ вал­ков позволяют строго выдерживать допуск у холодно­катаных листов и обеспечивают особо длительный срок службы инструмента [307, 312, 338—345]. Наряду с вы­сокой износостойкостью и возможностью соблюдения точных размеров существенным является также то, что хорошее качество отополированной поверхности твердо­сплавных валков передается прокатываемому материа­лу. Прокатываемый материал прилипает к твердосплав­ным валкам меньше, чем к стальным. Стойкость твердо-

Рис. 61. Армированные твердым сплавом инструменты для холод­ной высадки

Сплавных валков (в большинстве случаев применяют совершенно беспористый сплав с 11% Со) превышает стойкость (срок службы) стальных валков примерно в 50—100 раз.

Малогабаритные валки изготовляют в настоящее время цельнотвердосплавными. При изготовлении же валков больших размеров стальной сердечник покрыва­ют (армируют) твердосплавной оболочкой [21, 317, 320, 346]. В США такие валки имеют диаметр около 250 мм и длину около 1000 мм при общей массе не свыше 500 кг [342].

Армирование жаропрочными твердыми сплавами на основе карбида титана проводок мелкосортных станов,

На которых прокатывают стали с высокой скоростью при температуре 760—980° С, позволяет увеличить срок службы инструмента примерно в 45 раз (323). Твердые сплавы как износостойкие материалы могут найти ши­рокое применение в качестве инструментов (штампов) для глубокой вытяжки, прессования и тиснения гильз, чашек, тюбиков, фасонных изделий и т. д. Во время войны в особенно широком масштабе применяли арми­рованные твердыми сплавами вытяжные штампы для изготовления боеприпасов [308, 314, 347, 350]. Эти штам­пы могут быть использованы в настоящее время в на­родном хозяйстве для массового изготовления деталей [22, 92, 117, 351—354]. Длительное сохранение размеров твердосплавных вставок позволяет изготовлять без пе­реточки, например, патроны и гильзы снарядов в не­сравненно больших количествах, чем при работе со стальными инструментами. Высокое качество поверх­ности твердосплавной вставки и ее незначительная склонность к свариванию с вытягиваемым материалом дают возможность также производить глубокую вытяж­ку трудно вытягиваемых материалов без промежуточ-’ ных отжигов. В отношении размеров подобных инстру­ментов в настоящее время вряд ли существует верхний предел; твердосплавные вставки можно изготовлять диаметром до 350 мм [346, 355].

Аналогами штампов для глубокой вытяжки и прес­сования являются штампы для чеканки, а также калиб­ровочные матрицы и пуансоны для наружной и внут­ренней калибровки деталей, изготовляемых со строгими допусками. Преимуществом твердых сплавов здесь так­же является очень хорошее качество поверхности и дли­тельное сохранение размеров твердосплавной вставки, а следовательно, и изготовляемой детали [317, 356].

Твердосплавные инструменты все чаще применяют для резки и штамповки листового металла. Примене­ние вырубных обрезных штампов с твердосплавными вставками особенно рентабельно при массовом выпуске изделий (например, бритвенные лезвия, детали часово­го механизма) или при штамповке листовых металлов, сильно изнашивающих инструмент, например трансфор­маторного железа (рис. 62, 63) [117, 122, 314, 315, 317, 319, 323, 324, 340, 351, 354, 356—373].

Изготовление вырубных отрезных штампов с твердо-

Рис. 62. Твердосплавные части штампа для вырубки деталей из листовой стали для статорон н роторов элек­тродвигателей

Рис. 63. Армированный твердым сплавом штамп для вырубки деталей из листовой стали для статоров и ро­торов электродвигателей

Сплавными вставками требует значительного опыта в инструментальном деле [374—383]. Вставки часто изго­товляют из отдельных сегментов, каждый из которых подвергают окончательной обработке (доводке) ал­мазно-металлическими кругами на профильных шли­фовальных станках, после чего производят посадку сег­ментов в стальной корпус. Доводка готового инструмен­та очень затруднительна. Вырубные пуансоны также армируют твердыми сплавами. Крепление твердого сплава к пуансону производят напайкой или с помощью специальных винтовых зажимов [384]. Небольшие пуан­соны изготовляют цельнотвердосплавными.

Для того чтобы избежать поломки режущей кромки, в большинстве случаев применяют твердый сплав WC— Со с 20% Со. Несмотря на то что твердосплавный вы­рубной штамп в три-пять раз дороже стального, его применение обеспечивает значительную экономию, так как его стойкость (срок службы) в зависимости от штампуемого материала в 20—60 раз превышает стой­кость стального штампа. Нередко между двумя пере­точками штампуют свыше 1 млн. изделий [150, 385, 386].

Для износостойкости направляющих штампов, а так­же желобков, по которым непрерывно подается лента, их также армируют твердыми сплавами [387].

В машиностроении и приборостроении твердые спла­вы используют очень широко [143, 284, 307, 309, 310, 314, 317, 318, 320, 323]. Детали, которые раньше изготовляли из стали, в нагружаемых местах обязательно армиру­ют твердыми сплавами чаще всего типа WC—Со. Ар­мирование производят с помощью пайки мягким или твердым припоем. Облицованные поверхности шлифуют кругами из карбида кремния или же алмазно-металли­ческими дисками и доводят на притирочных станках.

Все современные высокопроизводительные токарные станки оборудуют токарными центрами, армированны­ми твердыми сплавами. Твердым сплавом армируют также зажимные кулачки и люнеты. У бесцентровых шлифовальных станков очень быстро изнашиваются стальные направляющие полосы, что заметно снижает точность шлифования. Применяя армированные твер­дыми сплавами планки, полосы и линейки, достигают в наиболее благоприятных случаях 300-кратного увели­чения стойкости (срок службы) по сравнению со сталь­ными направляющими при одинаковой точности шлифо­вания [311, 318]. В станкостроении, в особенности у вся­кого рода токарных автоматов, многочисленные детали, ранее изготовлявшиеся из стали (упоры, упорные болты, направляющие втулки, криволинейные направляю­щие, сверлильные кондукторы, защелки механизма пода­чи, щупы, прижимные ролики и т. д.), в настоящее вре­мя армируют твердыми сплавами. Твердосплавные под­шипники для прецизионных шлифовальных станков, сильно нагружаемых двигателей и т. д. очень мало из­нашиваются и хорошо работают даже при повышенной температуре без смазки [310, 388] или же со щелочной смазкой [389, 390]. В связи с этим следует упомянуть о работах по теоретическому [391, 392] и практическому [393] изучению процессов трения у твердосплавных под­шипников. Для подобных видов применения изучали также комбинации карбидов, боридов, силицидов и графита [61—63, 65, 394].

В часовой промышленности, являющейся одним из основных потребителей фасонных твердосплавных штам — повых инструментов, твердосплавные роликовые шай­бы обеспечивают особенно высокое качество поверхно­сти ряда деталей. Для внутренней калибровки и поли­ровки давлением применяют твердосплавные шарики [116, 395—397].

Особое значение имеют твердые сплавы в производ­стве измерительных приборов. Высококачественные мик­рометры, предельные калибровые пробки, толщиноме­ры, резьбовые калибры, эталонные пластинки для из­мерения твердости и другие инструменты массового контроля с успехом армируют твердыми сплавами [143, 398—400]. Это обеспечивает не только значительную экономию средств благодаря удлинению срока службы измерительного инструмента, но и более точный и на­дежный технический контроль.

Твердосплавные шарики и пирамиды приборов для испытания на твердость [323, 401—403] в отличие от стальных шариков почти не деформируются даже при испытании материалов твердостью 400—800 HB. Из­мерение твердости, с их помощью оказывается значи­тельно более точным, и в указанном интервале получа­ются значительно большие величины твердости, чем при применении стальных шариков [398].

Другой важной областью применения твердых спла­вов являются сопла всех видов [143]. Как известно, из­нос сопел, в особенности при пескоструйной обработке, очень велик. Сопла пескоструйных аппаратов с твердо­сплавными вкладышами характеризуются значительно более долгим сроком службы, чем применяющиеся до настоящего времени сопла из отбеленного чугуна. В то время как сопла из отбеленного чугуна оказываются сильно изношенными уже после 3—4 ч работы, твердо­сплавные сопла оказываются почти неизменившимися в размерах после 1000 ч эксплуатации, а в более благо­приятных случаях даже после 1600 ч [319, 404, 405]. Бла­годаря высокой стойкости твердосплавных сопел и, сле­довательно, сохранению размеров отверстия устраняется избыточный расход сжатого воздуха и электроэнер­гии, а также падение давления. Отпадает, кроме того, необходимость в частой смене сопел. Более высокая стоимость твердосплавных сопел по сравнению с сопла­ми из отбеленного чугуна компенсируется их значитель­но более долгим сроком службы. Кроме того, достига­ется большая экономия сжатого воздуха при эксплу­атации.

Как правило, из твердого сплава изготовляют толь­ко внутреннюю часть пескоструйного сопла. Для защи­ты от толчков твердосплавный вкладыш впаивают или вклеивают в стальную оболочку.

177

Наряду с пескоструйными соплами твердыми спла­вами армируют и другие виды сопел, у которых возни­кают аналогичные явления износа: сопла воздуходувок; разбрызгивающие сопла; распылительные сопла; сопла для впуска и выхлопа газов в дизелях; сопла на маши­нах для обмазки сварочных электродов [284]; сопла для автоматов, в которых прессуются органические массы, наполненные окислами; разбрызгивающие сопла для керамических масс [406]; стеклопрядильные сопла и мундштуки прессов для производства прутков из лег­ких и цветных металлов [307, 314, 327, 407]. С помощью твердосплавных мундштуков удалось, например, изгото­вить прутки диаметром 10 мм из железного, никелево­го и кобальтового порошков. Прессование производи­лось под давлением 18 т/см2 и при температуре около 900° С [508]. При таком режиме прессования матрица из закаленной инструментальной стали начинает «течь».

12—699

В связи с этим следует упомянуть об известных экс­периментах Бриджмена [306], связанных с применением высокого давления. Для этих экспериментов использо­вали твердосплавные вкладыши, выдерживавшие дав­ление до 154 тIсм2. Подобные вкладыши применяют в настоящее время при синтезе алмазов [409—412].

Твердые сплавы благодаря высокой коррозионной стойкости [22, 307, 370, 413] нашли применение в хими­ческой промышленности в качестве конструкционных материалов для аппаратов большой емкости. Сюда от­носятся детали клапанов, уплотнительные конусы и кольца, сопла для гидрогенизации в условиях высоких давлений. Твердые сплавы, кроме того, достаточно ус­тойчивы к воздействию быстрорежущих горячих раство­ров едких щелочей, попадающих в аппаратуру вместе с отходами [414]. Все возрастающий интерес для хими­ческой промышленности представляет, по-видимому, ар­мирование твердыми сплавами выгружателей центри­фуг, а также облицовка ими различных сопел.

Твердые сплавы на основе карбида хрома с никеле­вой связкой характеризуются не только высокой изно­состойкостью, но и значительными коррозионной стой­костью н окалиностойкостью [48, 415—417]. По этой причине их используют для таких деталей, которые, ра­ботая на износ, одновременно подвергаются коррозион­ному воздействию (гнезда и шары клапанов для неф­тяных насосов и насосов в химической промышленности, нитеводы, изнашиваемые детали всйс видов в хими­ческой, фармацевтической и пищевой промышленности и т. д.). Жаропрочные и окалиностойкие твердые спла­вы на основе карбида хрома рекомендуется применять для горячего мундштучного прессования [334]. Для на­пайки этих сплавов на стальную державку необходимо применять серебряный припой и в особенности флюсы и раскислители [418].

В отдельных случаях целесообразно выяснить воп­рос о применении довольно прочных сплавов на основе WC с платиновой или никельхромовой связками.

В текстильной промышленности находят все более широкое применение направляющие кольца для нитей из натурального или искусственного шелка, изготовляе­мые из твердых сплавов методом мундштучного прес­сования [313, 419]. Они характеризуются более длитель-

Ным сроком службы (в 100 раз), чем применявшиеся до сих пор ушки. Твердосплавные направляющие кольца различных размеров применяются в настоящее время не только в текстильной промышленности, но и при из­готовлении проволочной сетки и тончайшей стальной стружки (стальной шерсти), при перемотке проволоки, намотке катушек [420], при изготовлении удилищ и на­правляющих буксировочных тросов самолетов [313].

В горном деле, кроме случаев применения твердых сплавов для буров вращательного и ударного бурения, используют тяжелые твердосплавные шары диаметром 80—120 мм для грубого размола минералов и руды [5]. Однако для этой цели требуется значительное количе­ство твердого сплава. Замена обычных твердых спла­вов типа WC—Со твердыми сплавами MoC—TiC откро­ет широкие возможности для применения безвольфра­мовых сплавов, которые в настоящее время применяют в тех случаях, когда деталь подвергается только изно­су в результате трения.

Армированные твердосплавными пластинками удар­ные элементы в коксодробилках и других измельчитель — ных машинах, например в пищевой и текстильной про­мышленности, изнашиваются во много раз меньше, чем аналогичные ударные элементы из стали [421].

В керамической промышленности, так же как и в по­рошковой металлургии, требуются прессформы для мас­сового прессования изделий из абразивных материалов. Армированные твердыми сплавами прессформы для из­готовления кирпичей обладают значительно большим сроком службы, чем стальные матрицы. В то время как в стальной матрице можно спрессовать только 8— 10 тыс. кирпичей, в твердосплавной удается спрессовать свыше 40 тыс. кирпичей, в результате чего достигается значительная экономия материала,[318, 340].

Срок службы твердосплавного прессового инстру­мента, применяемого для изготовления шлифовальных дисков на основе карбида кремния или корунда, в де­сять раз превышает срок службы стального инструмен­та; спресованные диски при этом обладают гораздо бо­лее точными размерами и легче выталкиваются из прес — форм [318].

179

Применяемые в керамической промышленности для изготовления фасонных изделий, подвергающихся из-

12* носу, различные шаблоны (грунтовочные, плющильные, резальные и т. д.) также целесообразно армировать твердыми сплавами [406, 422]. В то время как стальной плющильный шаблон для изготовления фарфоровых та­релок срабатывается уже после 8—12-ч применения, шаблон, армированный твердым сплавом, можно ис­пользовать в течение 6—12 месяцев.

В порошковой металлургии, так же как и в керами­ческой промышленности, можно широко использовать твердые сплавы в качестве износостойких материалов. При мокром размоле твердосплавных смесей особенно хорошо служат армированные твердым сплавом мель­ницы с твердосплавными шарами[26].

Прессование металлических порошков в фасонные изделия ведет к сильному износу прессформ. В этой об­ласти хорошие результаты получены при использовании матриц и пуансонов, армированных твердыми сплавами [423—427]. При прессовании, например, спеченных же­лезных подшипников под давлением 2—3 т/см2 стой­кость таких прессформ превышает в 100—200 раз стой­кость прессформ из инструментальной стали и в 50— 100 раз — стойкость хромированных прессформ [5, 428, 429]. При давлении прессования 6—12 т/см2 преимуще­ство металлокерамического твердого сплава с его вы­сокой стойкостью к привариванию еще более заметно. Холодное или горячее приваривание металлического порошка к стенкам матрицы, ведущее к преждевремен­ному износу стальной матрицы, у твердых сплавов очень невелико.

На рис. 64 показана футерованная твердым сплавом матрица для прессования металлических порошков. Твердосплавная футеровка (темная) состоит из десяти сегментов, каждый из которых в отдельности шлифуют алмазно-металлическим диском и затем производят его посадку в стальную обойму с помощью промежуточного кольца (светлое) [430]. Так, крупные матрицы, которые можно подвергать последующему шлифованию, могут быть изготовлены цельнотвердосплавными путем горя­чего прессования [431].

Если суммировать все преимущества и возможные недостатки твердого сплава, как износостойкого мате­риала, применяемого в машиностроении и в приборо­строении, то выявляется преобладание преимуществ твердосплавных инструментов по сравнению с до сих пор применявшимися стальными. Твердосплавные ин­струменты в большинстве случаев в 3—5 раз дороже стальных и являются относительно более хрупкими. При неправильном обращении с твердосплавным инстру­ментом или неудачном выборе марки металлокерамиче — ского твердого сплава может произойти повреждение или даже разрушение до­рогостоящего инструмен­та. Однако первоначаль­ные высокие затраты быстро перекрываются высокой производитель­ностью твердосплавного инструмента, в особенно­сти при обслуживании высококвалифициров а н — ным рабочим персоналом [432]. Себестоимость из­готовления изделий сни­жается в результате сок­ращения времени на по­бочные операции и почти полного устранения бра­ка. Наряду со снижением себестоимости большое зна­чение имеет улучшение использования станков, качества изделий и т. д. Таким образом, применение твердых сплавов в качестве износостойких материалов оправды­вается не только с чисто производственной, но и с на­роднохозяйственной точки зрения. Необходимо отме­тить, что переход от применявшихся до сих пор сталь­ных инструментов к твердосплавным требует тесного сотрудничества между потребителями и производителя­ми. В ряде случаев необходимо менять конструкцию из­готовляемой детали в соответствии со свойством твер­дого сплава.

Твердосплавные покрытия для изнашиваемых деталей

Рис. 64. Прсссформа для прессо­вания спеченных магнитов, футе­рованная металлокерамическим твердым сплавом

Ранее упоминалось о применении литого карбида вольфрама для наплавки бурового инструмента. В пос — лёдние годы были разработаны методы нанесения изно­состойких покрытий и металлоподобиых твердых мате­риалов, в особенности из карбидов и боридов[27], на рабо­тающие на износ малогабаритные детали всевозмож­ных приборов путем напыления. Уже Шоои [433] дока­зал возможность напыления порошка карбида вольфра­ма. Методом так называемого «газопламенного напыле­ния», разработанным фирмой Air Products Company, с помощью пистолета напыляют тонкий слой карбида вольфрама с 8% кобальта [48, 434—443]. Масса смеси WC—Со при этом не плавится, а напыляется на поверх­ность изделия при температуре выше точки плавлепия кобальта; при этом ценный карбид вольфрама не раз­лагается. В результате получается довольно плотное малопористое покрытие со структурой металлокерами — ческого твердого сплава. Покрытия, содержащие вслед­ствие некоторой незначительной декарбидизации ri-фа — зу, обладают такой же высокой износостойкостью, как и компактные твердые сплавы, и лучшей износостойко­стью, чем обычные покрытия из наплавочных твердых сплавов или же покрытия, полученные хромированием. В качестве примеров применения этого, к сожалению, дорогого метода можно назвать винтовые калибры, ка­либры-пробки, сердечники для металлокерамических инструментов поршней и гнезд клапанов, ударные при­способления в дробильных машинах, ножницы, матри­цы, ролики станков для правки проволоки, уплотните­ли компрессоров и т. д.

Более экономичным является процесс так называе­мого «плазменного напыления», заключающийся в том, что в атмосфере защитного газа и при высокой темпе­ратуре дуговой плазмы наносят тонкие покрытия твер­дых материалов, пластмасс и других металлоподобиых или окисиых материалов [444, 445].

Методом электроэрозии можно не только обрабаты­вать твердые сплавы, но и при соответствующей схеме включения наносить покрытие из твердых сплавов, на­пример, на сталь. В Советском Союзе разработан метод электроэрозионного нанесения покрытий из твердых сплавов типа WC—Со* и WC—TiC—Со*, позволяющий увеличить в 2—4 раза срок службы инструментов из обычной инструментальной и быстрорежущей стали [446—455]. Этот метод оправдывает себя, однако, лишь в особых случаях.

Существует также группа наплавочных твердых сплавов на основе боридов, в частности боридов хрома [456]. В качестве примера можно назвать известные давно наплавочные твердые сплавы борид хрома — ни­кель — кремний типа «Колмоной» [290, 298, 457—469].

Идея об использовании высокой плотности вольфра­ма (19,3 г/см3) и псевдосплавов вольфрам — свинец для баллистических целей высказывалась уже в патентах 1902 г.[25] В дальнейшем возникла мысль об использова­нии для этих целей значительной твердости и прочно­сти карбида вольфрама, обладающего одновременно достаточной высокой плотностью2. Уже в 1929 г. в Гер­мании успешно испытали первые сердечники снарядов из металлокерамического твердого сплава (94% WC и 6% Со) плотностью 14,8 г/см3 [107].

Сердечник снаряда должен обладать высокой плот­ностью, хорошей вязкостью и твердостью -—88—90 HRA (у головки снаряда). Выдержать эти условия одновре­менно довольно трудно, так как они в известной мере исключают друг друга. Высокую плотность можно по­лучить при возможно низком содержании связки, ис­пользовании карбида вольфрама с значительным содер­жанием углерода и путем горячего прессования детали. Однако при малом содержании связки и высоком со­держании W2C, а также двойных карбидов твердый сплав оказывается очень хрупким. Такие твердые, хруп­кие и обладающие особо высокой плотностью твердые сплавы можно применять только для малогабаритных сердечников. Сердечники более крупных размеров нуж­но изготовлять из обычного WC с 6% С и с содержани­ем связки не менее 3% (желательно 9—13%).

При серийном изготовлении сердечников снарядов приходится пользоваться более дешевыми сырьевыми материалами, чем при обычном изготовлении твердо­сплавных изделий. Так, приходится мириться с мень­шей чистотой и применять вольфрамовый порошок уг­леродного восстановления, содержащий 99,5—99,7% W.

Вместо кобальта в качестве связки используют никель, а также смеси никель — железо и кобальт — никель, хотя известно, что эти связи могут сильно ухудшить ка­чество используемых твердых сплавов. Вместо дорого­стоящего мокрого размола применяют по возможности более дешевый сухой размол.

В Германии во время второй мировой войны фирма «Фридрих Крупп» [107] изготовляла сердечники диамет­ром 6,13 мм из карбида вольфрама с 4,5% связанного углерода. В качестве связки добавляли 2% Ni. Умень­шая содержание углерода примерно до 1,8% и содер­жание связки до 1%, удалось повысить плотность спла­ва с 17,2 до 17,4 г/см3. Полученный таким путем твер­дый сплав оказывался, однако, чрезвычайно хрупким. Для массового изготовления сердечников диаметром 15—36 мм позднее стали использовать спла^ на основе насыщенного монокарбида вольфрама с 3% Ni в каче­стве связки. Этот сплав имел плотность 15,1 —15,4 г/см3, твердость 89,8—90,2 HRA и ударную вязкость 0,7— 0,9 кГм/см2.

Все сплавы подвергали горячему прессованию. При этом для снарядов меньшего калибра за один прием односторонним прессованием изготовляли большее ко­личество (4—6) сердечников (рис. 56). Сердечники бо­лее тяжелых снарядов изготовляли двусторонним прес­сованием в прессформе, показанной на рис. 57 [107, 302]. Расход графита был велик, так как непосредствен­но соприкасавшиеся с сердечником графитовые пресс — формы использовали только один раз. Применение гра­фитовых втулок и пластинок позволило многократно использовать пуансоны и матрицы. Измельченный в по­рошок графитовый лом применяли для карбидизации вольфрама [107].

Отпрессованные сердечники — заготовки до их мон­тирования в снаряды требовалось подвергать почти все­стороннему шлифованию. Из-за высокой твердости и массовости производства деталей это требовало значи­тельного расхода шлифовальных дисков. Шлифование алмазными дисками или заточка алмазными резцами являются дорогостоящими операциями.

11*

163

Размеры изготовлявшихся в Германии сердечников снарядов и их физико-механические характеристики приведены в табл. 51 [107, 302].

Химический состав и физические свойства твердосплавных сердечников снарядов [фирма «Ф. Крупп»)

-15,9

•17,4

-14

-15,6

-15,6

-15,4

-15,6

-15,4

-15,4

-15,6

-15,4

-15,4

-15,4

15,7-

17.2-

15.3- 15,5- 15,5- 15,3- 15,5- 15,3- 15,3- 15,5- 15,3- 15,3- 15,3-

2 2 3

2,5 2,5 3,0 2,5 3,0 3,0 2,5 3,0 3,0 3,0

4,5 1,8 6,1 5,5 5,5 6,1 5,5 6,1 6,1 5,5 6,1 6,1 6,1

Диаметр

22,7 22,7 40,0 41,0 42,0 58,0 58,0 58,0 65,5 75,0 110,0 120,0 130,0

Состав, %

Ni

Размеры сердечников,

MM

Плотность, г/см3

Ударная вязкость по Изоду, кГсм/см3

Твердость, HRA

4-6

90,8—91,2

0,8—2

87,8-88,3

60—90

89,8—90,2

30—35

92,2—92,8

30—35

92,2—92,8

60—90

89,8—90,2

30-35

92,2—92,8

70—90

89,8—90,2

70—90

89,8—90,2

30—35

92,2—92,8

70—90

89,8—90,2

70—90

89,8—90,2

70—90

89,8—90,2

Рис. 56. Многогиездиая пресс- форма для горячего прессова­ния небольших сердечников снарядов:

Рис. 57. Прессформа для горя­чего прессования больших сер­дечников снарядов:

/ — верхннн пуансон; 2 — коиусное кольцо; 3 — сердечник; 4 — гильза; 5 — матрица; 6 — нижний пуансон

Значения твердости, замеренные на одной и той же детали, оказались не вполне совпадающими из-за не­равномерного распределения плотности. Тем не менее путем усовершенствования технологии горячего прес­сования и улучшения прессформ удалось изготовить сравнительно однородные сердечники. При производст­ве сердечников обыч­ным (т. е. холодным) прессованием из твер­дых сплавов WC—Со, как это принято в США и в Англии, не­обходимо избегать усадки по конусу в ме­нее плотной зоне пу­тем соответствующих коррективов в устрой­ство прессформы.

При изготовлении сердечников снарядов [303, 304] из твердых сплавов WC—Ni де­тально изучали влия­ние содержания угле­рода на их плотность, ударную вязкость, твердость и удельное электрическое сопро­тивление. Некоторые данные приведены на графике (рис. 58). Свойства же твердых сплавов типа WC—Со с 6—15% Со приведены выше.

Содертамие С. °А

Рис. 58. Плотность, твердость и ударная вязкость сердечников снарядов из твердых сплавов WC-Ni в зависимости от содер­жания углерода в WC:

1— плотность; 2 — твердость 1IRA-, 3 — ударная вязкость

Твердосплавные сердечники снарядов вследствие их высокой пробойной силы [107, 302, 305] особенно широ­ко применяли для стрельбы по танкам. Их сравнитель­но высокая хрупкость при этом не играла существенной роли. В то же время их значительная эффективность определялась и способностью противостоять высоким давлению и температуре, возникающим при пробива­нии броневой плиты [306]. Для пробивания броневых плит большой толщины рекомендовалось применять твердые сплавы с более высоким содержанием ко­бальта.

Всего в Германии с 1935 по 1943 г. было изготовле­но сердечников массой до 2600 английских тонн (1 ан­глийская тонна равна 1016 кг). Больше всего их было изготовлено в 1940 г. (680 т). Сильный спад производ­ства сердечников в 1942—1943 гг. был вызван нехват­кой в Германии вольфрама. В 1943—1944 гг. производ­ство сердечников было полностью прекращено, а имев­шиеся в наличии резервы вольфрамовой руды и вольфрамовой кислоты использовали только для рез­цовых пластинок. Хрупкие сердечники диаметром 6,13 мм в количестве 1000 т не удалось использо­вать по прямому назначению и они были перерабо­таны на трехокись вольфрама, а из сердечников диа­метром 11 и 12 мм в количестве 250 т изготовили горя­чим прессованием сердечники более крупного ка­либра.

Сердечники для шведских противотанковых снаря­дов изготовляли горячим прессованием из сплавов WC-Co. Английские и американские сердечники, пред­назначенные для поражения бронированных танков «тигр», изготовляли обычным спеканием твердых спла — лов WC-Co (марки G2 и G3). Необходимости приме­нять в качестве связки наряду с кобальтом никель или железо по мотивам, связанным с наличием сырьевых ресурсов, не было. Точных данных о выпуске твердо­сплавных сердечников в Англии и в США в 1944— 1945 гг. нет. Известно только, что общий масштаб их производства в несколько раз превысил выпуск в одной Англии за 1944 г.

Альтгольц [303] подробно описывает процесс изго­товления фирмой «Карболой» сердечников снарядов. Тонко размолотую смесь WC—Со прессовали с добав­кой парафина в качестве пластификатора в цилиндри­ческих вертикальных матрицах под давлением около 60 г. Диаметр прессовок составлял около 60 мм, дли­на •—около 230 мм, масса — около 4 кг. Загрузка порош­ка при изготовлении сердечника для 76-мм снаряда составляла около 5 кг. Прессовки загружали в графи­товых лодочках в асбестовый порошок и подвергали предварительному спеканию, во время которого уда­лялся парафцн. На предварительно спеченные цилин­дры с помощью дисков из карбида кремния наносили конус; после этого их снова погружали в графитовые лодочки в засыпке из окиси алюминия и подвергали окончательному спеканию. Линейная усадка составля­ла при этом 18%, а окончательная твердость — около 83 HRA. После этого проверяли массу и размеры сер­дечников, а также определяли предел прочности при сжатии. В случае необходимости производили дополни-

Pik’. 59. Устройство противотанкового снаряда твердосплавным сердечником

Тельное шлифование конуса алмазным диском. На рис. 59 показан противотанковый снаряд с твердосплав­ным сердечником и алюминиевым наконечником.

Общие сведения

Экономичность бурения в горном деле и строительст­ве подземных сооружений зависит в первую очередь от стойкости лезвия бура, которое при длительной эксплуа­тации подвергается высоким изнашивающим нагрузкам. В связи с этим вскоре после внедрения твердых сплавов в технологию резания были сделаны попытки их приме­нения и в горном деле для бурения соли, угля, минералов и различных горных пород. Сначала результаты были не совсем удовлетворительными из-за хрупкости применяв­шихся в то время твердых сплавов, в особенности литых. Лишь с появлением вязких твердых сплавов типа WC— —Со, содержащих 6—15% Со, открылись большие воз­можности их применения в горном деле [142, 143, 152—169].

Необходимые в горном деле и при строительстве под­земных сооружений буровые скважины могут быть вы­полнены вращательным или ударным бурением. Камен­ноугольные же пласты в ряде случаев разрабатывают врубами.

При вращательном бурении и врубовых работах рез­цы должны иметь высокую износостойкость, а вязкость, достаточную лишь для того, чтобы не ломаться при воз­никающих нагрузках. При ударном бурении наряду с хо­рошей износостойкостью требуется очень высокая вяз­кость, так как в этом случае режущие кромки работают при значительной ударной нагрузке и под сильным дав­лением. Вначале при вращательном бурении работали с твердыми сплавами, содержащими 5—6% Со, а при удар­ном бурении использовали сплавы с 8—15% Со (пред­почтительно 9—11% Со).

В результате разработки оптимальных конструкций твердосплавных буров и врубовых зубков очень быстро удалось добиться при вращательном бурении и врубовых работах значительно большей производительности, чем при применении стальных инструментов. В ударном бу­рении развитие проходило медленнее. Лишь в последние годы ясно выявилось, что применение новых, особо вяз­ких твердых сплавов и усовершенствованных методов напайки делает твердосплавные буры более экономич­ными, чем стальные.

Используемые в горном деле и строительстве подзем­ных сооружений твердосплавные инструменты можно разделить по методам их изготовления на две группы:

1. Инструменты с напаянными твердосплавными пла­стинками или фасонными деталями, например буровые коронки для угля и калийных солей, врубовые зубки, вру­бовые коронки, ударные буры и полые буровые коронки.

2. Инструменты с наваренными с помощью легкоплав­ких сплавов пластинками правильной или неправильной формы из металлокерамического твердого сплава или литого карбида вольфрама, например, крупногабаритные буры для глубокого бурения — долота типа «рыбий хвост», коронки для вращательного бурения типа «рота — ри», кольцевые буровые коронки и т. д.

Далее в тексте описание отдельных разновидностей бурового инструмента будет производиться не по мето­дам изготовления, а по областям применения: инструмен­ты для вращательного бурения и инструменты для удар­ного бурения.

Инструменты для вращательного бурения и врубовых машин

Инструменты для бурения калийных солей и угля

Головки вращательных буров, армированные тверды­ми сплавами, нашли широкое применение для бурения шпуров в породах, содержащих соли различного состава, минералах и угле [142, 143, 154, 156, 157, 160, 163, 164, 166, 170—174]. Решающее значение для повышения произво­дительности при вращательном бурении минералов и уг­ля при прочих равных условиях имеет форма лезвия.. Так, Винтер[22] исследовал 24 различных твердосплавных лезвия при бурении кизеритовых и лонгбайнитовых по­род. При бурении кизеритовой породы (450 об/мин, по­дача 1,34 мIмин) число пройденных метров между двумя заточками колебалось в зависимости от формы лезвия в. пределах 142—170, а лонгбайнитовой соли — в пределах 41 —142. Наиболее высокопроизводительный бур имел однопластинчатое лезвие с двумя режущими кромками, одной по окружности и другой на небольшом расстоянии от сердцевины. В связи с этим обе передние грани бура имели неодинаковую длину. Точно так же буры с цель­ными и разъемными резцами имели в среднем достаточ­ную производительность. Буры с двумя пластинками, да­ющие хорошие результаты при бурении угля, в этом слу­чае себя не оправдали. Это объясняется, по-видимому, тем, что в средней части шпура образовывался большой керн, который не разрушался. Поэтому внутренние сто­роны твердосплавных пластинок оказывались сильно ис­тертыми и быстро выходили из строя.

По данным работы [175], производительность твердо­сплавных буров при бурении солей разной твердости пре­вышает в 10—50 раз производительность буров из быст­рорежущей стали.

При вращательном бурении угля соотношение по про­изводительности то же, что и при бурении солей. Здесь также решающую роль играет конструкция лезвия [176, 177]. Согласно работе [178], наиболее оптимальным явля­ется двухперое сверло. При этом обе твердосплавные пластинки запаивают в соответствующий паз державки. Иногда для бурения очень твердых углей применяют так­же трехперые сверла; среднее перо при этом располага­ют выше остальных или же эксцентрично. Инструмент при этом скорее является дробящим, чем режущим, что при бурении угля, несомненно, лучше.

Согласно Беккеру [143], как при разработке калийных солей, так и при бурении угля необходима тщательная заточка инструмента, соблюдение правильных углов при переточке. Размеры углов, разумеется, не бывают одина­ковыми и изменяются в зависимости от формы лезвия. Задний угол может составлять от 5 до 32°, передний угол до 130°, угол заострения 45—80°. У стальных лезвий соот­ветствующие углы несколько острее. Дать какие-либо точные общие указания относительно размеров углов трудно, так как они сильно колеблются в зависимости от формы лезвия.

Заточка буровых коронок с твердосплавными пла­стинками должна производиться более тщательно, чем заточка лезвий из быстрорежущей стали. Как и при за­точке специальных инструментов, нужно правильно вы­бирать шлифовальные круги и скорость их вращения. Проверять размер угла резания лучше всего с помощью шаблона. Стоимость заточки твердосплавного горного инструмента обычно в 2—3 раза больше стоимости за­точки бура из быстрорежущей стали. Это компенсирует­ся, однако, значительно большим числом пробуренных метров между двумя переточками.

Наименьший естественный износ имеет инструмент со сплошным лезвием, так как при этом работает вся ре­жущая поверхность. У буровых коронок с отдельными лезвиями, напротив, работают только части лезвий; та­ким образом, общее усилие бурения оказывается сосредо­точенным на значительно меньшей поверхности. В ре­зультате получается больший износ. Как правило, при бурении коронками с твердосплавными лезвиями износ невелик, но в то же время много материала теряется при заточке. Соотношение между потерями обоих видов, ра­зумеется, зависит от формы лезвия. В среднем потери ма­териала при заточке примерно в десять раз выше потерь, полученных в результате нормального износа при буре­нии. При работе с лезвиями из быстрорежущей стали со­отношение обратное.

В каждом конкретном случае при вращательном бу­рении следует применять соответствующую форму лез­вия. Так, при разработке калийных солей предпочтитель­ными являются, по-видимому, однопластинчатые лезвия, а при бурении по углю и по породам — двухпластинча — тые и много пластинчатые [154, 157, 160, 163, 166, 170, 171, 176,177,179—181]. На рис. 41 показаны наиболее употре­бительные формы буров для разработки калийных солей и угольных пластов. В обоих случаях эксцентрично распо­ложенные лезвия обеспечивают, по-видимому, наилучшие результаты, так как между ними распределяется усилие бурения и работа происходит частично режущим и ча­стично дробящим образом. Подобные резцы двусторон­него действия можно нагружать особенно сильно, в то время как лезвия режущего действия пригодны только при относительно малой подаче. При выборе скорости проходки с помощью приведенных ниже данных необхо­димо также принимать во внимание мощность бурового.

Рис. 41. Буровые коронки, оснащенные твердыми спла­вами

Стана, твердость породы, глубину проходки и подачу, а также экономическую сторону [182]. Для вращательного бурения пород действуют те же закономерности, что и для резания металлических материалов [172—174, 183,

Таким образом, армированные твердым сплавом бу­ры имеют следующие преимущества при бурении калий­ных солей и угля:

Порода

Каменный уголь мягкий чистый. .

Каменный уголь твердый с примеся­ми………….

Ш л

Твердые соли

Осадочные породы средней твердости

Осадочные породы большой твердости

Осадочные породы очень высокой твердости….

1 П

Вулканические породы основного ха­рактера…..

Jj ал Ii-Jj а…………………………………………..

Скорость проходки, м/ман

150—300

100—150 50—100 50—100 25—50

5—25

5—20

Вулканические породы кислотного характера….

1. Производительность твердосплавных буров (выра­женная в пробуренных метрах) в 10 раз выше произво­дительности буров из быстрорежущей стали при бурении угля и примерно в 5 раз больше при бурении твердых ка­менных солей, богатых кизеритом. Особенно велико раз­личие в производительности при бурении лонгбайнито — вых твердых каменных солей. При этом буры из быстро­режущей стали сохраняют острую кромку только на про­тяжении первых нескольких сантиметров: твердосплав­ные же буры пробуривают без переточки 50 м, а в благо­приятных случаях 142 м.

2. В то время как при бурении быстрорежущей сталью приходится довольствоваться подачами 400— 800 мм/мин, при использовании твердосплавных лезвий подачу MOiKHO беспрепятственно увеличивать до 1400 мм /мин и более.

3. Твердосплавные лезвия вследствие их большей стойкости не требуют таких частых переточек, как лезвия из быстрорежущей стали.

4. Благодаря более высокой стойкости твердосплав­ных лезвий усилие бурения остается равномерным и низ­ким, что дает значительную экономию электроэнергии.

5. В результате лучшего режущего действия буровая мелочь получается более крупнозернистой и, следова­тельно, образуется меньше угольной и минеральной пыли.

Кольцевые буровые коронки

Для бурения скважин крупного диаметра в угле или горных породах, а также для разведочного и глубокого бурения ранее применяли алмазные коронки. Сравни­тельно большое количество требующихся алмазов явля­лось причиной высокой себестоимости изготовления ко­ронок. Кроме того, при бурении в трещиноватой породе алмазы могут выкрашиваться и даже теряться. В связи с этим начали заменять алмазы во вставках и зубьях кольцевых буровых кооонок твердыми сплавами [160, 166, 179, 185, 186].

Твердые сплавы, хотя и не вытеснили полностью ал­мазы и алмазнометаллические сплавы при «глубоком бу­рении», но во многих случаях заменяют их.

В коронки наружным диаметром от 40 до 230 мм и больше впаивают круглые, шестигранные или восьми­гранные буровые вставки или особой формы зубья.

Буровые вставки, величина которых соответствует ди­аметру коронки, попеременно вставляют по внутреннему

Рис. 42. Твердосплавные пластинки для оснащения буров

Рис. 43. Кольцевые коронки, армированные твердо­сплавными пластинками

И наружному диаметру так, что они «взаимно пересека­ются». Для бурения особо изнашивающих пород буро­вую коронку армируют еще и боковыми вставками для сохранения калибра. Интересно отметить, что твердо­сплавными буровыми коронками удается без труда свер­лить даже железобетон. Число буровых вставок зависит от диаметра буровой коронки, а также от характера тор­ной породы. На рис. 42 показаны различные твердосплав­ные буровые вставки и зубья, а на рис. 43 — армирован­ные кольцевые буровые коронки.

Кроме напайки вставок и зубьев, кольцевые буровые коронки можно армировать путем наварки пластинок из металлокерамического или литого твердого сплава, как и при армировании крупногабаритных инструментов для глубокого бурения (долота типа «рыбий хвост» и др.).

Буры для бурения крупных скважин

Для бурения крупных и глубоких скважин от 80 до 400 мм в угле, руде и породах всех видов, вентиляцион­ных, дегазационных и дренажных (отводящих воду) от­верстий и, наконец, для бурения врубовых скважин при проходке штрека в последнее время применяют способ безкернового пробуривания [157, 160, 163, 166, 187—194]. Для безкернового пробуривания применяют буровые ста­ны мощностью от 9 до 30 л. с. с крупными, армированны­ми твердыми сплавами, коронками вращательного буре­ния, ступенчатыми бурами и ступенчато-спиральными бу­ровыми коронками. Последние сконструированы таким образом, что лезвия для переточки можно вынимать из головки по одному. Экономичность пробуривания круп­ных скважин по сравнению с проходкой указанных вые­мок старым способом бурения и взрывами очевидна.

Буры для ударно-поворотного бурения

Перфораторы, называемые также вибробурами или бурами ударно-поворотного бурения, представляют со­бою сочетание вращательных и ударных буров. В по­следние годы их с успехом применяют для пробуривания сравнительно глубоких и большого диаметра взрывных скважин в породах всех видов [157, 160, 163, 164, 195— 199].

Для ударно-поворотного бурения требуются буровые каретки и соответствующие станки. Армированная твер­дым сплавом буровая коронка подходит по своей форме для комбинированного вращательного и ударного дейст­вия (рис. 44). Успешное применение перфораторов в на­стоящее время является многообещающим в технологи­ческом отношении.

Рис. 44. Бур удар­но-поворотного бу­рения

Инструменты для врубовых машин

При разработке врубовыми машинами углей значи­тельной твердости, например углей с включением желез­ного или серного колчедана, к инструменту предъявляют наиболее высокие требования. Ранее в качестве материа­ла для инструмента использовали улучшенные хромо — вольфрамовые стали. Затупившиеся лезвия приходилось наваривать, повторно затачивать и вновь подвергать тер­мической обработке. Сталь со временем охрупчивалась и становилась чувствительной к ударам.

Рис. 45. Твердосплавные врубовые зубки

У армированного твердым сплавом инструмента для врубовых машин самой различной формы (резцы, скреб­ковые ножи и т. д.) этих недостатков нет. Затупившиеся резцы требуют только переточки, после чего инструмент вновь пригоден для работы [154, 160, 166].

Твердосплавный зубок обычного типа для врубовой машины состоит из державки, изготовленной из вязкой и высоко! точной хромоникелевольфрамовой стали с пре­делом прочности при растяжении около 150 кГ/мм2, и твердосплавных вставок лучше всего в виде простых штифтов цилиндрической формы. Для припаивания ис­пользуют бронзовые, латунные или серебряные припои с точкой плавления ниже 850° С с тем, чтобы температура нагрева штанги под закалку и, температура пайки соот­ветствовали друг другу. Твердосплавные вставки обычно диаметром 10 мм впаивают в углубление державки, ис­пользуя высокочастотный индукционный нагрев. Таким путем достигается тугая посадка вставки, что устраняет возможность выдавливания вставки вследствие действия бокового напряжения при эксплуатации инструмента. Головки зубков иногда слегка согнуты. На рис. 45 пока­заны зубки, армированные твердым сплавом.

На производительность врубовых инструментов, разу­меется, сильно влияет форма лезвия.

Меике [200] исследовал многочисленные формы лез­вий и сопоставил производительность твердосплавных зубков с производительностью обычных стальных зуб­ков и стеллитовых инструментов. Стальной зубок приту­пился после 22,3 м, стеллитовый — после 68 м и твердо­сплавный — только после 270 м врубовой проходки. Сум­марная производительность твердосплавного зубка со­ставила в среднем 6000 врубометров. До полного износа комплекта из 24 штук со стальными долотами удалось подрубить только 756 ж2, со стеллитовыми 1423 м2 и с твердосплавными 7916 м2. Размеры зерен врубовой ме­лочи не различались.

Благодаря применению больших подач твердосплав­ные зубки позволяют достичь более высоких скоростей проходки, в особенности при использовании современных врубовых машин.

Таким образом, применение твердосплавных врубо­вых зубков имеет по сравнению со стальными зубками следующие преимущества:

1. Высокая суммарная производительность.

2. Высокая стойкость и, следовательно, менее частая переточка зубков.

3. Минимальный износ. Зубки можно перетачивать до 20 раз, что уменьшает их износ на 1 т подрубленного угля.

4. Меньшая продолжительность зарубки вследствие большей скорости подачи даже при проходке наиболее твердого угля.

5. Меньшие издержки производства вследствие эконо­мии материала, сжатого воздуха и энергии, меньшая из­нашиваемость врубовых машин в результате плавного и спокойного хода.

Инструменты для ударного бурения

Долота для ударного бурения с твердосплавными пластинками

В то время как уголь, соли и мягкие горные породы бурят вращательными бурами или кольцевыми буровыми коронками, бурение шпуров и всякого рода скважин в горных породах средней и высокой твердости производят ударным методом. Этот способ бурения применим также при всякого рода скальных работах, при проходке тунне­лей, разработке руд и других работах в области глубоко­го бурения [154, 156—161, 163, 164, 169, 198, 201—211].

При ударном бурении режущая кромка в результате каждого удара молотка уходит в зависимости от сопро­тивления породы более или менее глубоко в структуру горной породы, производя отчасти сминающее и отчасти скалывающее действие. При каждом следующем ударе лезвие вследствие перемещения бура уходит на доли миллиметра от места предыдущего удара. При этом от­деляются находящиеся между двумя зарубками частицы породы. Кроме того, частично порода дробится из-за то­го, что ударная нагрузка превышает предел прочности породы [208, 212—216]. Отделившиеся частицы породы нужно как можно скорее удалить с лезвия во избежание его чрезмерного износа. Удаляют их обычно водой, кото­рую подают через канавки, имеющиеся на окружности коронки. Это, разумеется, значительно уменьшает окруж­ную поверхность, что сказывается на увеличении износа по диаметру. В настоящее время сконструированы голов­ки буров без канавок на окружности с отводом бурового шлама через внутренние сливные каналы.

Скорость прохождения при ударном бурении зависит в первую очередь от твердости породы, ее предела проч­ности при сжатии или же от породообразования. Твер­дость горных пород чаще всего испытывают по Шору. Величины твердости колеблются в широких пределах. Ниже приведены литературные данные о твердости раз­личных горных пород [203, 214, 215]:

Порода

Гипс……………………

Мергель. . . ¦ . Глинистый сланец Песчаный сланец. Песчаник. . . .

Твердость (по Шору)

18 22—28 До 35 » 70 70-90

Порода

Гранит…………………

Гнейс…………………..

Кварц…………………..

Конгломерат. . .

Твердость (по Шору)

70—90 80—100 90—100 80—100

На рис. 46 приведены данные висимости от твердости горных ет что твердосплавные лез­вия значительно превосхо­дят обычные стальные в особенности при бурении твердых горных пород и по­род средней твердости [217]. При этом крестообразное твердосплавное лезвие об­ладает более высокой про­изводительностью, чем од — нодолотчатое.

При бурении мягких по­род твердосплавные долота не всегда экономичны, так как в этих случаях износ стального долота также не­велик. Кроме того, угол ре­зания у стального долота может быть меньше, чем у твердосплавного, что благо­приятно влияет на скорость бурения. При ударном бу­рении мягких пород твердо­сплавными долотами буро­вая штанга часто ломается в результате усталости раньше, чем выходит из

О скорости бурения в за — пород. Из рис. 46 следу-

1 — сталь EB7. крестообразное лезвие, буровой молот AZ22;

2 — твердый сплав, простое лез­вие, буровой молот АТ18;

Твердости пород по Шору

Рис. 46. Скорость ударно­го бурения пород различной твердости твердосплавными и стальными долотьями:

120 100 30 60 40 го

3 — твердый сплав, крестообраз­ное лезвие, буровой молот ATfS

Строя твердосплавная пластина, износ которой в этом случае невелик. Зависимость производительности при

Бурении стальными и твер­досплавными бурами от твердости породы приведе­на на рис. 47 [218].

При твердости горных пород ниже некоторой опре­деленной величины, макси­мально допустимой для стальных инструментов, це­лесообразно пока еще и в настоящее время применять стальные буры.

ТВердость /юроды

Рис. 47. Зависимость скоро­сти бурения от твердости породы (схема) :

I

! I

1 — стальной бур; 2 ~ твердо­сплавный бур

40 38 36 34 32 30 28 Диаметр иором/ш, лн

Рис. 48. Зависимость скоро­сти ударного бурения твер­досплавными бурами ог диаметра бура (буровой мо­лоток АТ18, порода — пес­чаник):

1 — твердость по Шору 90—100; 2 — твердость по Шору 85—95

Как следует из рис. 48, скорость бурения зависит от диаметра бура. Поэтому нужно стремиться по воз­можности к меньшему ко­нечному диаметру буровой скважины, который в свою очередь определяется раз­мерами патрона взрывчатки [217]. При использовании стальных буров вследствие их высокого износа прихо­дится начинать бурение бу­ром значительно большего диаметра. Так, например, при бурении шпура глуби­ной 2,40 м и конечным диа­метром около 30 мм нужно шесть стальных буров, диа­метры которых уменьшают­ся ступенчато (от номера к номеру); при этом первый бур имеет головку диамет­ром 44 мм. В случае приме­нения твердосплавных до­лот обходятся тремя бура­ми, а при наиболее благоприятных обстоятельствах — даже одним буром, исходный диаметр которого (32 мм) мало изменяется по мере проходки [219]. Таким образом, при бурении глубоких скважин в твердых горных поро­дах твердосплавные долота имеют значительные преи­мущества. В этом случае не только выше производитель­ность бурения, но и требуется гораздо меньше буровых штанг и буровых долот, в результате чего экономятся средства на транспортировку этих инструментов к ра­бочему месту.

Недостатком твердосплавных долот по сравнению со стальными является большая хрупкость лезвий и опас­ность их поломки при неудачном выборе марки твердого сплава, неправильной форме лезвия, применении слиш­ком тяжелого бур ильного, молотка и т. п.

Длительные неудачи с твердосплавными долотами для ударного бурения в период до 1938 г. отчасти объяс­няются недостаточной ударной вязкостью применявших­ся твердых сплавов и использованием бурильных молот­ков, не рассчитанных на твердые сплавы. Для ударных буров, армированных твердыми сплавами, необходимо применять более легкие бурильные молотки, чем для стальных буров. Для того чтобы добиться при этом той же производительности молотка (произведение силы уда­ра на число ударов), необходимо увеличить число уда­ров и уменьшить их силу, т. е. применить молотки с ко­ротким ходом и умеренной силой удара. Только взаимное согласование всех применяемых элементов перфоратора, состава твердого сплава и буровых штанг, а также тща­тельное изготовление и надлежащая напайка инструмен­тов в особых случаях привели к успеху. В настоящее вре­мя твердосплавные ударные буры при бурении горных пород незаменимы [219—223].

145

В ходе развития ударного бурения твердыми сплава­ми испытывали самые различные формы головки бура — однодолотчатое, двухдолотчатое и крестовое лезвия, лез­вия типа X, лезвия типа Y и различные другие формы [160, 202, 203, 223—229]. Применяя сложные формы лез­вий, стремились получить высокую эффективность раз­рушения породы. Теоретически лучше всего должны ра­ботать те лезвия, которые наиболее равномерно обраба­тывают забой буровой скважины. Практически при нерадиальном размещении лезвий получается равномер­но однородный по крупности буровой шлам, что умень­шает расход энергии на бесполезную работу измельче­ния [201, 212, 213].

IO—699

Несмотря па многочисленные предложения по конст­рукции лезвий, практически можно использовать только лезвия простых форм (рис. 49), так как только такие лез­вия могут быть без труда изготовлены даже в очень хо­рошо оборудованных цехах; кроме того, эти лезвия легко поддаются переточке [156—159, 161, 181, 219, 222, 230— 237].

Буровую коронку и штангу можно соединить двумя способами: либо применением съемной коронки, либо не­посредственным впаи­ванием твердосплавных пластинок в соответст­венно оформленную головку буровой штан­ги. Съемную буровую головку соединяют со штангой бура посред­ством конуса с цилин­дрической или специ­альной резьбой. Недо­статком этого способа является то обстоя­тельство, что ударная работа молотка непол­ностью передается ре­жущему лезвию. Проб­лему быстрого разъ­единения головки бура и штанги разрешили путем разработки практически удобных разъемных приспособ­лений. Однако применение съемных головок имеет не­удобство: наименьший диаметр буровой скважины опре­деляется резьбовым или конусным креплением с учетом уменьшения калибра головки при бурении вследствие износа. Поэтому при слишком малых диаметрах и съем­ной головке нельзя обеспечить безостановочного движе­ния лезвия.

Рис. 49. Коронки с твердосплавны­ми вставками для бурового инстру­мента

У буровых коронок с резьбовым креплением мини­мальный экономичный диаметр лезвия составляет при­мерно 38—40 мм, при конусном креплении он равен 36— 38 мм [219]. Лезвия малых диаметров можно экономично применять только в том случае, если они впаяны непо­средственно в штангу бура. Подобная технология изго­товления буров получила очень широкое распростране­ние в Швеции [231, 232]. При применении 22-мм шести­гранного бура можно уменьшить диаметр лезвия до 29 мм, учитывая его износ до конечного диаметра 26 мм. Так как скорость бурения обратно пропорциональна квадрату диаметра лезвия (рис. 50), можно значи­тельно увеличить производительность. Изготовление та­ких буров требует большого опыта, в особенности по припаиванию лезвия к буровой штанге из легированной стали. Обращение же с ними очень простое. Здесь нет такого соединения (резьбы), которое могло бы быть при­чиной потери производительности и частых помех. Удач­ная форма коронки позволяет свободно поступать воде и беспрепятственно удаляться буровой мелочи. Облегчает­ся также и извлечение бура. Однако в случае поломки буровой штанги весь бур выходит из строя. В то же вре­мя съемные буровые коронки часто сами выходят из строя при поломке резьбы. Другой недостаток жесткого соединения заключается в том, что с износом твердо­сплавной пластинки буровая штанга также становится непригодной для дальнейшего употребления вследствие усталости [181, 219, 238—242].

Вопрос о применении съемной коронки или цельно­го бура еще не вполне разрешен. В последнее время, од­нако, преобладает явная тенденция в пользу применения цельного бура [158].

Буровая мелочь при ударном бурении отводится чаще всего с помощью воды, которую подводят к месту буре­ния через отверстия и канавки в головке бура. Давление промывной воды оказывает при этом известное влияние на производительность бурения [243, 244]. Буровой шлам удаляют через сточные канавки. Если созданы условия предотвращения заболеванием силикозом, можно произ­водить бурение и всухую, при этом буровой штанге, ар­мированной твердосплавной пластинкой, придают спи­ральную форму [245].

10*

147

Решающим фактором повышения производительности при ударном бурении твердосплавным буром является качество твердого сплава. Пластинки нужно использо­вать до полного износа и не допускать преждевременного выхода их из строя из-за трещинообразования или вы­крашивания. В соответствии с этим требуются пластич­ные и выдерживающие ударную нагрузку марки сплавов [48, 156, 159, 222, 246—248]. Для ударного бурения в на­стоящее время применяют в основном пластинки из твердых сплавов типа WC—Со с 6—15% Со. При этом более пластичные твердые сплавы, т. е. сплавы с повы­шенным содержанием кобальта, предназначены для осо­бо тяжелых условий работы — бурения максимально твердых трещиноватых горных пород тяжелыми буриль­ными молотками (см. выше). Соответственным обра­зом изменяя микроструктуру, можно придать требуемую износостойкость и этим сплавам. В настоящее время при ударном бурении используют [222] следующие четыре сплава типа WC—Со:

1. Сплавы, содержащие—6% Со. Эти сплавы приме­няют для легких молотков с работой удара, равной ~1,5 кГм.

2. Сплавы с 7,5—9% Со. Особенно распространены в Германии[23] и предназначены для применяющихся там обычно буровых молотков с работой удара 4 кГ • м. Эти сплавы, если учесть их большую производительность по сравнению с высококобальтовыми твердыми сплавами, особенно пригодны для бурения гомогенных горных по­род при надлежащем надзоре за буровыми работами.

3. Сплавы с 11 —12% Со. Наиболее применимы и в на­стоящее время. Предназначены для бурения по твердым породам там, где возможности надзора ограничены, т. е. прежде всего на мелких рудниках.

4. Сплавы примерно с 15% Со. По последним данным, вопрос о применении этих сплавов может возникать при использовании тяжелых буровых молотков. Прежнюю точку зрения, что для твердосплавпых буров ударного бурения пригодны только легкие и быстроходные мо­лотки, в настоящее время в связи с разработкой пластич­ных и устойчивых в отношении ударных нагрузок спла­вов нельзя считать абсолютно правильной. При работе с молотками, например, массой 50 кг с указанными марка­ми твердых сплавов можно обеспечить вдвое большую производительность, чем при применении обычных лег­ких молотков массой около 18 кг. Применяя соответст­вующую технологию изготовления, этим сплавам можно придать такую высокую износостойкость, что их износ, в особенности по диаметру, в условиях эксплуатации оказывается совсем незначительным.

Кёльбль [167] рекомендует ограничить область приме­нения твердых сплавов типа WC—Со в горном деле, учитывая ударное нагружение и в особенности значи­тельное влияние размеров зерен WC на пластичность и износ буровых сплавов для ударного бурения с раз­личным содержанием кобальта [169, 211, 248, 249]. Опти­мальную производительность можно, во всяком случае, получить только при тщательно проведенной пайке.

Глубина буровой скважины при одинаковом затупле­нии лезвий заметно уменьшается с увеличением содер­жания кобальта в твердом сплаве следующим обра­зом [222]:

Сплав

WC+7,5 «о Со………………………..

WC+11% Со (BKH) . . . . WC+15% Со (ВК15) . . . .

Сталь (сильное сплющивание) .

Толщина применяемых в настоящее время твердо­сплавных пластинок для оснащения буров ударного бу­рения составляет в большинстве случаев 8—9 мм, а их высота у радиуса 25 мм. От высоты пластинки зависит количество возможных переточек. При этом нужно при­нимать во внимание, что сталь для коронки или для буровой штанги имеет ограниченный срок службы вслед­ствие явлений усталости. Таким образом, хотя большая высота пластинки и обеспечивает возможность более ча­стых переточек, но это обстоятельство не может быть ис­пользовано из-за большого расхода стали.

В то время как у стальных лезвий угол резания со­ставляет 75—100°, у твердосплавных лезвий этот угол в зависимости от пробуриваемой породы равен 95—110°. Некоторые изготовители рекомендуют даже 120°. Однако угол не должен быть слишком тупым, так как при этом может произойти перегрузка пластинки. Углы меньше 95° применять еще не рекомендуется, хотя это было бы желательно, так как производительность бурения при применении острых углов сильно возрастает (рис. 50), в особенности при бурении мягких пород [218, 219]. Здесь до сих пор еще стальные буры, допускающие малые углы резания, предпочтительнее твердосплавных.

Большое значение для производительности и срока службы твердосплавного ударного бура имеет радиус кривизны породоразрушающего лезвия. В настоящее время применяют радиус кривизны 55—120 мм. В тех случаях, когда имеется опасность поломки, радиус кри­визны рекомендуется изменять в зависимости от диамет­ра бура. У меньших лезвий этот радиус должен быть соответственно меньше. Это особенно следует учитывать при переточке обработанных буров. Радиус кривизны

Должен быть примерно в два раза больше диаметра бура [222].

V.

ЪЗО Ч

I

А

1

1 I

1 — глинистый сланец; J?—мягкий гранит, песча­ник средней твердости; 3 — твердый гранит; 4 — кварцит, пирит и другие породы высокой твердо­сти

На рис. 51 показано, как влияют угол резания и ра­диус кривизны на физические процессы, происходящие при ударном бурении [208]. С увеличением твердости по­роды надрезно-скалывающий процесс все в большей ме­ре приводит к разрушающему бурению. В связи с этим угол резания и радиус кривизны твердосплавного лезвия должны быть соответствующим образом подобраны.

75 90 105 120 135 Угол резон и я, гра а

Рис. 50. Зависимость скорости ударного бурения пород раз­личной твердости от угла резания:

120°

Г’OOnn

XtX

IW

M

Г’IOOnn

ХЁХ

100°

Ю

Г—ISOtin

/Ь,

* 90°

M

Г-о»

Рис. 51. Влнянпе формы лезвия твердосплавного бура на физиче­ские процессы при ударном буре­нии твердых и мягких пород

Само по себе лезвие никогда не должно быть остро заточено: нужно всегда предусматривать фаску 0,2— 0,5 мм, а в особо трудных случаях даже 1 мм. Целесо­образно на периферии фаску делать меньше, чем в се­редине бура.

У

При изготовлении бура для ударного бурения твердо­сплавную пластинку впаивают в стальную державку с помощью медного или более легкоплавкого серебряного припоя [159, 241, 250]. Это требует известного навыка, так как напайка твердосплавных пластинок на высоко­прочные легированные стали является сложной опера­цией. Стальное гнездо, паяльная фольга и твердосплав­ная пластинка должны быть тщательно смочены при­поем. Наличие непропаянных мест неизбежно влечет за собой поломку даже наиболее вязких пластинок при ударном бурении.

При заточке твердосплавного бура необходимо со­блюдать обычные меры предосторожности, хотя приме­няемые твердые сплавы не очень чувствительны к шли­фованию. В большинстве случаев применяют заточные станки с соответствующими зажимными приспособления­ми, особенно необходимыми для лезвий сложной кон­фигурации [156]. Не только при заточке новых, но и при переточке затупившихся долот нужно следить за тем, чтобы были выдержаны угол резания и радиус кривиз­ны. При этом радиус кривизны должен быть несколько уменьшен соответственно износу по диаметру [251]. Угол резания проверяют угломером, а на лезвии до его посадки делают соответствующую фаску. Одподолотча — тая головка считается притуплённой в том случае, если образовавшееся на наружной режущей кромке затупле­ние достигает ширины —4,5 мм. Степень притупления vb, т. е. ширина износа лезвия на расстоянии половины радиуса, не должна превышать 0,5—1 мм. Для измере­ния ширины износа разработаны простые приборы [252]. Поскольку твердосплавный бур можно применять толь­ко до тех пор, пока диаметр бурения еще достаточно велик, лезвие нужно стачивать преимущественно сверху и как можно меньше но окружности, не допуская исчез­новения конуса, имеющегося на коронке. Если это про­изойдет, то инструмент заклинится. При этом в твердо­сплавной пластинке легко могут образоваться трещины.

Как уже упоминалось, вначале для ударного буре­ния твердыми сплавами требовались молотки несколько меньшей массы, чем при бурении стальными бурами [156, 158—160, 201, 208, 217, 219, 231, 232, 243, 244, 251—256]. Чтобы добиться соответствующей производительности, нужно было, несколько уменьшив силу удара, увеличить

Число ударов. Так, например, буровой молоток, приме­няющийся обычно для ударного бурения твердыми спла­вами, должен обладать следующими расчетными дан­ными:

TOC \o «1-3» \h \z Средняя масса молотка, кг.. . 18,5

Число ударов в миауту…. 1850

Число оборотов в минуту. . . 200

Сила удара, кГ • м………………………………………………… ~3,5

Давление сжатого воздуха, атм. ~4—5

Расход воздуха, м5/мин…. 1,7

Новые вязкие твердые сплавы позволяют применять при ударном бурении молотки значительно большей мас­сы (28 кг и более), а также тяжелые ударные перфора­торы. Поскольку твердосплавные лезвия способны вы­держивать более высокую ударную нагрузку, эти перфо­раторы при большем числе ударов молотка и более вы­соком давлении сжатого воздуха обеспечивают большую производительность [222, 231, 232]. В будущем, вероятно, будут применять молотки массой 16—28 кГ [219].

О более высокой производительности твердосплавных ударных буров по сравнению со стальными сообщается во многих работах [201, 208, 217, 219, 222—224, 244, 245, 253, 254, 257—259]. Сопоставить данные этих работ меж­ду собой трудно, так как они сильно зависят в каждом отдельном случае от свойств пробуренных горных пород. Кроме того, с теоретической точки зрения еще не вполне ясна взаимосвязь различных факторов, влияющих на ре­зультаты ударного бурения.

В последнее время в результате многочисленных экс­периментальных исследований оказалось возможным установить некоторые закономерности при ударном бу­рении [198, 209, 260]. Перенесение данных этих исследо­ваний в область практического применения при бурении сталкивается, как и прежде, с затруднениями.

По данным фирмы Демаг [261], одно твердосплавное лезвие может заменить при бурении очень твердой поро­ды восемь, твердой породы 20, породы средней твердости 50 стальных лезвий.

Согласно Штейнеру [219], эти данные для современ­ных марок сплавов занижены. По его данным, одно лез­вие из твердых сплавов в состоянии заменить при буре­нии пород наивысшей твердости 15—20, твердых пород 20—50, пород средней твердости 50—150 и мягких пород свыше 150 стальных лезвий. Так, при опытном бурении гранита это соотношение составляло 1 :32, а для твердо­го доломита примерно 1 :200. При этом в данных усло­виях работы происходили усталостные поломки буровых штанг. Теоретически возможное соотношение здесь мог­ло достигнуть даже 1 : 300—1 : 400 [219].

Итоговые данные, характеризующие зависимость между твердостью породы, износом по диаметру, произ­водительностью бура и его сроком службы при ударном бурении твердосплавными бурами в сопоставлении со стальными, приведены в табл. 49 [223]. Новые данные, основанные на опытном бурении с использованием раз­личных буровых молотков, приведены в работах [208 и 262].

Таблица 49

Износ по диаметру, стойкость и производительность стальных и твердосплавных ударных буров

Порода

Износ (мм) на 1 м про­буренной скважины

Производи­тельность бу­рения до пере­точки, M

Увеличение стой­кости буров из

Сталь

Твердый сплав

Сталь

I твердый сплав

Твердого сплава по сравнению со сталью

Кварцевая руда ….

7,0

0,07

0,09— 0,13 0,2— 0,25 0,6—0,9

3

В 23—33 раза

Песчаник…………………………..

Песчаный сланец. . .

7,0 3,0

0,06 0,02

6—8 25

» 30—32 » » 28—40 раз

Глинистым сланец. .

1,8

100 кГ/мм’

Алюминия

Меди

Латуни

40

23

18

15

_

_____

_

35

19

15

12

32

22

18

30

15

12

10

26

18

15

25

12

9

8

21

15

12

20

9

7

6

16

11

9

15

7

5

4

11

8

6

10

5

3

2

7

5

4

В табл. 48 приведены оптимальные величины угла во­лочения различных материалов в зависимости от степени деформации [115].

Цилиндрическая направляющая удлиняет срок сохра­нения диаметра отверстия [125]. Длина ее должна нахо­диться в определенном соотношении к диаметру отвер­стия волоКи.

Выходной конус должен быть достаточно глубоким, чтобы непосредственно нагружаемые при волочении час­ти отверстия находились во внутренней части вставки волоки. Кроме того, этот конус способствует отводу теп­ла, выделяющегося при волочении. Угол конуса, как пра­вило, равен 90°.

Конус волочения и цилиндрическая направляющая нагружаются непосредственно при волочении и изнаши­ваются вследствие трения и давления. Входной и выход­ной конусы не подвергаются давлению волочения и, сле­довательно, как правило, не изнашиваются и не претерпе­вают изменений. Размеры входного и выходного конусов рекомендуется выбирать такими, чтобы не требовалась их дальнейшая обработка при переточке конуса волоче­ния и цилиндрической направляющей.

129

При формировании волочильного канала следует раз­личать первоначальную форму, определяемую поставщи­ком для условий волочения в производственных услови­ях, и форму, получающуюся после дополнительной обра­ботки. Во время работы в отверстии волоки наряду с равномерным истиранием возникает также сильный износ вследствие приваривания обрабатываемого материала к материалу волоки [126]. В результате периодического от­рыва этих приваренных мест структура, полученная при спекании, оказывается нарушенной за счет выкрашива­ния карбидных зерен. Как уже упоминалось выше, воз­никает картина износа, аналогичная лункообразованию на твердосплавных резцах при обработке металлов, да­ющих сливную стружку [127]. Вырванные частицы твер­дого сплава, вдавливаясь в обрабатываемый материал (проволоку), повреждают при волочении в несколько проходов не только первую, но и следующие волоки, об­разуя риски. Склонность к привариванию можно значи­тельно уменьшить введением в твердые сплавы WC—Со добавочных карбидов, например TiC или TaC (NbC), изменением технологического процесса (горячее прессо­вание) и в особенности тщательным уходом за отверсти­ем волоки. Рекомендуется чаще очищать канал волоки от приваренного материала путем полирования каким-либо

9—699

Шлифующим средством, не воздействующим на материал волоки [98]. Если отверстие волоки в результате сильного износа уже не соответствует заданным размерам, то его развертывают на больший диаметр шлифованием и поли­рованием [128]. Ни в коем случае нельзя при шлифовании ограничиваться только цилиндрической частью отвер­стия. Оно при этом удлиняется, что приводит к значи­тельному повышению усилия волочения вследствие воз росшего трения. В результате этого износ увеличивается. Нельзя также обрабатывать только волочильный конус, так как при этом укорачивается или даже совсем исчеза­ет цилиндрическая направляющая. Очень важно при переточке расширить как канал волочения, так и цилин­дрическую направляющую, сохраняя оптимальный для данного обрабатываемого материала угол волочения [93, 125, 129—131].

Для проверки формы и размеров отверстия (канала) волоки, что особенно трудно при небольших диаметрах отверстия, разработаны многочисленные методы и конт­рольно-измерительные приборы, описанные в работах [85, 92, 124, 132—138].

О других факторах, играющих существенную роль при волочении проволоки твердосплавными волоками (вид волочения, скорость, температура и в особенности смазка [106, 139]), упомянуто в специальной литературе [137, 140, 141].

О применении твердосплавных волок, в особенности о выборе твердых сплавов соответствующих марок, о их производительности и углах волочения опубликована многочисленная литература с несколько расходящимися данными в отношении производительности волок [97, 110, 123, 125, 142—149]. В зависимости от протягиваемого ма­териала, способа протяжки и условий волочения твердо­сплавные волоки могут дать в 30—200 раз большую про­изводительность, чем обычные волоки. Соотношение про­изводительности тем выше в пользу твердосплавных волок, чем сильнее изнашивает волоки протягиваемый ма­териал (например, при протягивании высоколегирован­ных хромоникелевых сталей или в особенности железо — алюминиевой и железохромоалюминиевой проволоки для нагревателей с твердым корундовым покрытием). При уолочении стальной проволоки производительность твер­досплавных волок почти в 400 раз больше производитель­ности стальных волок [150]. Это подтверждает рис. 40. При волочении прутков из стали малой прочности (до 70 кГ/мм2) можно, применяя твердосплавные волочиль­ные плашки и повышая тем самым скорость волочения с 6 до 12 и даже до 22 м/мин, добиться очень высокой произ­водительности.

Опыты показали, что износ твердосплав­ных инструментов при волочении прутковой стали сильно зависит от выбора смазочно­го средства [151].

Значительная из­носостойкость твердо­сплавных волочильных плашек обеспечивает наибольшую однород­ность протягиваемого материала и высокую производительность, ко­торая для круглых прутков среднего диа­метра уже во много раз превысила ранее установленный предел (1000 Т) [102]. При волочении легирован­ных конструкционных сталей прочностью 90—110 кГ/мм2 иногда возникают трудности из-за растрескивания

Сильно нагружаемых волочильных плашек. Решение этого вопроса требует дальнейших исследовательских работ.

О ‘ / г з 4 S S

Диан Emр Продолони, мп

Рис. 40. Сравнение производитель­ности твердосплавных волок и во­лок из хромистой стали (2,5— 3% Cr):

А — твердосплавные волоки; б — волоки из хромистой стали; /—проволока из стали с Ob =50 кГ/мм!, волочение 3,5 Л/сек; 2 — проволока из стали с Ob= = 70 кГ/мм2, волочение 2 м/сек; 3 — про­волока из стали с Ctb=50 кГ/мм2, воло­чение 2 м/сек; 4 — проволока из стали С О =70 кГ)мм»\ волоченне I MjceK

9*

131

Обоймы должны быть очень прочными, а их размеры точно соответствовать заданным во избежание даже не­значительного расширения вставок под действием высо­кого давления волочения. Начальная скорость волочения не должна превышать 12 м/мин, так как в противном случае нагревание, связанное с высокими напряжениями сжатия, может привести к преждевременному растрески­ванию плашек. Установлено, что даже при волочении улучшенных специальных прутковых сталей износ воло­чильных плашек незначителен. Если бы удалось сконст­руировать соответствующие волочильные инструменты, то, учитывая незначительную стойкость стальных воло! при волочении высокопрочных сталей, можно было бы расширить область применения твердосплавных волок.

Под износом понимают обычно постепенное нежела­тельное изменение поверхности твердых тел, происходя­щее преимущественно вследствие механического давле­ния мелких частиц материала [1, 2].

Научные исследования износа металлов и обычных сплавов ведутся уже примерно более 40 лет, а металло — керамических твердых сплавов — около 20 лет.

Для сопоставления сплавов по износу были разра­ботаны многочисленные методы и испытательные лабо­раторные приборы. Вначале предполагали, что каждый материал должен обладать специфической, присущей только ему износостойкостью. Однако вскоре, выясни­лось, что проблема износа более сложна, чем это было принято считать раньше, и зависит от различных фак­торов [2—7]. Осложняющим моментом при этом являет­ся то обстоятельство, что большинство износостойких материалов обладает не гомогенной, а явно гетероген­ной структурой.

Факторы, определяющие износ

Для уменьшения износа металлического материала и регулирования его с помощью легирующих добавок нужно выявить те отдельные факторы, которые влияют на ход процесса износа. Необходимо, однако, принять во внимание, что процесс износа металлокерамических твердых сплавов на основе карбидов металлов, изготов­ленных путем спекания с обусловленными этим особен­ностями структуры, часто протекает иначе, чем у ос­тальных металлических материалов.

К заметно влияющим на стойкость твердых матери­алов и твердых сплавов факторам относятся: твердость, предел прочности при изгибе, предел прочности при сжатии, жаропрочность и структура, а в ряде случаев также коррозионная устойчивость и окалиностойкость [8]. Развитие режущих материалов от углеродистых сталей (быстрорежущие стали и стеллиты занимают промежуточное положение) до современных металлоке­рамических твердых сплавов, высокая износостойкость которых по сравнению со сталями связана с большим содержанием карбидов вольфрама, титана, тантала, ва­надия и т. д., происходило с учетом знания перечислен­ных факторов.

Поскольку износ материала в значительной мере за­висит от его твердости [9, 10], прежде всего требовалось тщательно изучить именно этот фактор. Дать объясне­ние понятию «твердость» очень трудно. Обычно твер­дость определяют как свойство материала, связанное с сопротивлением проникновению другого тела или де­формации, резанию, царапанию, истиранию.

Другие особенности проблемы твердости освещены в работах [11 —13].

К наиболее широко применяемым способам испыта­ния твердых сплавов на твердость относятся способы вдавливания алмазного конуса (Роквелл) и алмазной пирамиды (Виккерс). При применении этих способов необходимо учитывать, что все литые и спеченные ме — таллоподобные материалы, а следовательно, и метал­локерамические твердые сплавы состоят из массы од­нородных или разнородных кристаллов. При определе­нии макротвердости обычными методами охватывается слишком большое количество кристаллов (в случае мелкодисперсных твердых сплавов свыше тысячи). Та­ким образом, испытание на макротвердость дает толь­ко среднюю величину твердости материала. В связи с этим для сплавов с гетерогенной структурой, например подшипниковых сплавов, быстрорежущих сталей с вы­соким содержанием карбидов и металлокерамических твердых сплавов, по макротвердости нельзя получить ясного представления об отдельных компонентах струк­туры. Лишь с помощью созданных в последнее время приборов для определения макротвердости [14—18] уда­лось определить твердость отдельных компонентов структуры [19—27]; Для определения твердости отдель­ных компонентов можно использовать также и метод Бирнбаума [28]. Данные по зависимости между макро­твердостью, микротвердостью, микротвердостью цара­панием (по Бирнбауму) и классическими величинами твердости минералов по шкале Mooca приведены в табл. 43. Для сопоставления в табл. 43 приведены также данные для различных компонентов структуры стали и твердых сплавов [5, 14, 20, 29, 30, 31—33].

Злачительное влияние на износ режущих твердых сплавов в процессе резания и твердосплавных волок при горячем волочении проволоки оказывает также го­рячая твердость [34]. О горячей твердости сплавов типа WC—Со и типа WC—TiC—Со уже упоминалось выше. С увеличением содержания кобальта горячая твердость понижается, а добавление TiC несколько повышает ее. О большом влиянии, которое оказывает горячая твер-

Таблица 43

Твердость различны* минералов, а также стальных

Твердость

Методами

Микротвердость

V cq

А о

Структурные компо­ненты стали или твердых сплавов

Твердое. ь HB, кГ/мм2

& —.

О. Jct,

ЭЯ I—

X

« g я

Та з u

О

Минерал или твердый ма­териал

По К пу­лу KlOO [14J

По Виккерсу, к Г/ммг

ПО XpyuiOBy, KflMMi [30]

Тальк

1

1

—.

_____

2,4

Гипс

2

2

32

30

36

Известковый шпат

3

3

135

180

110

Плавиковый шпат

4

4

163

200

190

Апатит

5

5

360- 430

600

540

Полевой шпат

6

6

490— 560 6S0

900 1100

790

Кварц

I

7

7

710— 790

1250

1120

Твердость HRC

Склеро­метри­ческая твер­дость

1—21

30

10—57

135

-_____________

126—

135

160

3

138—

145

410

43

870—

1740

510

52

2100—’

600

2500

60

—2500

640

61

2070—

3900

Феррит

Перлит, аустенит

Мартенсит

Зг

СО

To

Продолжение табл. 43

Твердость

Микротвердость

Минерал или твердый материал

Ф

G

S га

Ag о S

По расширен­ной шкале Mooca 129] I

По Кнупу KlOO (14]

По Виккерсу, кГ/мм’

По Хрушову, КГ I ммЧЖ\

Твердость HB, кГ/мм’

Твердость HRC

Склеро­метри­ческая твер­дость

Структурные компо­ненты стали или твердых сплавов

Топаз

8 9

1130 1250

1350 1400

1430

800

71

-2700 2770— 4440

Цементит, стеллит

Гранат

Плавленная ZrO2

10 11

1800

1900

HV 1300— 1500

HRA 87— 90

Металлокерамиче — ские твердые спла­вы, двойные кар­биды, карбиды*1

Корунд

Карбид кремния

Карбид бора

Алмаз

9

10

12

13

14

15

2000 2150

2300

5500— 7000

2800(2500— 3000)

3500

3700 -8000

2560*г(2150— 2900)

3000 10 060

HV 1500— 1700

HRA 90— 92

3900— 8300

Металлокер а миче — ские твердые спла­вы, карбиды и твердые растворы карбидов*3

¦——————— „_ с 1 ^o/ связки- двойной карбид 2Fe3C, ЗСг4С, карбиды TaC,—- растворы* карби-

Z0mTpTmokTpT^^е=е%=кие5тве^еВЯсплквДь, с,-15* связки; карбиды WC, Т. С, ZrC, тверд

Sf TiC-WC TapC-WC, TiC-TaC-WC. Прим. авторов. ————-

Дость на износ твердосплавных резцов при резании, см. ниже (см. также данные по режущей керамике на осно­ве окиси алюминия).

Если бы твердость, например, алмаза, корунда, кар­бида кремния, карбида бора и тугоплавких карбидов металлов типа карбидов вольфрама и титана была един­ственным фактором, определяющим их износостойкость, то эти твердые материалы сами по себе были бы при­годны в качестве материалов для резания, для волок а также для вращательного и ударного бурения. Это, однако, бывает лишь в ограниченных случаях, причем лишь при тех рабочих процессах, когда от материала не требуется большой механической прочности. Алмаз при чистовом точении и шлифовании, т. е. при низких усилиях резания и небольшом сечении стружки, во мно­го раз превосходит твердые сплавы. При черновом же точении, т. е. при’высоких усилиях резания, большом сечении стружки и при прерывистом резании он со­вершенно непригоден. В волоках для чистового во­лочения алмаз превосходит все остальные материалы. Однако при больших диаметрах волок он не выдержи­вает высокого давления на поверхность и легко раска­лывается. Алмаз хорошо подходит для вращательного бурения породы, но для ударного бурения менее при­годен, чем металлокерамические твердые сплавы. Кар­бид бора не пригоден для обдирочной обработки реза­нием и для волочения из-за низкой прочности. В каче­стве материала для сопел пескоструйных аппаратов карбид бора превосходит (в тех случаях, когда сопла работают при умеренном давлении) все остальные ма­териалы, в том числе в пять раз — более прочные твер­дые сплавы.

Таким образом, в большинстве случаев, когда требу­ется износостойкость, необходимо, кроме того, прини­мать во внимание в качестве решающих факторов пре­дел прочности при сжатии, предел прочности при из­гибе, а также жаропрочность материала. В табл. 44 приведены данные по твердости, пределу прочности при изгибе и пределу прочности при сжатии различных твер­дых материалов, а также металлокерамических твердых сплавов типа WC—Со и WC—TiC—Со. Очень твердые алмаз и карбид бора обладают в то же время относи­тельно низкими прочностными характеристиками. Зин-

Твердость, предел прочности при изгибе и предел прочности при сжатии твердых материалов и твердых сплавов

Твердый материал, твердый сплав

Твердость по Виккерсу HV, кГ/мм2

Предел проч­ности при изгибе, кГ/мм2

Предел проч­ности при сжатии, кГ/мм2

Алмаз

— 8000*1

30

200

Карбид бора*2

3700*1

15—30

180

Карбид кремния

3500*1

10

100

Зинтеркорунд *3

2800*1

25—40

300

Литой карбид вольфрама

3000*1

30-40

200

Спеченный монокарбид воль­

2200*1

40—50

300

Фрама

WC с 6% Со (крупнозерни­

1500—1600

160—180

500

Стый)

WC с 6% Со (мелкозерни­

1600—1700

140—160

. ¦ 550

Стый)

WC с 11 % Со

1300—1400

160—200

460

WC с 13% Ca

1250—1350

170—210

450

WC с 20% Со

1050—1150

200—240

340

WC с 25% Со

900—1000

180—230

320

WC с 16% TiC + 6% Со

1600—1700

110—120

430

WC с 14% TiC+8% Со

1550—1650

130—140

420

WC с 5% TiC+9% Со

1450—1550

150—160

460

*’ Микротвердость. *г Литой или горячепрессованный. » Спеченный или горячепрессованный.

Теркорунд и литой карбид вольфрама близко подходят друг к другу по своим механическим свойствам. По пределу прочности при изгибе и при сжатии металлоке — рамические твердые сплавы частично превосходят не­которые лучшие марки сталей. С увеличением содержа­ния кобальта предел прочности при изгибе твердых сплавов возрастает при одновременном уменьшении твердости; это видно также из сопоставления с литым и спеченным чистым карбидом вольфрама.

8*

115

Жаропрочность металлокерамических твердых спла­вов является исключительно высокой, даже при тех температурах, при которых быстрорежущая сталь ока­зывается непригодной с этой точки зрения. Это можно объяснить, с одной стороны, структурной прочностью жесткого карбидного каркаса и, с другой стороны, до­статочной жаропрочностью связующей фазы. По этой же причине металлокерамические твердые сплавы пре­восходят стали при горячей осадке [35—39].

У некоторых видов оборудования (насосы для откач­ки кислот, клапаны в химической промышленности и т. д.) детали из твердых сплавов наряду с механиче­ским износом подвергаются также воздействию химиче­ских реагентов. В связи с этим необходимо знать корро­зионную стойкость материала.

Устойчивость твердых сплавов к химическим воздей­ствиям, согласно Давилю [40], определяется, с одной сто­роны, устойчивостью карбидной составляющей и, с дру­гой стороны, устойчивостью металла — связки. Тугоплав­кие карбиды, как правило, устойчивы к соляной, серной и плавиковой кислотам; в то же время они чувствительны к воздействию таких кислот-окислителей, как азотная кислота. В связи с тем, что металлы, используемые в ка­честве связки карбидных компонентов, в большинстве случаев растворимы в кислотах, кислотосгойкость подоб­ных сплавов определяется преимущественно кислото — стойкостью связующей фазы. Коррозионное воздействие неокисляющих кислот заключается, следовательно, не в равномерном снятии поверхностного слоя, а в выщела­чивании связующего металла. При этом либо остается карбидный каркас, либо происходит распад на отдель­ные карбидные зерна [41].

Регулирование факторов, определяющих износ

После того как исследователи убедились в том, что твердость, предел прочности при изгибе, жаропрочность и микроструктура являются определяющими факторами в отношении износа, возник вопрос — как можно повли­ять на эти факторы.

Твердость можно регулировать, изменяя содержание связки или степень дисперсности карбидной и связующей фаз. По данным Мейера и Эйлендера [42], можно путем уменьшения размера зерен WC-фазы с 2—5 до 0,5—1 мкм повысить твердость сплавов WC—Со с 89—90 до 92—93 HRA. И, наоборот, в результате слишком высокой темпе­ратуры или слишком большой длительности спекания [43] образуются крупные карбидные кристаллы. При этом снижается твердость и износостойкость твердых сплавов.

Другой способ повышения твердости металлокерами- ческих твердых сплавов основан на введении в шихту вместо чистых карбидов твердых растворов карбидов. По данным работ [44 и 45] изоморфные карбиды метал­лов групп IVa и Va периодической системы (TiC, ZrC, VC, NbC и TaC) характеризуются полной взаимной рас­творимостью. Исключение составляет лишь ZrC—VC.

Согласно более поздним данным [46], карбид гафния ведет себя аналогично карбиду циркония. Так, в системе HfC—VC растворимость ограничена. Карбиды металлов групп IVa и Va хорошо растворяют карбиды металлов группы VIa (например, WC и Mo2C). Напротив, карбиды металлов группы VIa либо вовсе не растворяют карбиды групп IVa и Va, либо, если и растворяют их, то в незна­чительном количестве. В структуре, например, твердых сплавов WC—TiC—Со или WC—TiC—TaC (NbC) —Со об­разуется наряду со связующей у-фазой и а-фазой (чистый WC или твердый раствор крайне незначительных коли­честв TiC-TaC-NbC в WC) также и твердый раствор TiC-WC или TiC-TaC (NbC) — WC (р-фаза). Твердый раствор р при этом, как правило, несколько тверже, чем а-фаза. Наибольшая твердость твердых растворов при этом получается, как правило, при соблюдении некоторо­го определенного соотношения WC : TiC ‘. Это явление наблюдается также у твердых растворов Mo2C—TiC и др. [47][19].

Предел прочности при изгибе, подобно твердости, в большой степени зависит от содержания связки. При оди­наковом содержании связки предел прочности при изгибе можно изменять, изменяя степень дисперсности частиц карбидной или связующей фазы, а также режим спека­ния. В твердых сплавах WC—TiC-Co наличие TaC (NbC) в фазе твердого раствора замехно повышает пре­дел прочности при изгибе.

Жаропрочность можно улучшить путем уменьшения содержания связки или путем образования твердого рас­твора в карбидной или связующей фазе. К WC добавля­ют преимущественно TiC, TaC, TaC—NbC, VC, Cr3C2 или Mo2C, а к кобальту небольшие количества Fe, Ni, Cr или Mo. В некоторых случаях WC, являющийся основным компонентом в износостойких твердых сплавах, заменя­ют твердыми растворами указанных карбидов.

Микроструктура твердых сплавов карбид—связка может варьироваться в широком диапазоне, т. е. от ми­нимальной зернистости компонентов (размер зерен кар­бидной — фазы 0,5—1 мкм) до очень крупной (размер зе­рен карбидной фазы 5—50 мкм). С измельчением зерна и увеличением степени дисперсности твердость возраста­ет и, наоборот, пластичность является, по-видимому, мак­симальной у сплавов WC—Со с 8—10% Со и с одно­родной зернистостью 5—6 мкм. Сильная пористость, в особенности наличие макропор в структуре, является причиной более сильного износа. Твердые сплавы типа WC—Со с заниженным содержанием связанного углеро­да (в WC), содержащие т)-фазу, обладают большей твердостью и большей износостойкостью, но в то же вре­мя и большей хрупкостью, чем соответствующие сплавы с избыточным углеродом [48, 49].

Методы испытания твердых сплавов на износостойкость

Износостойкость твердых сплавов определяется раз­личными методами в зависимости от назначения спла­вов. При этом в большинстве случаев определяются только относительные цифровые величины износа.

Высокопроизводительные твердые сплавы, предназна­ченные для обработки различных материалов резанием, испытывают точением. При постоянной глубине резания ii подаче определяют стойкость, т. е. время до затупления токарного резца, в зависимости от скорости резания. По полученным данным строят кривые стойкости (см. гл. IV). Характерные явления износа токарного резца при этом следующие: на задней поверхности полоска износа фаски, на передней — так называемое лункообразование.

Если твердый сплав идет на армирование инструмен­та для бесстружковой обработки, а также для инструмен­та, работающего при ударных нагрузках и при нагрузках, связанных с царапаньем, абразивным действием и т. д., применяют другие методы определения износа [50].

У испытательной машины Нибердинга [51—53] шаро­видные шлифованные образцы двигаются под определен­ной нагрузкой по вращающемуся стальному или чугунно­му диску (можно применять и наждачную бумагу) [54, 55] от середины к краю. В результате этого образец со­вершает по спирали путь определенной длины. На испы­туемом образце возникают полосы износа, по которым легко можно определить степень износа. Износ твердого сплава при описанных условиях испытания почти не под­дается учету и составляет около ‘До износа быстрорежу­щей стали.

Однозначные результаты удается получить на машине Шкода-Савина [56]. Вращающийся твердосплавный диск шлифует крепко зажатые испытуемые образцы из стали или твердого сплава. Результаты испытаний на этой ма­шине твердых сплавов различной пористости приведены в табл. 45. Объем лунки увеличивается по мере увеличе­ния пористости твердого сплава. При этом соответствен­но возрастает так называемый «показатель износа по Савину». При тех же условиях испытания износ быстро­режущей стали оказывается примерно в пять — шесть раз больше.

Таблица 45

Износ твердых сплавов, определенный на машине Шкода-Савина

Твердость HV

Номер образца

KffMMz

Объем лунки, мм1- Юз, после

10000 об

Величина износа V1-3000

10000

Внешний вид поверхности (X 32}

1545

43,4

1508

51 ,J

76,0

1483

13,02

15,54

22,80

Мегод испытания на износ по Савину использовал П. Гродзинский [57] для определения микроизноса твер­дых сплавов. При помощи небольшого алмазно-металли — ческого диска, вращающегося с определенной скоростью,

Делают под нагрузкой надрез в образце из твердого спла­ва. Длина и ширина этого надреза, замеренная под мик­роскопом, характеризуют износостойкость сплава. Блэк [58] разработал прибор для испытания износостойких твердых сплавов. В приборе испытуемый образец, закреп­ленный во вращающемся зажиме, истирается влажным кварцевым песком или карборундовым порошком. При­бор дает хорошо сравнимые, хотя и весьма относительные показатели износа. В табл. 46 приведены данные по изно­состойкости различных твердых материалов. Эталоном для сравнения является обычная углеродистая сталь с показателем износа 1 [8, 59].

Таблица 46

Коэффициенты износа различных материалов, определенные по Блэковском’ методу пескоструйной обработки

Материал (структурный компонент)

Твердоеть HB, к Г/мм1

Коэффициент износа

Армко-железо (феррит)………………………………

90

1,40

Серый чугун…………………………………………..

200

1,00—1,50

Сталь SAE 1020 (стандарт) ….

107

1,00

Отбеленный чугун…………………………………….

400

0,90—1,00

Легированный отбеленный чугун. .

400—600

0,70—1,00

Сталь с 0,85% С (перлитная) . . .

220—350

0,75—0,85

Аустенит (12%-ная марганцовистая

Сталь) ……………………………………………………

200

0,75—0,85

Троостит………………………………………………

500

0,75

Мартенсит………………………………………………

700

0,60

Никелевый отбеленный чугун. . . Металлокерамический твердый сплав

550—750

0,25—0,60

1700 HV

0,17

Предметом многочисленных исследований в послед­нее время явилось испытание на износ и истирание чи­стых карбидов, боридов, и других твердых материалов и, наконец, наплавочных твердых сплавов [49, 60—69]. При этом подвергали испытанию при высоких температурах различные материалы для выяснения возможности их при­менения для деталей подшипников, работающих на из­нос при высоких температурах.

При испытании на износ, в особенности твердосплав­ных размольных шаров, можно также применять метод Нормана и Лёба [70]. При длительных испытаниях в практических условиях размола износ шаров определяют по потере в весе или по уменьшению диаметра. Износ шаров из твердых сплавов типа WC—Со в 50 раз меньше износа обычно применяемых для размола шаров из мо­либденовой стали в тех же условиях[20].

Примененный Милигэном и Риджуэйем [71], а также Амманом [72] метод испытания’на износ путем дробест­руйной обработки (стальной дробью) испытуемых образ­цов, оправдавший себя при испытании шлифовальных кругов [73], обеспечивает хорошо сопоставимые результа­ты и для твердых сплавов. Полученные данные в доста­точной мере подтвердились при сопоставлении в услови­ях эксплуатации твердосплавных сопел для пескоструй­ной обработки с соплами из инструментальной стали. Метод подвергся дальнейшему усовершенствованию; кро­ме того, были созданы соответствующие приспособления для испытания [73—75].

Данные табл. 40 [21] свидетельствуют о неодинаковой величине износа при пескоструйной обработке твердых сплавов неодинакового состава и различных твердых ма­териалов.

Безвольфрамовые металлокерамические твердые сплавы, в особенности сплавы на основе TiC—VC и TiC— — Mo2—С, изготовленные горячим прессованием, равно­ценны вольфрамокобальтовым твердым сплавам. Приме­нение горячего прессования повышает прочность и твер­дость этих сплавов и, следовательно, улучшает их изно­состойкость.

Особо устойчив к пескоструйной обработке карбид бо­ра, что дает возможность применять содержащие карбид бора спеченные изделия. Приходится, однако, учитывать его незначительную прочность при изгибе. При новом способе испытания на износ, например, твердосплавных токарных резцов (см. выше) или твердосплавных волок [76—79] применяют приборы, измеряющие радиоактив­ность снятой стружки или подвергающегося волочению материала, что является хорошим мерилом износа твер­дого сплава [80, 81].

Радиоактивность определяется гейгеровским счетчи­ком или же авторадиографически.

1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

Актуальность проблемы. В настоящее время в науке не суще­ствует объективных универсальных числовых методов оценки ка­чества продукта (отливки, кокиля, литейного оборудования и т. д.) во всем возможном диапазоне изменения этой характери­стики, начиная от полной непригодности продукта и кончая наивысшими его свойствами. Отсутствие универсальных крите­риев качества делает невозможным рациональное определение эффективности различных технологий и производств. Без уни­версальных методов оценки качества и эффективности немыслимо сравнение различных продуктов, технологий, производств, от­раслей и т. д. Все это сильно затрудняет долгосрочное планиро­вание качества литья, эффективности литейного производства, выпуска нового более совершенного литейного оборудования, сро­ков физического и морального износа, ремонта и замены обору­дования, масштабов подготовки и повышения квалификации ли­тейщиков и т. п.

Как видим, проблема разработки универсальных методов оценки качества и эффективности является весьма, актуальной для литейного производства. Не менее актуальна она и для всего народного хозяйства в целом.

Интересно отметить, что перед аналогичной проблемой сейчас стоят кибернетики. Для создания систем автоматизированного проектирования технологических процессов литья необходимо рас­полагать универсальными критериями качества и эффективности, с помощью которых можно было бы в единообразной, удобной для сравнения форме оценивать квалификацию персонала, совершен­ство оборудования, качество продукта и исходных материалов, организацию производства, экономические показатели и т. д. Без таких оценок автоматизированные системы проектирования эффективно работать не могут.

Анализ показывает, что на современном уровне развития наших знаний проблема разработки универсальных критериев каче­ства и эффективности вполне разрешима. Решение следует искать на пути максимального обобщения имеющихся данных, максималь­ного абстрагирования от конкретной физической обстановки изу­чаемого явления. Соответствующее решение, сопровождаемое мно­гочисленными примерами практических расчетов из области ко­кильного литья, излагается на с. 96—168.

Тем самым закладывается фундамент для создания систем автоматизирован­ного проектирования литейной технологии. Некоторые соображения, посвящен­ные этому вопросу, приводятся на с. 168—183, где обсуждаются традиционные конкретные методы применения ЭВМ при литье в кокиль и говорится о перспек­тивах развития методов обобщенного автоматизированного проектирования.

Общая теория систем. Идеи обобщения и абстрагирования не новы, они многократно высказывались многими исследовате­лями. В наиболее четком виде эти идеи были сформулированы в так называемом системном подходе — одном из основных методов ма­териалистического познания природы. Например, в настоящее время в науке интенсивно разрабатывается общая теория систем, за­родившаяся еще в тридцатых годах нашего столетия. Одним из основоположников этой теории является биолог-теоретик JI. Берталанфи. Это новое направление имеет целью связать в единую теорию некую совокупность философских, методологи­ческих, конкретно-научных и прикладных проблем анализа и синтеза сложных систем произвольной природы. Основой теории должен служить изоморфизм (аналогичность) явлений различного рода — технических, биологических, экономических, социаль­ных. Благодаря изоморфизму полученные знания можно перено­сить из одной области в другую.

Решение поставленной Л. Берталанфи проблемы сейчас ищут в самых различных направлениях, пытаясь максимально абстра­гироваться от конкретной физической природы изучаемой системы и описать ее свойства на лингвистическом, теоретико-множествен­ном, абстрактно-алгебраическом и т. д. уровнях. Однако перед создателями общей теории систем встали непреодолимые труд­ности. Пока удалось решить лишь отдельные частные задачи, в которых применен так называемый системный подход, позво­ляющий рассматривать различные явления — технические, эко­номические, социальные, экологические и т. д. — в их взаим­ной связи.

Основная суть идей абстрагирования и изоморфизма достаточно хорошо сформулирована в общей теории систем. Но путь, на ко­тором в этой теории пытаются найти решение поставленной про­блемы — от математических абстракций к конкретной физической системе — явно не перспективен. Поэтому мы пойдем в прямо противоположном направлении — от конкретной системы к аб­стракциям, в фундаменте которых таким образом будут уже на­ходиться предпосылки не математической, а физической природы [26, с. 19]. Такой путь весьма плодотворен, он лежит через из­вестные теории подобия, аналогии, термодинамики необратимых процессов, информации и философии.

Теория подобия. Необходимые начальные основания для вы­бора универсальных критериев качества и эффективности можно найти в теории подобия. Эта теория возникла при изучении про­цессов гидродинамики и теплообмена. Она позволяет свойства еди­ничного (конкретного) явления распространить на группу (бес­конечное множество) подобных между собой явлений. Подобными

4 П/р А. И. Вейнннка считаются явления, характеризуемые одинаковыми значениями критериев подобия.

В свою очередь критерии подобия представляют собой безраз­мерные степенные комбинации (комплексы) конкретных характе­ристик данного физического явления. Эти комплексы находятся из дифференциальных уравнений и условий однозначности, опи­сывающих явление, по определенным правилам, например путем деления всех слагаемых уравнения на одно из них. Одинаковые значения любого критерия могут быть получены с помощью бес­численного множества комбинаций входящих в него конкретных величин. Именно эти комбинации конкретных величин и образуют группу подобных между собой явлений [25, с. 261 ], [26, с. 156]. Критерии подобия иногда могут быть найдены также методами теории размерностей, но этот путь обычно крайне ограничен.

Связи между существенными для явления критериями подобия устанавливаются теоретически или экспериментально. На прак­тике это может быть сделано для какого-нибудь одного конкрет­ного частного явления. Но выраженные в критериях подобия конкретные связи приобретают смысл обобщенных зависимостей, справедливых для всех без исключения подобных явлений.

Такой подход резко сокращает число потребных для расчетов технологии исходных данных. Он представляет собой первый (на­чальный) шаг на пути абстрагирования от конкретных свойств изучаемых явлений.

Как видим, в аппарате теории подобия заключены чрезвычайно ценные возможности обобщений. Поэтому теория подобия может и должна быть положена в основание универсальных методов расчета качества и эффективности. Однако ограничиться одной теорией подобия мы не можем, так как она еще недостаточно уни­версальна. В частности, ни одна группа подобных явлений обычно не охватывает явлений различной физической природы.

Теория аналогии. Следующий шаг в развитии идей универ­сальности позволяет сделать теория аналогии. Она целиком ба­зируется на теории подобия, но при этом значительно расширяет возможности последней. Теория аналогии распространяет найден­ные критерии подобия на явления различной физической природы. Это становится возможным в тех случаях, когда разнородные явления описываются дифференциальными уравнениями одного и того же вида. Например, сходные (аналогичные, изоморфные) дифференциальные уравнения переноса получаются при описании явлений теплопроводности, электропроводности, диффузии филь­трации и т. д. Благодаря этому обобщенные законы, найденные для одних явлений, например гидравлических, можно с успехом распространять на все остальные явления, описываемые анало­гичными дифференциальными уравнениями [25, с. 277], [26, с. 157]. Таким образом, в теории аналогии каждая группа подоб­ных явлений обобщается на несколько неодинаковых по физиче­ской природе групп. Благодаря этому совершается второй исклю­чительно важный для всего последующего шаг на пути изомор­физма и абстрагирования от конкретной физической природы изучаемых явлений.

Однако и этого обобщения для нас недостаточно. Дело в том, что дифференциальные уравнения, которыми обычно оперирует теория аналогии (и подобия), сами по себе еще недостаточно уни­версальны и, что особенно важно, не содержат сведений о взаим­ном влиянии явлений различной физической природы. Идея вза­имного влияния — это центральная идея, без которой невозмо­жен одновременный и успешный учет при расчетах всех суще­ственных для качества отливки и эффективности производства обстоятельств технологического процесса.

Термодинамика необратимых процессов. Наиболее универ­сальные уравнения содержатся в термодинамике необратимых процессов. Например, первому началу термодинамики — закону сохранения энергии — подчиняется все сущее. Кроме того, ос­нову закона переноса Онзагера составляет принцип взаимного влияния явлений различной физической природы. Количествен­ная сторона взаимного влияния определяется законом увлечения Онзагера [25, с. 233], [26, с. 203].

Следовательно, в сочетании теории подобия, обладающей мо­гущественными средствами обобщения имеющихся данных, тео­рии аналогии, вовлекающей в сферу обобщений теории подобия разнородные явления, и термодинамики необратимых процессов, которая опирается на предельно универсальный аппарат иссле­дования, позволяющий рассматривать все явления природы в их взаимной связи, можно видеть ключ к решению поставленной за­дачи: успешно преодолеть трудности, связанные с разработкой универсальных методов расчета качества и эффективности.

Здесь важно подчеркнуть, что при таком подходе необходимое развитие идей абстрагирования и изоморфизма достигается не математическими, а сугубо физическими методами, в основе ко­торых лежит опыт, многовековая практика, что является важным преимуществом новой теории [26, с. 19], [32, с. 7].

Теория информации. На пути абстрагирования и изоморфизма повышению универсальности критериев подобия, поставляемых термодинамикой необра­тимых процессов, много способствует теория информации. Например, очень полезными оказываются ее терминология и то широкое понимание информации, которое принято считать интуитивным. Благодаря такому пониманию хорошо проясняется глубинная сущность новых критериев качества и эффективности и рождается удобный для практики метод числового определения этих критериев.

. Информационные представления настолько емки и многозначны, что поз­волят легко вовлечь в сферу действия теории такие разнородные особенности технологии, как качество исходных материалов, кокиля и отливки, совершенство оборудования, квалификация литейщика, организация производства и т. п. [27—33].

Таким образом, применение идей теории информации дает возможность подняться на следующую ступень обобщения.

Философия. Завершающий шаг в развитии идей абстрагирования и изомор­физма позволяет сделать философия. Она оперирует такими предельно общими и универсальными понятиями, как материя и движение, количество и качество материи, количество и качество движения. Посредством термодинамики эти понятия накладывают свой отпечаток на структуру критериев качества и эффек­тивности. Например, на простейшем уровне эволюционного развития поведение материи сводится к тепловому, механическому, химическому, электрическому, магнитному и тому подобным явлениям. Термодинамика для оценки количества поведения на этом уровне использует энергию, а на более высоком уровне— понятия, которые поставляет ей теория информации. В результате, благодаря философии, происходит взаимное обогащение термодинамики и теории информа­ции, а критерии качества и эффективности приобретают максимальную степень универсальности [27—33].

Все сказанное рисует общую картину последовательности развития идей абстрагирования и изоморфизма с целью построения термодинамической теории качества и эффективности. Эта картина хорошо перекликается с идеями Л. Берталанфи, но ее основу составляют абстракции совсем другого плана — не математические, а физические. Математика послужит лишь тем языком, с по­мощью которого будут оформлены эти все идеи. Приступим теперь к реали­зации намеченной программы.

2. ВЫВОД УНИВЕРСАЛЬНЫХ КРИТЕРИЕВ КАЧЕСТВА И ЭФФЕКТИВНОСТИ

Закон сохранения энергии. Энергия играет исключительно важную роль в народном хозяйстве. Для инженера она имеет не менее существенное значение, ибо на производство любого кон­кретного продукта затрачивается некоторая энергия. Таким про­дуктом может быть отливка, кокиль, литейное оборудование, ших­товые материалы и т. п. Необходимая для производства энергия заимствуется из соответствующих источников. К последним от­носятся также люди и животные. В результате готовый продукт, например отливка, является «носителем» (этот термин употреб­ляется в условном смысле, что станет ясно из дальнейшего) опре­деленного количества затраченной энергии, которая в значитель­ной степени характеризует стоимость продукта.

Отсюда понятно стремление ученых использовать энергию или мощность для оценки всевозможных технологических процессов [4]. Соответствующий термодинамический подход примени­тельно к различным отраслям народного хозяйства был разра­ботан американскими экономистами во главе с В. Леонтьевым и X. Ченери [152]. Позднее этот метод был развит П. Кузнецовым и распространен на мировую экономику как большую систему, поддающуюся управлению.

В соответствии со сказанным, расход энергии при производ­стве некоторого продукта определяется с помощью следующего известного уравнения закона сохранения энергии:

. dJU dQt, (69)

;=i

Где (IQ1 — элементарные затраченные работы различного рода: тепловая, механическая, электрическая, химическая, магнитная, мускульная и т. д., Дж.

Суммирование с помощью уравнения (69) всех п затраченных работ дает полную энергию U (Дж). Готовый продукт является но­сителем этой энергии.

Новое уравнение закона. Описанный термодинамический ме­тод, основанный на использовании уравнения (69), оказался, как уже отмечалось, исключительно плодотворным при оценке отдель­ных технологических процессов, целых отраслей народного хозяй­ства и даже всей мировой экономики. В частности, в моногра­фии [177] с помощью энергии решаются глобальные проблемы развития общества с учетом промышленного потенциала, уровня сельскохозяйственного производства, природных ресурсов, кли­матических условий.

Однако в подобного рода энергетическом подходе можно усмот­реть один весьма важный недостаток, имеющий принципиальное значение, — уравнение (69) не учитывает квалификацию персо­нала и совершенство технологии в смысле возможностей произ­водства продуктов высокого качества. Иными словами, одну и ту же по величине работу могут совершить высококвалифициро­ванный или необученный персонал и высокоэффективное преци­зионное или очень грубое оборудование. Ясно, что конечный результат будет не одинаковым: в первом случае качественные и количественные характеристики производства будут существенно выше, чем во втором. Качество и количество продукта не в послед­нюю очередь зависят от квалификации персонала и уровня раз­вития технологии.

Отмеченное обстоятельство может быть учтено путем введения в уравнение (69) специального множителя П, именуемого энергиа — лом и отражающего влияние на свойства продукта степени совер­шенства затраченной работы (энергии). Имеем [27, с. 91 ], [28, с. 10]

I=n

DW = TidU = ? TiidQh (70)

I=i

Где W — так называемая информэнергия, Дж (смысл этого назва­ния станет ясен из дальнейшего); П среднее значение энер — гиала продукта; П, — значение энергиала, соответствующее за­траченной работе dQi.

В конкретном частном случае при П = TIi = 1 из этого урав­нения получается известное (69). Уравнение (69) выражает закон сохранения энергии, новое уравнение (70) — закон сохранения информэнергии.

Требуется установить физический смысл величин UtW и П, входящих в уравнения (69) и (70). Это позволит более детально познакомиться с существом явлений, определяемых этими урав­нениями.

Энергия. Для начала необходимо очень четко определить роль, которую играет энергия в методе Ченери—Кузнецова— Одума и новом уравнении (70).

В методе Ченери—Кузнецова—Одума понятие энергии и урав­нение (69) несут дополнительную смысловую нагрузку, связан­ную с необходимостью оценки различных технологических про­цессов. Энергия становится некоей условной характеристикой этих процессов.

Действительно, надо отдавать себе ясный отчет в том, что про­дукт (система) не всегда несет в себе энергию, которая была за­трачена на его производство. В реальных условиях затраченная, например при литье или механической обработке, энергия содер­жится в продукте не в прямом, а в переносном, косвенном, транс­формированном, условном смысле. Эта энергия в процессе произ­водства лишь помогает придать продукту нужные потребитель­ские свойства. Поэтому в действительности продукт сохраняет (несет в себе) не саму затраченную энергию, а именно эти получен­ные извне с помощью энергии потребительские свойства. Напри­мер, при литье, в процессе подвода (затраты) теплоты металл рас­плавляется и затем приобретает в форме необходимую конфигу­рацию. Но конечный продукт — отливка вовсе не сохраняет за­траченную на расплавление металла теплоту, т. е. не остается навечно в жидком состоянии. В результате осуществления техно­логического процесса отливка фактически оказывается носителем не энергии (теплоты), а соответствующих конфигурации и других интересующих инженера полезных свойств.

Таким образом, при оценке технологических процессов извест­ное уравнение (69) призвано определять не только энергетические затраты, как в термодинамике (назовем соответствующие явления термодинамическими), но и потребительские свойства продукта (назовем соответствующие явления технологическими). Другими словами, в методе Ченери уравнение (69) характеризует искус­ственно расширенный класс. явлений, включающий в себя как термодинамические, так и технологические явления.

Однако выше уже отмечалось, что сама по себе энергия не в со­стоянии однозначно определить свойства персонала, продукта и технологии. Поэтому с целью устранения указанного недостатка было сформулировано новое уравнение (70), специально предна­значенное для технологических оценок. Это уравнение лежит в основании методов расчета качества и эффективности. В нем энергия играет тоже условную, но принципиально иную, чем в ме­тоде Ченери, роль.

Информэнергия. Причина того, что энергия не способна удов­летворительно выполнять возложенные на нее в методе Ченери дополнительные функции — служить характеристикой квалифи­кации персонала и качества продукта, — выясняется при более глубоком сравнительном термодинамическом анализе уравне­ний (69) И (70):

Ясно, что традиционное уравнение (69) относится к системе (продукту, объекту), которая способна общаться с окружающим миром (средой) только посредством теплоты, работы, электриче­ства и т. д. Но теплота, работа, электричество — это самые про­стые формы движения материи, поэтому обсуждаемая система является наиболее простой, примитивной. Количественная сторона взаимодействия простой системы с окружающей средой оцени­вается энергией U.

Уравнение (70) относится к системе, которая в состоянии об­щаться с окружающим миром также иными, более сложными спо­собами: на нее могут оказывать влияние квалификация персонала, совершенство оборудования и т. д. Поэтому эта система является более совершенной, чем предыдущая, она должна быть более вы­соко организованной. И количественная сторона взаимодействия такой сложной системы с окружающей средой определяется уже не энергией U, а информэнергией W.

Следовательно, информэнергия характеризует количественную сторону взаимодействия произвольной сложной системы с окру- .жающим миром. При этом величина информэнергии значительно превышает величину энергии, ибо энергиал сложной системы обычно много больше единицы. Энергиал становится равным еди­нице только в том единственном частном случае, когда рассматри­вается простая система. В этих условиях взаимодействие сво­дится к обмену теплотой, механической работой, электричеством ит. п., а новое уравнение (70) превращается в известное (69).

Как видим, при использовании уравнения (70) под системой в общем слу­чае можно понимать любой объект — продукт, технологический процесс, завод, отрасль, персонал, общество, цивилизацию. Поведение такой системы может быть сколь угодно разнообразным и сложным; оно не обязано, как при исполь­зовании уравнения (69), сводиться только к обмену теплотой, работой, электри­чеством. Величина информэнергии сложной системы определяется либо путем умножения энергии U на среднее значение энергиала П, либо путем суммиро­вания работ, умноженных на соответствующие энергиалы.

Если система возникла в результате производственного процесса, как про­дукт определенной технологии, то ее информэнергия находится сравнительно просто с помощью уравнения (70) по известным значении энергиалов и затра­ченных работ. Разумеется, для этого надо заранее установить энергиал каждой операции технологического процесса, а также уметь определять величину затра­ченной работы. Если же речь идет о такой сложной системе, как человек, обще­ство и т. п., то задача существенно усложняется, ибо приходится принимать во внимание процессы научения, эволюции и т. д. (см. с. 147—168).

Во всех случаях при определении информэнергии абсолютное значение величины W найти очень трудно. Много проще установить ее изменение dW. Для практических целей этого оказывается вполне достаточно. Аналогичная си­туация наблюдается в термодинамике при определении энергии U. Абсолютное значение величины U удается найти только для гипотетического частного слу­чая, когда речь идет об идеальном газе. Во всех остальных случаях приходится довольствоваться определением изменений энергии dU.

(71)

(72)

Энергиал. Дальнейший термодинамический анализ уравне­ний (69) и (70) позволяет установить физический смысл энергиала и обнаружить некоторые новые интересные свойства у энергии и информэнергии. С этой целью выражения, состоящие под зна­ками суммы, запишем следующим образом:

AQi = PiAEi-,

DQut = HiAQi = IliAUi

Равенство (71) расшифровывает работу (IQi, согласно класси­ческой термодинамике, в виде произведения интенсиала (фактора итенсивности) Р; на изменение экстенсора (фактора экстенсив­ности) dEh причем интенсиалами, как известно, служат абсолют­ная температура, давление, электрический и химический потен­циалы и т. д., экстенсорами — энтропия, объем, электрический заряд, масса и т. п. Равенство (72) определяет так называемую информационную работу dQm, при этом AUi — AQi.

Сравнение равенств (71) и (72) говорит о том, что в интересую­щем нас сложном технологическом явлении, подчиняющемся урав­нению (70), энергиал П и энергия U играют точно такую же роль, какую играют интенсиал P и экстенсор E в обычном простом термодинамическом явлении (тепловом, механическом, электриче­ском, химическом, кинетическом и т. д.), подчиняющемся тради­ционному уравнению типа (69). Отсюда величина П получила наименование энергиала, a LJ — энергиора.

Отмеченное принципиальное сходство в структуре уравнений (69) и (70), (71) и (72), а также между энергиалом П и интенсиалом Р, энергией U и эк — стенсором E не является случайностью. Оно с самого начала было положено в основу построения нового явления, описываемого уравнением (70).

Действительно, новое технологическое явление (70) было найдено известными термодинамическими методами по особым правилам, аналогичным правилам вы­бора потоков и сил Онзагера. В частности, согласно этим правилам, произведение интенсиала на экстенсор должно иметь размерность энергии (Дж) [22, с. 22], [23, с. 235], [26, с. 97]. По этой причине информэнергия, равная произведению энергиала на энергиор, измеряется в Джоулях и, следовательно, энергиал дол­жен быть величиной безразмерной. Более подробно способ выбора нового явле­ния описан в работах [30] и [32].

Согласно тем же термодинамическим правилам, явление, описываемое не­которыми сопряженными между собой интенсиалом и экстенсором, в принципе может иметь сложную физическую природу и быть в какой-то мере условным. Эта условность не отражается на возможности применения к нему известных ос­новных законов термодинамики [23, с. 49, 231], [26, с. 99, 123].

Обсуждаемое сложное технологическое явление, подчиняю­щееся уравнению (70), есть явление условное [30, с. 44]. Степень и характер этой условности будет выясняться по мере расшиф­ровки смысла величин U, W и П. С целью определения и уточне­ния конкретного содержания указанных величин надо прежде всего вспомнить наиболее характерные свойства интенсиалов и экстенсоров.

Из термодинамики известно, что интенсиал представляет со­бой фактор интенсивности, он определяет активность, напря­женность, интенсивность данной формы движения материи, а также служит движущей причиной (силой) переноса (измене­ния) экстенсора. Экстенсор переносится под действием разности интенсиалов. Например, электрический потенциал характери­зует активность, напряженность, интенсивность электрической формы движения материи, электродвижущую силу, под действием разности потенциалов переносится электрический заряд.

То же самое можно сказать о давлении и объеме. Аналогичная картина наблюдается в тепловых, химических, магнитных и дру­гих явлениях.

Следовательно, энергиал П, будучи интенсиалом, представляет собой характеристику активности, напряженности, интенсивности некоего нового технологического явления, он служит движущей причиной переноса энергии, играющей роль экстенсора в этом явлении. Энергия переносится под действием разности энергиа — лов АП.

Явление, описываемое уравнением (70), заключается в подводе к системе или отводе от нее энергии под действием разности энер- гиалов. Совершаемая при этом так называемая энергетическая работа (72) сопоставляется в уравнении (70) с изменением информ­энергии. Система (продукт) считается носителем этой информ­энергии. Но в действительности система оказывается носителем только тех свойств, которые определяются величиной энергиала П.

В рассматриваемом новом технологическом явлении, подчи­няющемся уравнению (70), весьма замечательно то, что любые нужные свойства П сообщаются продукту посредством определен­ных энергетических затрат. Благодаря этому перед инженером открывается исключительно богатая перспективами возможность обсуждать процесс производства в энергетических терминах и применять к его анализу крайне эффективный аппарат термоди­намики необратимых процессов. Именно в этом и заключается суть предлагаемого метода. Что же касается упомянутой услов­ности изучаемых технологических явлений, то на количественных соотношениях она не отражается и поэтому для нас принципиаль­ного значения не имеет.

Универсальный критерий качества. Полученные результаты (понятия простой и сложной системы, информэнергия и закон ее сохранения, энергиал, энергиор и т. д.) служат фундаментом для дальнейших чрезвычайно важных и далеко идущих обобщений. Благодаря этим обобщениям удается расшифровать сущность основных понятий теории, пока еще не до конца выясненную, и установить особую и при том центральную роль энергиала во всех технологических явлениях.

Для начала надо обратить внимание на тот факт, что энергиал представляет собой отношение двух характеристик, обладающих одинаковыми размерностями, т. е. [уравнение (70)]

Следовательно, энергиал есть величина безразмерная, или крите­рий подобия.

Далее уместно вспомнить, что энергиал служит интенсиалом. В обобщенном плане обычный интенсиал (температура, давление, электрический и химический потенциалы и т. д.) характеризует специфические особенности (структуру, качество) термического, механического, электрического, химического и тому подобного поведения системы. Сама же система, способная только к такого рода поведению, является наиболее простой, примитивной, она находится на самой низкой ступени эволюционного развития. По­этому интенсиал есть специфическая мера качества поведения пре­дельно простой системы.

В противоположность этому энергиал определяет структуру, качество поведения реальной сложной системы, находящейся на произвольном уровне эволюционного развития. При этом с помо­щью энергиала в единообразной, универсальной форме оценива­ется степень совершенства работ различного рода. Значит, энергиал есть универсальная мера качества поведения сложной системы.

Это свойство энергиала можно очень хорошо пояснить, если с обобщенных позиций взглянуть на соотношение (73).

Действительно, энергия, входящая в равенство (73), как уже отмечалось, с количественной стороны определяет возможности поведения любой простой системы. Поэтому энергия есть универсальная мера количества поведения сис­темы, находящейся на начальном уровне эволюции.

Информэнергия характеризует количество поведения, которым располагает любая реальная система с произвольным уровнем сложности ее организации. Значит, информэнергия — это универсальная мера количества поведения слож­ной системы, находящейся на любой ступени эволюционного развития.

Следовательно, энергиал, равный отношению информэнергии к энергии, определяет уровень эволюционного развития поведения системы, степень совер­шенства этого поведения, рассматриваемого в сравнении с простой системой, у которой степень совершенства поведения равна единице (П = 1). В энергиал раз количество поведения сложной системы выше, чем количество поведения простой.

Иными словами, энергиал, является предельно универсальным критерием подобия, который самым общим образом характеризует способ, структуру, качество поведения любой реальной системы. Это поведение определяется уров­нем эволюционного развития системы и проявляется в ее взаимоотношениях с окружающим миром, с другими системами [28, с. 11].

В нашем случае, если речь идет о производственном процессе, то энергиал характеризует квалификацию персонала, уровень развития технологии, совершенство взаимоотношений между пер­соналом, технологией и производимым продуктом, потребитель­ские свойства продукта и т. д. В свою очередь, продуктом могут служить квалификация персонала, технологический процесс, организация производства и т. п.

Как видим, при внимательном обобщенном рассмотрении про­блемы энергиал раскрывает перед нами свои весьма замечатель­ные свойства, которые можно выразить следующими словами: ка­чество, ценность, совершенство, квалификация, способность, ак­тивность, творческий потенциал и т. д. Все эти слова в одинаковой мере справедливы для оценки продукта, технологии, организации производства, отрасли, экономики, человека, образования и т. п., они вполне поддаются обобщению в виде единого понятия качества, и, следовательно, технологическое явление с полным правом можно именовать также явлением качества.

Не может быть никаких сомнений в том, что именно такими свойствами должен обладать универсальный критерий качества, предназначенный для расчета литейной технологии. Возможность дать с помощью энергиала объективную числовую оценку качества персонала, технологии и продукта имеет исклю­чительно важное теоретическое и практическое значение.

Универсальные критерии эффективности. Качество продукта, например отливки, еще не является исчерпывающей характери­стикой технологического процесса. При одном и том же достигну­том качестве расходы (затраты) рабочей силы, оборудования, ма­териалов, энергии и т. д. могут быть самыми различными. Уро­вень этих затрат характеризует эффективность технологии.

Чтобы иметь возможность достичь высокой эффективности, т. е. производить данный продукт с наименьшими затратами, не­обходимо прежде всего научиться давать объективную числовую оценку этой чрезвычайно важной характеристике технологиче­ского процесса. Соответствующие универсальные критерии эф­фективности могут быть найдены на основе идей термодинамики необратимых процессов.

В общем случае в термодинамике различают покой и движение, состояния и изменения состояний, свойства и процессы изменения этих свойств. В соответствии с этим необходимо и достаточно сфор­мулировать всего два различных типа критериев, которые опре­деляли бы эффективность достижения нужных состояний (свойств) и эффективность-реализации нужных процессов изменения состоя­ний (изменения свойств). В совокупности оба типа критериев должны дать исчерпывающую характеристику эффективности лю­бого технологического процесса.

Здесь мы ограничимся рассмотрением лишь самых простых критериев, представляющих собой отношение двух величин (пара­метров) одной и той же размерности. Такого рода критерии име­нуются параметрическими. Кстати, энергиал — это тоже пара­метрический критерий. Параметрические критерии очень удобны для оперативного ввода в ЭВМ.

Заметим, что, согласно теории подобия, любая комбинация критериев является критерием подобия. Поэтому из рассмотрен­ных простейших критериев могут быть составлены и более слож­ные. Не исключены и другие варианты составления сложных кри­териев эффективности.

В соответствии с методами термодинамики необратимых про­цессов первый тип критериев конструируется в виде отношения, числитель которого выражает некое идеальное, теоретически ми­нимально необходимое, потребное свойство CTij, а знаменатель — реально необходимое свойство Cpij. Имеем [28, с. 16].

Ли/=-^- (74)

LP Ii

Другой вариант первого типа критериев содержит в числителе реально необходимое свойство Cpijt а в знаменателе — фактически затраченное, имеющееся в наличии свойство Cnij. Получаем

1.(75)

‘ bH Ij

Нетрудно видеть, что произведение обоих этих критериев пред­ставляет собой некий третий критерий, дающий определенную сум­марную оценку эффективности, т. е.

%./ = ^11/ѕ i/=JT^T- =-SlT»- (76)

‘ ‘ Lp (/Lh Ij Lh Lj

Перечисленные критерии первого типа определяют состояния (свойства) продукта (системы).

Критерии второго типа должны характеризовать потери свойств в процессах переноса. Эти критерии могут быть получены в виде отношения двух одинаковых свойств на выходе из си­стемы (CBblxti) и на входе в нее (Cexlj). Находим [27, с. 95], [29, с. 37]

Свых ij Cbx ij A Cij ACij, .

% ij = = p ; ¦ = 1——————— p гг > (77)

Lb xtj 0B xij L Qxij

Где ACij — потери данного свойства в системе или соответствую­щем звене технологической цепи; ACij = Caxij — Cabixlj.

Критерии (74)—(77) составляются для каждого /-го суще­ственного свойства и для каждого /-го звена технологического про­цесса. Под С в общем случае можно понимать самые разнообраз­ные свойства системы. В частности, это может быть качество (энер­гиал), информэнергия, энергия, время, масса, температура, раз­мер, цвет, запах и т. д. Благодаря этому критерии (коэффици­енты) rj характеризуют самые различные стороны эффективности использования персонала, оборудования и материалов, а также степень совершенства технологии, организации производства, си­стемы управления производством и т. п.

Наиболее совершенным считается процесс, обеспечивающий заданное качество продукта при наивысших значениях критериев эффективности. В каждом конкретном случае степень важности тех или иных свойств продукта, тех или иных критериев эф­фективности учитывается путем введения смысловых значений понятия качества (с. 165).

Таким образом, если под качеством продукта, например от­ливки, понимаются какие-то его абсолютные свойства, то под эффективностью технологического процесса разумеются свой­ства, рассматриваемые в сравнении с заданными нормативными, минимально или максимально возможными, начальными или ко­нечными свойствами. В результате с помощью критериев эффек­тивности исчерпывающе характеризуются приобретения и потери свойств в процессах производства и эксплуатации продукта, а также сравнительный уровень затрат квалифицированного труда, оборудования, материалов, энергии и т. д. Возможность такой оценки имеет исключительно важное теоретическое и прак­тическое значение. В совокупности критерии качества и эффектив­ности однозначно и полностью определяют все стороны любого производственного процесса.

3. УРАВНЕНИЯ и МЕТОДЫ РАСЧЕТА КАЧЕСТВА

Кокиля и отливки

Постановка задачи. Найденные универсальные критерии каче­ства и эффективности используют в дальнейшем для расчетов технологии литья в кокиль. В частности, будут рассмотрены ме­тоды расчета качества кокиля в процессе его проектирования, из­готовления, хранения и эксплуатации; способы определения ка­чества отливки, совершенства литейного оборудования и квалифи­кации персонала; будет также дана оценка эффективности техно­логии литья в кокиль по сравнению с другими видами литья.

С целью выполнения указанных расчетов требуется вывести соответствующие уравнения, связывающие в единое целое все перечисленные параметры производственного процесса. Вывод не­обходимых уравнений крайне облегчается благодаря следующей замечательной особенности критериев качества и эффективности: все они выбраны в полном соответствии с правилами термодина­мики необратимых процессов, причем в явлениях качества роль экстенсора играет энергия, а роль интенсиала — критерий ка­чества. Это значит, что при решении интересующей нас проблемы применимы все законы и уравнения термодинамики и разработан­ные в этой дисциплине методы.

В настоящем параграфе кратко рассмотрены необходимые для технологических расчетов уравнения и методы термодинамики. Главное внимание обращено на специфику, которую приносит в расчеты явление качества. Особенности явления качества и про­цессов литья в кокиль вынуждают также разработать специаль­ные методы расчета соответствующих технологических цепей (см. 119—147). Для использования этих методов на практике требуется знать числовые значения всех коэффициентов, входящих в рас­четные формулы, и прежде всего — универсального критерия качества. Метод определения критерия качества приводится в па­раграфе 6.

Выведенные уравнения, разработанные методы расчетов и чис­ловые значения необходимых коэффициентов и критериев приме­няют при оценке качества и эффективности реальных процессов литья в кокиль — параграфы 4—6.

Исходные дифференциальные уравнения. Первой и самой важ­ной расчетной формулой служит дифференциальное уравне­ние (70), которое в предыдущем параграфе было записано для общего случая, когда система располагает п степенями свободы.

Для одной степени свободы (п = 1) из уравнения (70) полу­чаем

DW = dQv = UdU = UdQ = UPdE.

Второй важнейшей расчетной формулой служит традиционное уравнение закона сохранения энергии (69). Это уравнение запи­сано для п степеней свободы системы.

При п = 1 уравнение сохранения энергии имеет вид

DU = dQ = PdE.

Кроме энергии, в сложном явлении качества экстенсорами слу­жат также масса, электрический заряд и т. д. Поэтому иногда приходится составлять также соответствующие уравнения сохра­нения массы, электрического заряда и других экстенсоров. Урав­нения баланса всех этих экстенсоров содержат необходимые до­полнительные связи между параметрами технологического про­цесса, которые могут потребоваться при решении различных практических задач.

Третье уравнение —состояния [24, с. 11 ], [25, с. 236] —при­менительно к явлению качества (при п = 1) выражает энергиал в функции энергии, т. е.

(78)

U = f (U) или в дифференциальной форме

Ctfl = A dU,

Где А — коэффициент состояния качества; л — W

Коэффициент состояния А обратен емкости К (Дж) системы по отношению к энергии, т. е.

K = — I = —. (79)

А сШ

Уравнением состояния (78) вводится понятие емкости для явлений качества. Здесь очень важно подчеркнуть, что емкость К ничего общего не имеет с известным понятием теплоемкости (или энергоемкости). Это прямо следует из выражения (79), где в зна­менателе стоит не температура, как в теплоемкости, а качество. Поэтому, чтобы избежать путаницы, емкость К целесообразно именовать не энергоемкостью, а информоемкостью; обоснование этого термина приводится ниже.

Из выражения (79) видно, что информоемкость, или коэффи­циент информоемкости, численно равен энергии, которую необ­ходимо затратить, чтобы качество (энергиал) продукта увеличи­лось на единицу. При этом продуктом, как уже отмечалось, могут служить кокиль, отливка, инструмент, литейная машина, спе­циалист, технология, организация производства и т. д. Чем выше информоемкость продукта, тем сильнее надо потрудиться, чтобы повысить его качество, и наоборот, с уменьшением информоем­кости качество продукта возрастает на единицу при малых за­тратах энергии. Для идеальной в термодинамическом смысле системы (при постоянном А) из дифференциального уравнения (78) получаем уравнение состояния в виде

П = AU. (80)

Если система (продукт) располагает двумя разнородными сте­пенями свободы (п = 2), то уравнение состояния выглядит сле­дующим образом:

DU = A11ClU +A12 dE; j

Здесь первая строчка относится к явлению качества, а вторая — к любому другому.

При наличии п разнообразных явлений, включая явление ка­чества, их связь и взаимное влияние определяются более слож­ным уравнением состояния вида

Г=п

DPi = Ц Air dEn (82)

T=1

Где i = 1, 2, …, п\ Pi — —интенсиал системы; Er —ее экстенсор.

Выпишем отдельно первые строчки этих уравнений для энер­гиала. Получаем

DU = Au dU + A12 dE2 Ч———- L. Aln dEn (83)

Как видим, на энергиал в общем случае оказывают влияние термические, механические, электрические и прочие явления. В частном случае из общих уравнений состояния (82) при п = 1 и п = 2 получаются уравнения (78)—(81).

Эффект взаимного влияния различных явлений подчиняется закону взаимности (симметрии), определяемому четвертым уравне­нием [24, с. 19], [25, с. 238]

Ai = Ai или Atr = Ari. (84)

Эти равенства перекрестных коэффициентов состояния (коэф­фициентов взаимности) свидетельствуют о том, что данное явле­ние влияет на энергиал в количественном отношении точно так же, как энергиал влияет на данное явление.

Процесс переноса энергии в явлениях качества определяется пятым уравнением. Один из наиболее интересных для нас вариан­тов уравнения переноса имеет вид [24, с. 18], [25, с. 238]

I = РХ, (85)

Где 1 — удельный поток энергии, переданной через поверхность системы за единицу времени, Вт (имеет смысл переданной мощ­ности);

I _ dU dt ‘

T—время, с; р—коэффициент переноса (проводимость), 1/Вт;

X —действующая на поверхности системы разность энергиалов;

X = 6П = П — Пс;

П — энергиал системы;

Пс —энергиал окружающей среды.

Проводимость р представляет собой коэффициент отдачи экс — тенсора, в данном случае энергии, на поверхности системы (про­дукта) [22, с. 46], [23, с. 151], [26, с. 71]. Она обратна сопро­тивлению (Вт):

= = 2L. (86)

Это уравнение напоминает известное уравнение закона Ома для электрической цепи.

Таким образом, уравнением переноса (85) вводится понятие сопротивления для явлений качества. Однако здесь следует особо подчеркнуть, что сопротивление R ничего общего не имеет с из­вестными понятиями термического и электрического сопротивле­ния. Это хорошо видно из размерности величины R. Аналогично предыдущему, для избежания путаницы коэффициент P будем на­зывать информопроводностью, а коэффициент R — информосо — противлением.

Из уравнения (85) следует, что информопроводность, или коэф­фициент информопроводности, численно равен энергии, которая проходит через поверхность системы внутрь или наружу за еди­ницу времени при наличии единичной разности энергиалов между системой и окружающей средой. Чем выше коэффициент (3, тем быстрее продукт повышает или понижает свое качество.

Уместно обратить внимание на некоторые тонкости механизма переноса в явлениях качества. Как уже говорилось, роль объекта переноса в этих явлениях играет энергия. Она передается под действием разности энергиалов 6П (или АП), причем передача происходит в направлении от большего энергиала к меньшему. Сам же энергиал, или качество П, подобно температуре, давлению, элек­трическому и химическому потенциалам, передаваться не может, качество П способно лишь возрастать или уменьшаться в системе.

Отсюда следует, что годный продукт, например отливку, можно изготовить только в условиях, когда энергиал (квалификация) персонала и энергиал (совершенство) оборудования превышают по­требный энергиал (потребное качество) продукта. Чем больше име­ющаяся разность энергиалов между персоналом и оборудованием— с одной стороны и продуктом — с другой, тем быстрее будет из­готовлен продукт и выше будет его качество. Если же потребный энергиал продукта больше, чем у персонала и оборудования, тогда годный продукт получить нельзя; процесс пойдет в обратном на­правлении — будут происходить научение персонала и доводка технологии, а сроки выполнения заказа неизбежно будут сорваны и отодвинуты на период научения.

Интенсивность производственного процесса в значительной степени зависит от информоемкостей и информопроводностей про­дукта, персонала и оборудования. С уменьшением информоемкости продукта и информосопротивлений персонала и оборудования производительность труда возрастает.

Существует также много других видов проводимостей и со­противлений, которые с успехом могут быть использованы для на­ших целей [22, с. 39—53]. Например, весьма полезна внутренняя проводимость системы L. Эта проводимость вводится с помощью следующего уравнения переноса [22, с. 50], [23, с. 151 ], [26, с. 71 ]:

Или в конечных разностях Ax ‘

Где J — удельный поток энергии (или удельная мощность), Вт/м2;

I _ dU

Fdt’

„ , ffl АП

F — площадь сечения системы, м, и — градиенты энер­гиала в этом сечении, 1/м.

Для п разнородных явлений, включая явление качества, спра­ведливы уравнения переноса типа линейных уравнений Онза — гера [26, с. 71 ]. Находим

I; =’ЈWxr, (88)

Г=I

Где i = 1, 2, …, п\ Ii —поток экстенсора; Xr —разность ин­тенсиал ов.

Первая строчка этого уравнения для потока энергии имеет вид

Отсюда видно, что на поток энергии влияют разности всех п интенсиалов —энергиалов, температур, давлений и т. д. В част­ном случае при п = 1 из общего уравнения (88) получается более простое уравнение переноса (85).

Взаимное влияние (увлечение) потоков при переносе экстен­соров подчиняется закону увеличения (шестое уравнение) и опи­сывается соответствующим уравнением онзагеровского типа [24, с. 21 ], [25, с. 239]. Получаем

Pi2 = Pm; Pir = Pw (89)

Равенство перекрестных коэффициентов переноса (коэффи­циентов увлечения) свидетельствует о симметричном характере взаимного влияния потоков различной физической природы. Пер­вый поток увлекается вторым в количественном отношении точно так же, как второй поток увлекается первым.

Наконец, потери или приобретения качества при переносе энергии внутри системы определяются седьмым уравнением, ко­торое выглядит следующим образом [24, с. 22], [25, с. 239]:

DQa = U dU. (90)

Аналогом этого уравнения служит уравнение известного за­кона Джоуля—Ленца для электрических явлений.

Условность принятого нами энергетического толкования явле­ний качества выражается, в частности, в том, что диссипативная работа dQ& (Дж) не обязательно полностью превращается в теп­лоту.

Уравнение (90) является последним из числа исходных в термо­динамике необратимых процессов. Более подробные сведения обо всех этих уравнениях можно почерпнуть из соответствующих спе­циальных работ [22—24, 26].

Качество статической системы. При выполнении практических расчетов часто можно непосредственно воспользоваться указан­ными дифференциальными уравнениями. Однако иногда возни­кают задачи, специфика которых не позволяет прямо подставлять нужные параметры технологии в эти уравнения. В таких случаях исходные дифференциальные уравнения используют для вывода других, более сложных уравнений, которые лучше приспособлены для решения возникающих конкретных задач.

Проблема очень существенно упрощается, если весь класс явлений состояния и переноса подразделить на четыре характер­ные группы, различающиеся особенностями поведения экстен­сора. Благодаря этому в исходные дифференциальные уравнения, а также получаемые на их основе расчетные формулы можно внести определенные характерные упрощения, которые резко облегчают решение многих практических задач.

В общем случае экстенсор способен находиться в состоянии покоя или перемещения, его величина в системе может оставаться неизменной или изменяться. В соответствии с этим, если экстен­сор находится в состоянии покоя и не изменяется со временем, то система именуется равновесной стационарной (статической), со­ответствующие системы изучаются в статике. Если покой экстен­сора сочетается с изменением величины последнего, то система является равновесной нестационарной (статодинамической) и рассматривается в статодинамике. Если система пронизывается экстенсором, но ее собственный экстенсор остается постоянным, то система называется неравновесной стационарной (кинетической) и обсуждается в кинетике. Наконец, пронизывание системы пере­менным по величине экстенсором делает ее неравновесной неста­ционарной (кинетодинамической, или динамической). Такие си­стемы изучают в кинетодинамике, или динамике; они являются наиболее общими и сложными, из них в частном случае получаются все предыдущие [22—24, 26].

Статика имеет дело с равновесными стационарными системами, изолированными от воздействий окружающей среды. Свойства статических систем определяются уравнениями (82) и (84) и соот­ветствуют самой простой группе явлений.

В статической системе отсутствуют потоки экстенсоров и дис­сипация, ибо внутри системы все разности интенсиалов AP = 0.

Благодаря этому система выступает как единое целое, у нее не наблюдается разницы в свойствах отдельных участков.

Полная изоляция системы наступает, если все проводимости в уравнении (88), в том числе коэффициент информопроводности (инфомоотдачи), обращаются в нуль, т. е. р = 0. При этом все интенсиалы, включая качество П, сохраняют неизменные значе­ния в течение сколь угодно длительного времени.

Разумеется, статические условия являются идеальными. В дей­ствительности полностью оградиться от воздействия окружающей среды невозможно. Но иногда бывает очень важно максимально приблизиться к идеальным условиям. На практике подобные за­дачи возникают, например, при консервации (длительном хра­нении) системы, в частности кокиля. В таких случаях обычно ста­вится задача сохранить исходное качество Пн кокиля как можно дольше.

Качество статодинамической системы. Если в сечении системы разности интенсиалов пренебрежимо малы, но величина экстен­соров изменяется со временем, то система оказывается статодина­мической. Соответствующие условия возникают при малых зна­чениях коэффициентов р по сравнению с L. Внутри такой системы разницы в свойствах отдельных участков тоже не наблюдается. Статодинамические, как и статические, системы изучаются в клас­сической термодинамике.

Свойства, в том числе качество П, статодинамической системы определяются уравнениями (69), (70), (82), (84), (88) и (89), урав­нение (90) утрачивает свою силу из-за отсутствия переноса внутри системы. Одновременно утрачивают свое значение и проводимости L, процесс целиком определяется коэффициентами р и ем­костями системы К. При этом легко находится зависимость каче­ства П от времени t. Для этого достаточно объединить и проинте­грировать уравнения (78) и (85).

На практике со статодинамическими системами приходится иметь дело при изготовлении, хранении и эксплуатации кокиля и отливки. Соответствующие задачи для различных конкретных условий литья рассматриваются ниже.

Кинетическая система. В кинетике изучаются неравновесные стационарные, или кинетические, системы. Кинетическая система пронизывается экстенсорами, но ее собственные экстенсоры и ин­тенсиалы остаются неизменными. При расчетах кинетической си­стемы непосредственно используют все исходные дифференциаль­ные уравнения — (69), (70), (82), (84), (88), (89) и (90).

В сечении кинетической системы интенсиалы распределены не­равномерно, это является причиной существования потоков экстен­соров, а также приводит к неодинаковости свойств на различных ее участках. Стационарность свидетельствует о независимости свойств от времени. В производственных процессах кинетические системы служат в основном промежуточными звеньями, работаю­щими на стационарном режиме, через них передаются экстенсоры.

В явлениях качества соответствующие условия возникают, например, при работе специалиста с инструментом или на станке. В данном случае энергия передается от человека к производимому продукту через инструмент и станок, которые, следовательно, играют роль кинетической системы.

Кинетодинамическая система. Кинетодинамическая, или дина­мическая (неравновесная нестационарная), система является наи­более общей. В определенных частных случаях из нее могут быть получены все предыдущие — статическая, статодинамическая и кинетическая.

Приведенные выше исходные дифференциальные уравнения справедливы и для динамической системы. Однако непосредст­венно использовать их при расчетах нельзя, поскольку различные точки такой системы обладают неодинаковыми свойствами, из­меняющимися со временем.

Поэтому, чтобы вывести общее дифференциальное уравнение распространения экстенсоров, описывающее свойства динамиче­ской системы, в ней мысленно выделяется элементарный объем dV = dx dy dz, к которому и прилагаются исходные уравнения, включая (87). В результате, например применительно к явлениям качества, в простейшем случае одномерного поля энергиала полу­чается следующее искомое дифференциальное уравнение распро­странения энергии:

An , а2п

(«1HF = lW (91>

Где р —плотность системы; х —ее удельная массовая информо»

К,

Емкость; х =—; т —масса системы; L —упомянутый выше

Коэффициент информопроводности.

Найденные в кинетодинамике дифференциальные уравнения описывают весь класс явлений состояния и переноса. Однако к этим уравнениям целесообразно обращаться только в крайних случаях, когда задачу не удается свести к более простой — ста­тической, статодинамической, кинетической или их сочетанию.

При практических расчетах решение любой конкретной за­дачи сводится к интегрированию дифференциальных уравнений, приведенных в статике, статодинамике, кинетике и кинетодина­мике, и согласованию полученных результатов с условиями одно­значности. Условия однозначности содержат все сведения, кото­рые необходимы для выделения из класса явлений интересующего нас данного конкретного (единичного) явления. Они включают в себя геометрические и физические свойства, а также временные (начальные) и граничные условия.

Дифференциальные уравнения в совокупности с условиями однозначности полностью определяют все свойства любого кон­кретного единичного явления, т. е. любой конкретной системы, рассмотренной в статике, статодинамике, кинетике или кинето — динамике.

Взаимодействие систем. Однако на производстве чаще всего приходится сталкиваться не с одной, а с несколькими различными системами, находящимися во взаимодействии и составляющими технологическую цепь. Например, такие условия возникают при изготовлении кокиля, когда взаимодействуют между собой спе­циалист (рабочий), инструмент или станок (оборудование) и ко­киль (продукт), при формировании отливки в кокиле и т. д. По­этому рассмотренный выше теоретический аппарат используется в дальнейшем главным образом для решения проблемы взаимо­действия. При этом исключительно важную роль сыграют упро­щения, достигнутые в статике, статодинамике и кинетике.

Если говорить о технологической цепи, составленной из ста­тических систем, то ей отвечают самые простые расчетные фор­мулы, ибо в такой цепи взаимодействие отсутствует и она факти­чески распадается на отдельные системы, никак между собой не связанные.

Если технологическая цепь состоит из взаимодействующих между собой статодинамических систем, то расчетные формулы заметно усложняются. На производстве такие условия встречаются довольно часто, например, к ним обычно сводится задача об охла­ждении отливки в хорошо окрашенном кокиле, когда интенсив­ность теплообмена мала (п =1). Еще более сложные формулы получаются при п > 1.

Взаимодействие статодинамических систем сопровождается из­менением их интенсиалов Р, в том числе энергиала П, если речь идет о явлениях качества. В последнем случае важное значение приобретают информоемкости К систем, составляющих технологи­ческую цепь. При этом цепь могут образовать системы, соединен­ные параллельно или последовательно. В зависимости от вида соединения полная (суммарная) информоемкость цепи приобре­тает различные значения, которые могут быть найдены с по­мощью известных правил электротехники или теплотехники.

Внутри статодинамической системы могут происходить изме­нения, которые сопровождаются повышением или снижением ее качества. Это следует связывать с наличием внутреннего источ­ника энергии мощностью (Вт)

Scroll to Top