Твердые сплавы | Металлолом — Part 3

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.

Патентные соображения, экономический расчет, вре­менные недостатки сырья и исследования привели к по­пыткам полной или частичной замены карбида вольфра­ма в металлокерамических твердых сплавах другими твердыми материалами или карбидами [55].

При полной замене карбида вольфрама (в дальней­шем будет рассмотрен только этот вариант) можно ид­ти по двум путям:

1. Применение других твердых материалов, например нитридов, боридов, силицидов, окислов (корунда) и кар­бидов неметаллов (карбиды бора и кремния).

6*

8.3

2. Замена WC другими тугоплавкими карбидами ме­таллов (например, карбидами циркония, гафния, вана­дия, ниобия, тантала, хрома, молибдена) или их би­нарными или тройными твердыми растворами.

Первый путь пока не привел к получению пригодных для резания твердых сплавов; исключение составляет лишь некоторый успех в области окисной керамики и режущего материала окись алюминия — карбид (см. главу VI).

Стабильными и относительно легко спекаемыми нит­ридами являются нитриды титана и ванадия. При го­рячем прессовании этих нитридов с металлами группы железа, в частности с никелем, получают твердые мате­риалы металлического характера с зеркально-глянцевой поверхностью латунного и золотисто-желтого цвета. Твердость и износостойкость этих сплавов существенно ниже, чем у карбидов. Нитрид титана, изоморфный кар­биду и моноокиси титана, присутствует во многих высо­котитановых твердых сплавах в количестве 1—3% как неизбежная примесь [121].

Майер и Айлендер [95] описывают твердые сплавы из нитрида титана и нитрида ванадия, а также из соответ­ствующих смесей карбид—нитрид с кобальтовой связ­кой. Однако твердость этих сплавов совершенно недо­статочна для резания материалов.

О нитридах остальных нитридобразующих металлов групп IVa и Va периодической системы опубликовано очень мало подробных работ и проведено слишком ма­ло практических опытов, чтобы можно было судить о возможности применения сплавов на их основе в качест­ве металлокерамических твердых сплавов. Нитриды карбидообразующих металлов группы Via, очевидно, тем нестабильнее, чем выше склонность этих металлов к карбидообразованию. В то время как нитриды хрома и молибдена имеют некоторое техническое значение [95], нитрид вольфрама является весьма неустойчивым.

Таким образом, нитриды в качестве основы мало пригодны для производства твердых сплавов из-за высо­кой упругости паров азота при температуре спекания и склонности к образованию карбидов при обычных усло­виях спекания.

Существенно большее значение имеют бориды[8] [122]. Трудности получения боридов без загрязнения их карби­дами, нитридами и окислами препятствовали техниче-

Скому применению боридов металлов; однако, в послед­ние годы эти трудности были преодолены. В отличие от большинства нитридов и силицидов бориды имеют более ярко выраженный металлический характер. До настоящего времени техническое значение приобрел лишь борид хрома в качестве наплавочного твердого ма­териала Методом горячего прессования борида хрома удается получить представляющие интерес высокожаро­стойкие твердые сплавы [123].

Бориды металлов групп IVa и Va периодической системы, например TiB2, ZrB2, HfB2, VB2, NbB2 и TaB2, а также их твердые растворы не подвергались система­тическому исследованию с точки зрения пригодности их в качестве основы режущих материалов. В патентной литературе имеется много данных, скудных, однако, по своему содержанию. По физическим, химическим и ме­ханическим свойствам, согласно ориентировочным опы­там Киффера и Бенезовского[9], техническое применение боридов явится перспективным, если удастся при помо­щи соответствующих добавок и металлических связок достигнуть предела прочности при изгибе не менее 80 кГ/мм2 и твердости более 89—90 HRA, необходимых для резания. В этом направлении ведутся интенсивные изыскания; в частности достигнуты определенные успехи [124—127] при использовании очень твердого TiB2 и со­ответствующей связки.

Шедлер[10] предлагает использовать в качестве режу­щего материала фасонные изделия из TiB2 и TiC (в со­отношении 1 :2) без связки. По результатам испытания резанием эти материалы аналогичны режущей керамике.

В качестве режущих материалов предложены мате­риалы на основе тройного соединения Mo2NiB2 [125, 128—131]. Испытания по точению стали, чугуна и цвет­ных металлов дали относительно хорошие результаты, однако величина предела прочности при изгибе этого сплава является пока неудовлетворительной.

Попытки многих исследователей заменить карбиды чистыми силицидами представляются не очень перспек­тивными.

Второй путь, т. е. замена карбида вольфрама други­ми тугоплавкими» карбидами и твердыми растворами карбидов, характерен следующим:

Изготовление «Титанита S» (карбид титана—карбид ‘ молибдена—никель) Шварцкопфом, Хиршлем и Киффе- ром в 1930—1931 гг. ‘;

Изготовление американского «Рамета» на основе чи­стого карбида тантала в 1930—1931 гг.[11] [10];

Патент Киффера на изготовление режущих сплавов на основе TiC—VC при избытке карбида титана [12];

Промышленная разработка безвольфрамовых твер­дых сплавов на некоторых заводах твердых сплавов в Германии в первые годы второй мировой войны [132];

Производственные испытания резанием безвольфра­мовых твердых сплавов в качестве заменителей стандарт­ных WC—TiC—Co-твердых сплавов марок Sl и S2 (78/16/6 и 76/15/9) в последние годы второй мировой войны [133] и подготовка к массовому изготовлению пла­стинок и инструмента из испытанных сплавов [122, 132, 134].

Прежде чем перейти к подробному рассмотрению отдельных безвольфрамовых твердых сплавов на основе других карбидов и их твердых растворов, необходимо остановиться на тех требованиях, которые предъявля­ются к твердым сплавам для обработки резанием. При обработке резанием, особенно при обдирочной обработ­ке сталей средней твердости, необходима твердость не менее 89 HRA и предел прочности при изгибе 100— 110 кГ/мм2. При наличии равномерного и низкого давле­ния резания, например при чистовой обработке стали в идеальных опытных условиях, допускаются твердость 91—93 HRA и предел прочности при изгибе 65— 75 кГ/мм2. Однако для обработки материалов, дающих стружку надлома (серый и отбеленный чугун, твердые неметаллические материалы), и для буровых работ тре­буются более высокие прочностные показатели. То же справедливо и для тяжелой обдирочной обработки мате­риалов, дающих как стружку надлома, так и сливную

Свойства горячепрессованных карбидов металлов со связкой 10% Со

		О с	T О
To с С >> О.	Состав, % (по массе)	? >. И Ч В 4 агач; OJ Zcy	O1J С о. г. с щ-5 2 S ?4- ?•0 5 k,	? H О О	Окраска излома.
U		На. а;	С = = и	С
IVa	90TiC, IOCo	91—92	80—90	4,96	Темно-серый
	90ZrC, IOCo	90—91	70—80	6,83	Светло-желтый
	90HfC, IOCo	89—90	90—100	11,58	Светло-желтый,
				Блестящий
Va	90VC, IOCo	87—89	60—80	5,45	Серебристый, бле­стящий
	90NbC, IOCo	88—89	90—110	7,74	Коричневато-фио­летовый
	ЭОТаС, IOCo	85—87	70—90	13,00	Золотисто-желтый
VIa	90Cr3C2, IOCo	84—86	50—70	6,73	Светло-серый, бле­стящий
	90Мо2С, IOCo	86-87	50—70	9,06	Светло-серый
	90 WC1 IOCo	89—91	160—180	14,41	Серовато-синий

* Результаты получены на образцах, сггеченных в вакууме.

Свойства твердых сплавов с 12% Со, полученных обычным спеканием

Карбид*	Твердость по Роквел — лу HRA	Предел проч­ности при из­гибе, кГ/мм*	Карбид*	Твердость по Роквел — лу HRA	Предел проч­ности при из­гибе, кГ/мма
TiC	89	65	TaC	82	95
ZrC	88,5	75		80	50
V4C3	87	50	Mo2C	86	60
V2C	82	70	WC	88,5	180

* Связка — 12% Co.

Свойства твердых сплавов на основе TiC и TaC с различными связками

Состав сплава, %

Твердость по Роквел. пу HRA

Предел прочнос­ти при изгибе, KrjMM1

65 50 55

89—91 89—91 89

70—80

92

83

84 82 84 89

70 85 120 135 85

90TiC, IONi 90TiC, IOFe 85TiC, 15Fe

80TiC, ЮСо, IOCr

87TaC, 13Co 87TaC, 13Fe 87TaC, 13Ni

87TaC, 13Co/W (75/25) 87TaC, 13Fe/Mo (63/37)

Ми. Титанокарбидные сплавы очень твердые, но и весьма хрупкие. Применяя очень чистый, бедный кислородом и азотом TiC или TiC-твердые растворы с 1—3% кар­бида молибдена или карбида хрома, можно повысить предел прочности при изгибе сплавов № 1—4 пример­но на 10—20 кГ/мм2 и твердость — на 0,5—1,5 HRA.

Согласно Венеру и Колерману [23, 104, 105], специ­альные сплавы из 94% TiC и 6% связки Fe—Ni—Cr при плотности 6,0 г1смг и твердости 93 HRA имеют пре­дел прочности при изгибе 75 кГ/мм2. Подобные сплавы дают очень хорошие результаты при чистовой обработ­ке стали на высоких скоростях резания и имеют хоро­шую окалиностойкость.

Гётцель и Скольник [76, 89] добились хороших ре­зультатов при точении сталей TiC-твердыми сплавами со связкой из быстрорежущей стали, полученными ме­тодом пропитки.

Твердые сплавы на основе TaC (опытные сплавы фирм «Фанстил» и «Карболой»1 [10]) обладают в неко­торых случаях очень высоким пределом прочности при изгибе, однако они недостаточно твердые, что мешало их первоначальному распространению. Горячим прес­сованием ТаС-твердых сплавов с никелевой связкой удается получить, по данным Л. П. Малькова и А. В. Xo — хловой [11], твердость до 91 HRA; данные о прочности и производительности резания авторы пе приводят. Сог­ласно последним данным, более высокие показатели твердости связаны с применением более твердого TaCi-x нестехиометрнческого состава.

На рис. 34 показана микроструктура (по данным Киффера Ii Кёльбля [55]) твердого сплава, состоящего

Рис. 34. Микроструктура сплава 85% VC и 15% Ni(XSOO)

Из 85% VC и 15% Ni; отчетливо видна округлая форма зерен VC, типичная для VC-сплавов с металлической связкой. Испытания микротвердости проводили как на кристаллах VC, так и на, промежуточных прослойках связующего металла. На микрофотографии видны так­же отпечатки измерений, которые показали среднюю величину микротвердостп 3000 кГ\мм2 для VC и 1100 кГ/мм2 для связующей фазы. Последняя величина свидетельствует о том, что речь идет не о чистом нике­ле, а об образовании сплава из никеля, ванадия и уг­лерода или о явлениях выпадения, вследствие которых увеличивается твердость. На рис. 35 показана микро­структура твердого сплава с 87% TaC и 13% Со. Как видно на рисунке, кристаллы TaC имеют кубическую форму.

Твердые сплавы из карбида ванадия и связующего металла[13], в частности сплавы с железной связкой, иног­да с небольшими добавками карбида тантала или кар­бида хрома, можно получать почти беспористыми так­же спеканием без применения давления. Эти сплавы обладают хорошей стойкостью против истирания и при­меняются для изготовления изнашивающихся деталей, например нитеводителей. Сплавы из карбида титана и

Рис. 35. Микроструктура сплава 87% TaC и 13% Со (X1500)

Связующего металла, полученные горячим прессовани­ем, с успехом применяют для пескоструйных сопел.

Для резания пригодны, очевидно, только карбиды титана [104, 127, 137], циркония[14] [120] и гафния [16]; кар­биды ванадия и ниобия применяются лишь в тех слу­чаях, когда не требуется высокая износостойкость. Предложенный Гётцелем и Скольником [76, 89] твердый сплав из TiC со связкой из быстрорежущей стали, полу­чаемый пропиткой, позволяет получить высокую произ­водительность при резании легированных сталей.

Карбид хрома является дешевым и изготавливаю­щимся в больших количествах материалом. Однако твердые сплавы из карбида хрома и связующего метал­ла относительно хрупкие и не пригодны для резания; они применяются лишь для изнашивающихся деталей и в качестве коррозионностойких сплавов [55]. Карби­ды хрома и молибдена представляют определенный ин­терес в качестве компонентов карбидных твердых рас­творов в сплавах для обработки материалов резанием.

По сравнению с простыми сплавами карбид — свя­зующий металл значительно большее техническое зна­чение имеют двух — и многокомпонентные твердые спла­вы и сплавы на основе твердых растворов. Технологи­чески правильное получение твердых растворов способствует повышению твердости в соответствующих бинарных или тройных системах и, что очень важно, са­моочищению карбидов от свободного углерода, окислов или нитридов. Благодаря самоочищению получают од­нородные, хорошо спекающиеся карбидные компонен­ты, что является необходимой предпосылкой для полу­чения беспористых твердых сплавов высокой прочности.

Взаимная растворимость карбидов металлов групп IVa и Va периодической системы подробно описана в книге «Твердые материалы» [18]. Все пары карбидов, за исключением ZrC—VC [138] и HfC—VC [139], обладают полной взаимной растворимостью.

Что касается растворимости карбидов металлов групп IVa и Va с карбидами металлов группы Via, то Новотным и Киффером установлено, что карбиды с ку­бическими решетками растворяют, например, значи­тельное количество карбида молибдена, тогда как об­ратная растворимость почти отсутствует. Систематиче­ские рентгенографические исследования растворимости карбида хрома в кубических карбидах проведены лишь в последнее время Хиннюбером и Рюдигером [35, 140]. По-видимому, растворимость Cr3C2 в кубических кар­бидах меньшая, чем Mo2C.

Все сказанное об образовании твердых растворов в двухкомпонентных системах в основном справедливо и для трехкомпонентных систем, что было доказано на твердых растворах TaC—NbC с карбидом молибдена [138]. Комбинируя наиболее интересные карбиды метал­лов групп IVa, Va и Via, получают карбидные пары, которые можно подразделить на шесть групп. В табл. 32 приведены эти группы карбидов и одновременно приведена их оценка, которая, по мнению Киффера и Кёльбля [55], характеризует техническое значение твер­дых сплавов из этих карбидных пар с точки зрения со­временного уровня твердосплавной техники. Возмож­ность практического применения сплавов уменьшается с увеличением характеристического числа.

Таблица 32

Бинарные сппавы карбидов

Группа IVa TiC, ZrC, HJC	Группа Va VC, NbC, TaC	Группа VIa CrsC2lMo2C
TiC-ZrC ZrC-HfC	VC-NbC NbC-TaC	Cr3C2-Mo2C
(2)*i (2)	(3) (3)	(5)
HfC-VC	TaC—Cr3C2
(1)	(4)
TiC-HfC ZrC-VC	VC-TaC NbC-Cr3C2
(1) (3)	(3) (4)
HfC-NbC	TaC-Mo2 С
(2)	(3)
TiC-VC ZrC-NbC	VC-Cr3C2 NbC-Mo2C
(1) (3)	(4) (3)
HfC-TaC	VC-Mo2C
(2)	(3)
TiC-NbC ZrC-TaC
(2) (3)
HfC-Cr3C2
(2)
TiC-TaC ZrC-Cr3C2
(2)*2 (5)
HfC-Mo2C
(2)
TiC-Cr3C2 ZrC-Mo2C
(2) (5)
TiC-Mo2C
(1)

41 Техническое значение сплава снижается с увеличением цифры, заключен­ной в скобках. *2 Содержание Cr3C2 До 10%.

Среди бинарных сплавов особое техническое значе­ние приобрели титанокарбидные пары, в частности спла­вы TiC-Mo2C, TiC-VC, TiC-NbC и TiC-Cr3C2. Си­стемы, содержащие ZrC и HfC, пока еще изучены не­достаточно.

Твердые сплавы на основе TiC—Mo2C

Первые твердые сплавы, применявшиеся для высо­коскоростного резания стали и других материалов, да­ющих сливную стружку (чистый твердый сплав WC—Со, как известно, применяется только для обработки чу­гуна и других материалов, дающих стружку надлома, или при обработке мягких и среднетвердых сталей, но со скоростями резания, превышающими лишь в 2—3 раза скорость резания быстрорежущей сталью), содер­жали значительное количество карбида титана наряду с другими карбидами металлов группы Via. Из этих сплавов первым был выпущен в 1930 г. сплав «Тита­нит S» (TiC—Mo2C—Ni) для обработки стали1. Твер­дость сплавов TiC—Mo2C—Ni, например, с 15% связу­ющего металла достигает максимальных значений при 55—80% TiC. Следует отметить, что сплавы этой систе­мы, отличающиеся высокой твердостью, превосходят по твердости сплавы наиболее технически важной системы WC—Со на 1—1,5 ед. HRA. Поскольку, однако, предел прочности при изгибе этих сплавов, имеющих плохую теплопроводность, составляет лишь 50—60% прочности сплавов WC—Со, они не могут заменить последние при обработке чугуна. В табл. 33 приведены данные твер­дости, предела прочности при изгибе и плотности неко-

Таблица 33

Свойства титаномопибденовых твердых сплавов со связками из Ni и Ni—Cr

	Состав, %	Плотность,	Твердость	Предел прочности
MO2C	TiC	Ni, Cr	Г/см3	По Роквеллу HRA	При изгибе, кГ/мм2
85	__	ISNi	8,8 5,5	82,5	60
—	85	15Ni	91,5	70
42,5	42,5	15Ni	6,9	91	90
30	55	15Ni	6,4	91,5	85
20	65	15Ni	6,2	92	80
12	73	15Ni	6,1	92	70
8	77	15Ni	6,0	92,5	70
3	82	15Ni	5,2	92	70
35	35	28Ni, 2Cr	7,1	86	110
15	58	25Ni, 2Cr	6,1	87	100
15	63	20Ni, 2Cr	5,9	87,5	100

1 Патент (австр.) № 160172, 1931 и др.

Свойства новых твердых сплавов на основе TiC—Mo2C

С TiC	Состав. % Mo2C	Ni	Плотность, с/см’3	Твердость по Роквеллу HRA	Предел прочности при изгибе, кГ/мм2
70,4	17,6	12	5,8	90.5	98—108
68,8	17,2	. 14	5,91	90,0	102—112
44	44	12	6,94	89,5	98—106
43	43	14	6,98	89,5	102—110

10% Ni (X2000)

Торых сплавов на основе TiC—Mo2C с различными связ­ками, главным образом с Ni и Ni—Cr. Сплавы с высо­ким содержанием никеля, хотя и имеют более высокий предел прочности при изгибе, из-за низкой твердости являются недостаточно износостойкими для обработки стали [3]. В результате проведения производственно-тех­нологических мероприятий в последнее время удалось значительно повысить предел прочности при изгибе сплавов с низким содержанием никеля (табл. 34). В на­стоящее время безвольфрамовые твердые сплавы на основе TiC—Mo2C являются наиболее перспективными и эффективными. Сплавы TiC—Mo2C—Ni с успехом применяют для чистовой обработки стали. На рис. 36

Рис. 36. Микроструктура сплава 72% TiC, 18% Mo2C и 10% Ni (X 2000^

Свойства твердых сплавов на основе TiC—Mo2C, пропитанных сплавом Ni—Cr

	I ^p О Ж т	Способ пропитки, со­	Пропитанный сплав
Йз О W	Сч га cJ	Став пропитывающе­		Твер­
•в CC О &	H^u О Q. H	Го сплава, режим		Свойства
	Ass	Пропитки	Состав, %	Дость HRA
1	97TiC,	Погружение в рас­	22,5Ni,	84,5—	Плотный,
	ЗМо2С	Плав, Ni-Cr 80/20, 1550° С, 3 мин, ва­куум	5,7Сг, 2,1 Mo2C, остальное TiC	85	Вязкий
2	95TiC, 5МО2С	Погружение в рас­плав,’ 72,7Ni. 17,3Cr, IOTiC, 1550° С, 3 мин, ва­куум	Не определяли	85	Плотный, вязкий
3	90TiC,	Метод накладки,	22,9№,	85-	Менее вяз­
	IOMo2C	Ni-Cr 80/20, 1400° С, 13 мин, ва­куум	5,5Сг, 7, IMo2C, остальное TiC	86	Кий, чем образцы 1 и 2
4	70TiC.	Метод накладки,	22,6№,	86—	Менее вяз­
	2 OMo2C	Ni-Cr 80/20, 1400° С, 15 мин, ва­куум	5,6 Cr, 21,4 Mo2C, остальное TiC	87	Кий, чем образец 3
5	50TiC,	Метод накладки,	22,3Ni	86-	Менее вяз­
	50MO2C	Ni-Cr 80/20, 1400° С, 15 мин, ва­куум	5,7Сг, 35,8Мо2С, остальное TiC	87	Кий, чем образец 4

Показана микроструктура твердого сплава с 72% TiC, 18% Mo2C и 10% Ni.

Киффер и Кёльбль [81] подробно исследовали спла­вы TiC—Mo2C со связками Ni—Cr и Со—Cr, получен­ные методом пропитки. Смесь из 3—50% Mo2C и TiC — остальное прессовали под давлением 4—6 Т/см2 и затем спекали в течение 2 ч при 1500° С в угольной трубчатой печи в атмосфере водорода. Полученные пористые кар­касные тела пропитывали соответствующим сплавом в вакууме. Во избежание растворения карбидного тела к пропитывающему сплаву добавляли некоторое коли­чество TiC. В табл. 35 приведены свойства сплавов на основе TiC—Mo2C, полученных пропиткой Ni—Cr. До­бавка Mo2C повышает твердость сплава, но снижает его

Состав каркасного тела, %

97TiC, ЗМо2С 95TiC, 5Мо2С

97TiC, ЗМо2С 95TiC, 5Мо2С

97TiC, ЗМо2С 95TiC, 5Mo2C

97TiC, 3Mo2C 95TiC, 5Mo2C

Состав пропитываю­щего сплава

80Co, 2OCr

72,7Co,

66C0, 28Cr, 6M0

65Co, 28Cr 6M0, 1С

Основе TiC—Mo2C, основе Со—Cr
Твердость HRA	Свойства,
Не менее 88	Весьма вязкий *
Не менее 88	Вязкий
Не менее 88	»
88,5	»
90—90,5	Пористый, менее вязкий, чем об­разцы 1 и 3
90,5	Пористый, менее вязкий, чем об­разцы 2 и 4
91	Пористый, менее вязкий, чем об­разцы 1 и 3
Не менее 91	Пористый, менее вязкий, чем об­разцы 2 и 4

97

Прим ечание. Вязкость определяли путем разрушения образцов удара­ми молотка.

Вязкость. В табл. 36 приведены свойства некоторых твер­дых сплавов на основе TiC—Mo2C, полученных пропит­кой сплавами Со—Cr и Со—Cr—Mo. Повышая давле­ние прессования (8—10 т/см2) или применяя предвари­тельное спекание (1600—2000° С), можно снизить пористость каркасного тела, а следовательно, и содержа­ние пропитывающего сплава. Сплавы, содержащие в ка­честве связки 10—16% Ni-Cr или 12—20% Со—Cr, можно успешно применять для обработки стали; эти сплавы всегда несколько более вязкие, чем обычные спеченные сплавы.

7—699

Твердые сплавы на основе TiC—VC

В табл. 37 приведены сплавы TiC-VC, TiC и VC с 10% Ni в качестве связки [15] [55]. Эффективность сплавов 3 и 4 при обдирочной и чистовой обработке стали ана­логична эффективности твердых сплавов WC—TiC—Со состава 78/16/6 или 76/15/9 [121, 122, 132, 133, 135, 141]. Сплавы типа 3 применяли во время второй мировой войны для пескоструйных сопел и в меньшем объеме для изнашивающихся деталей и т. п.

Таблица 37

Свойства сплавов на основе TiC—VC

Номер сплава	TiC	Состав, VC	0/ /0 Ni	Твердость по Роквеллу HRA	Предел проч­ности при изгибе, кГ/ммг	Плотность, г/см3
1	90	__	10	92,5	70—80	4,8
2	—	90	10	89	60—70	5,45
3	65	25	10	93,5	90—100	5,05
4	45	45	10	92,5	90-100	5,15
5	25	65	10	92	70-80	5-25

Сплав 5 с 65% VC из-за низкого предела прочности при изгибе не пригоден для грубых обдирочных работ. На рис. 37 показана микроструктура горячепрессован — ного сплава, соответствующего сплаву 4 (см. табл. 37); при чистовой обработке стали этот сплав обладает та­кой же эффективностью, как и твердый сплав WC— TiC—Со состава 78/16/6, а при обдирочной обработке достигает примерно 75% эффективности сплава WC— TiC-Co состава 76/15/9 [122, 133, 135].

Сплавы TiC—VC со связкой Fe, Ni и Со подробно исследовал Хольцбергер [135]. В табл. 38 приведены ве­личины твердости и предела прочности при изгибе не­которых исследованных сплавов. Использованные кар­биды ванадия содержали 15% C(V4C3) и 11% C(V2C). Максимальная твердость была достигнута при соотно­шении TiC к V4C3, равном 3 : 1.

Наилучшие показатели предела прочности при из­гибе получены при использовании в качестве связки сплава из 75% Fe и 25% Ni; при этом твердость ока-

С различными связками

Свойства твердых сплавов TiC—VC

Состав карбидов, %	Состав связующе­го металла, %	Твердость по Роквеллу HRA	Предел проч­ности при изгибе, кГ/мм2
22V4C31 +66Т1С	12Fe	91	58
(25/75)	9Fe +3 Ni	90,5	61
	12Со	89	58
	12Ni	87	56
16V4C3+72TiC	12Fe	90,5	61
(18/82)	9 Fe + 3Ni	90	62
12Со	89	61
	12Ni	86,8	57
22V2C*2+66TiC	9 Fe + 3Ni	91,8	75
(25/75)	12Co	91	70
12Ni	90	64
16V2C+72TiC	9Fe + 3Ni	91,5	77
(18/82)	12Co	90,7	73
12 Ni	90	66

*’ Содержание углерода-г 15%. *2 Содержание углерода~ 11%.

Зывается несколько ниже, чем в случае чистого желе­за, но выше, чем у сплавов со связкой из кобальта или никеля. Применяя карбид ванадия с 11% C(V2C), мак-

? ft « S

Ч

Л

*4 л

1

Рис. 37. Микроструктура сплава 45% TiC, 45% VC и 10% Ni, полученного горячим прессованием (X50Q)

7*

99

Стойкость при резании безвольфрамовых твердых сплавов

Состав, %	Содержа­ще СоСщ- %	Стойкость при реза­нии*, %	Вид износа	Напаива — емость
66TiC+22VC +	14,5	20	Выкрашивание	Плохая
+9Fe+3Ni
То же	13,5	40	Сильное истирание,	Хорошая
			Частичное выкрашива­
			Ние
» »	12,8	60	Небольшая лунка из­	»
			Носа, нормальное при­
То же+1,5Сг	12,7		Тупление
80	Нормальное притупле­	»
72TiC+16V2C +	12,8	40	Ние, частичное выкра­
+9Fe+3№			Шивание

* По сравнению с твердым сплавом WC—TiC—Co (78/56/6).

Симальную твердость получают при отношении TiC к V2C1 равном 3:1. Следует отметить, что низкое содер­жание связанного углерода, т. е. большое число дефек­тов решетки, приводит к большей твердости и более высокому пределу прочности при изгибе.

В табл. 39 приведены результаты практического оп­робования некоторых сплавов и сопоставлена их про­изводительность при обдирочных работах с производи­тельностью сплава WC—TiC—Со 78/16/6. Особо при­мечательным является влияние пониженного содержа­ния С и добавки 1,5% Cr.

В табл. 40 приведены данные Кёльбля об износе твердых сплавов TiC—VC при обдувке песком (приме­няли метод, аналогичный методу Аммана [141]). Путем горячего прессования можно достигнуть такой же ве­личины износа, как и у сплава WC—Со с 5% Со. У это­го сплава, изготовленного методом горячего прессования, в свою очередь обнаруживается 40% износа по сравне­нию с таким же сплавом, полученным обычным спекани­ем. В табл. 40 приведены данные о сплаве, состоящем из карбидов титана и хрома с 5% Cr. Согласно Кифферу [142], содержание более 10% хрома или карбида хрома приводит к повышению твердости и увеличению хруп­кости сплавов. Поэтому применение карбида хрома в бинарных или тройных сплавах строго ограничено.

Данные по нзносу твердых еппавов и твердых материалов, полученные методом пескоструйной обработки (по Кёльбпю)

Состав, %	Плотность, г/см3	Твердость HRA	Потеря в массе, г	Износ, мм*
65TiC, 25VC, остальное Fe и	5,7	92	1,4	190
Ni (обычное спекание)			0,38	70
65TiC, 25VC остальное Fe	5,9	94,5
И Ni (горячее прессование)	5,2	93	0,42	102
SOTiC, остальное Fe и Cr
(горячее прессование)		90	0,9	63
95 WC1 5Со	14,7
95WC, 5Со (горячее прессо­	15,0	92,5	0,35	22
Вание)			0,46	26
WC (литой)	16,3	93
Карбид бора (16,5 С)	2,45	95	0,010	4,5
95 карбида бора (20С), 5Fe	2,60	95	0,007	3,4

Из остальных бинарных сплавов, приведенных в табл. 32, определенное техническое значение имеют сплавы из TiC-ZrC, TiC-NbC[16], TiC-TaC и TaC — Mo2C для чистовой обработки. В табл. 41 приведены свойства некоторых сплавов этой группы [3, 55].

Таблица 41

Свойства бинарных безвопьфрамовых твердых еппавов

Состав, %	Количество	Плот­	Твердость по Pok-	Предел прочности
TiC	ZrC	NbC	TaC	Mo2C	Связующего металла, %	Ность, г/см1	Веллу HRA	При изги­бе, кГ/ммг
68,8	17,2	__	__	__	14Со	5,51	92,5	75—82
51,6	34,4	—	—	—	14Со	6,65	88,5	65-69
69,6	—	17,4	—	—	12Ni + ICr	5,6	89	84—90
72	—	18	—	—	IOCo	5,6	91	70—80
36	—	54	—	—	IOCo	6,1	90	70—80
18	—	72	—	—	IOCo	7,2	89	75-85
42,5	—	—	42,5	—.	15№	8,7	89	80—90
¦—	—	—	42,5	42,5	15Ni	10,6	87	60—70

Тройные и многокомпонентные сплавы

Поскольку возможности разработки сплавов исклю­чительно велики, а сплавы слишком мало систематиче.- ски исследованы, в данном разделе подробно рассмат­риваются только такие сплавы, техническое и экономи­ческое значение которых доказано опытным путем. Для некоторых других сплавов приведены только свойства.

В работе Киффера и Кёльбля [55] приведена схема тройных, четверных и многокомпонентных безвольфра­мовых сплавов из карбидов металлов групп IVa—VIa периодической системы:

Основа

Группа IVa (TiC—ZrC—HfC) 50% и более Группа Va (VC-NbC-TaC) 50/\ и более

Добавки

Группа VIa (Mo3C) 0-30% Группа VIa (Cr3C2) 0-10%

Группа Va (VC-NbC-TaC) 0-50% Группа IVa (TiC-ZrC-HfC) 0-50%

В этой схеме основными карбидами являются карбиды металлов группы IVa или карбиды металлов группы Va. Тройные сплавы могут быть образованы из двух групп периодической системы или из трех карбидов ме­таллов группы IVa или Va. Карбиды хрома и молибде­на вряд ли пригодны в качестве основных карбидов для режущих сплавов из-за недостаточной твердости и боль­шой хрупкости.

Исследования тройных и четверных безвольфрамо­вых сплавов показали, что разработанные Киффером[17]Сплавы на основе карбида титана и карбида ванадия имеют особое техническое значение. Эти сплавы в каче­стве заменителей и с экономической точки зрения пред­ставляют наибольший интерес. Практические исследо­вания сплавов TiC—VC—NbC, TiC—VC—TaC и TiC — VC—Mo2C показали, что при правильном дозировании третьего карбида эти сплавы имеют существенные пре­имущества перед бинарными сплавами из карбида ти­тана и сплавами из карбида ванадия как с точки зре­ния их производства, так и применения. Слишком низ­кие или слишком высокие добавки не дают никаких результатов или даже сказываются отрицательно.

Исследовали также тройные, системы TiC—NbC— TaC, TiC-VC-TaC, TiC-VC-NbC и TiC-TaC-Mo2C. Важные в техническом отношении сплавы, содержащие карбид молибдена, находятся, по-видимому, лишь в об-

Свойства тройных безвольфрамовых твердых сллавов с различными связками

	Состав, %		Количество свя­		Твердость	Предел
				Плот­	По POK-	Прочности
TiC	VC	NbC	TaC	Зующего металла.	Ность,	Веллу	При изги­
%	Г/см»	HRA	Бе, кГ/мм2
72	__	6	12	IOCo	5,7	91,5	85—100
45	—	15	30	IOCo	6,6	90,5	80—90
18	—	24	48	IOCo	7,7	90	75—85
61,6	17,6	8,8	—	9Fe + 3Ni	6,28	92,5	80—90
59,5	17	8,5	—	IlFe+ 4Ni	6,29	92	80-90
61,6	17,6	8,8	—	12Со	6,28	93	70—80
60,9	8,7	17,4	—	9Fe + 3Ni +ICr	5,6	90,5	60—70
53	20	10	5МОаС	6Fe + 3Ni +3Co	6,3	92	100—105

Ласти твердых растворов. В табл. 42 приведены свойст­ва некоторых исследованных сплавов.

Из четверных сплавов, по мнению Киффера и Кель — бля [55], техническое и экономическое значение имеют сплавы, состоящие из 45—65% TiC, 5—40% VC, 3— 25% NbC и 1 —20% Mo2C с 10—15% металла из группы железа. Они спекаются лучше, чем соответствующие сплавы на основе TiC—VC без NbC и Mo2C, и поэтому могут быть изготовлены с большей надежностью и без горячего прессования. По пределу прочности при изги­бе эти сплавы превосходят соответствующие бинарные сплавы. Сплав с 53% TiC, 20% VC, 10% Nb и 5% Mo2C (см. табл. 42) по износостойкости и надежности при изготовлении и применении довольно близок к сплаву WC—TiC—Со состава 78/16/6. Согласно Кифферу и Кельблю [18] [55], этот сплав, полученный обычным спекани­ем, обладает твердостью 91—92 HRA и пределом проч­ности при изгибе 90—105 кГ/мм2.

Литература

1. Becker К. Z. Physik, 1933, Bd 34, S. 185—198; Hochschnielzende Hartstoffe und ihre fechnische Anwendung, Verlag Chemie, Berlin, 1933, S. 98.

2. Skaupy F. Metallkeramik, 4. Aufl., Verlag Chemie, Weinheim, Bergstrafie 150, S. 198.

3. K i e f f e r R. Pulvermetallurgie und Sinterwerkstoffe, 2. Aufl., Springer—Verlag, Berlin (Qottingen) Heidelberg, 1948, S. 296— 305.

4. Beutel Н. Techn. Mitt. Essen, 1959, Bd 52, S. 218—228; Maschi — nenmarkt, 1960, Bd 66, № 11, S. 35—36; № 19, S. 35—41; 4. Fo — koma, Munchen, 1959, Bd 1, S. D127—D136.

5. Nishimatsu C., Quriand J. Trans. Amer. Soc. Metals. 1960 v. 52, p. 469—484.

6. Schwarzkopf P. Powder Metallurgy, Maciiiillan, N. Y., 1947, p. 207, 216.

7. Q о e t z e 1 С. Treatise on Powder Metallurgy, Intersci. Publ.. N. Y., 1950, v. 11, p. 131, 132, 135, 147, 1952, v. 111.

8. Engle E., Wu If f J. Powder Metallurgy, Am. Soc. Met., Cleve­land, 1942, p. 436—453.

9. Ammann E., Hinnuber J. Stahl und Eisen, 1951, Bd 71, S. 1Л81—1090.

10. KeUey F. Trans. Amer. Soc. Steel Treat., 1932, v. 19, p. 233— 243.

11. Мальков Л. П., ХохловаА. В. Редкие металлы 1935, т. 4, № 1, с. 10—23.

12. McKenna P. lnd. Engng. Chem., 1936, v. 28, р. 767—772.

13. McKenna P. Am. Inst. Min. Met., Engng, 1938 v. 128, p. 90—101.

14. Sukes W. Am. Inst. Min. Met. Engng., Techn. Publ., № 924, 1938.

15. Powe rs J., Loach W. Steel, 1953, v. 133, № 16, p. 93—96.

16. K i e f f e r R. a. o. Metall, 1959, Bd 13, S. 919—922.

17. P e t r d 1 i k M. u. a. Hutnicke Listy, 1957, sv. 12, s. 617—618; Neue Hiitte, 1958, Bd 3, S. 483—489.

18. Kieffer R., Benesovsky F. Hartstoffe, Springer—Verlag, Wien, 1963, S. 211, 278.

19. Hinnuber J. Techn. Mitt. Krupp, 1954, Bd 12, S. 5—12, 81—88; Techn. Mitt. Essen, 1954, Bd 47, S. 183—190; Symposium on Pow­der Metallurgy, 1954, Iron Steel Inst., L., 1956, p. 305—310.

20. H i n n u b e r J. Fortschrittliche Fertigung und moderne Werk — zeugmaschinen, Qirardet, Essen, 1954, S. 56—60; Techn. Mitt. Krupp, 1955, Bd 13, S. 66—68.

21. Bernard R. Metallurgia ital., 1955, v. 47, p. 245—250.

22. Agte C., Petrdlik M. Strojirenstvi, 1955, sv. 5, s. 358—362.

23. Agte C. Neue Hiitte, 1955, Bd 1, S. 333—338; 1957, Bd. 2, Si 537 544

24. Dufek V.^ Likes J. Hutnicke Listy, 1959, sv. 14, s. 791—796.

25. Hinnuber J. a. o. Powder Metallurgy, 1961, № 8, p. 1—24.

26. Palmquist S. Arch. Eisenhuttenwes., 1962, Bd 33, S. 629—633.

27. Kohlermann R., D iibel W. Neue Werkstoffe durch pulverme- tallurgische Verfahren, Akademie—Verlag, Berlin, 1964, S. 78—87.

28. IP ы б а л ь ч e н к о Р. В. и др. Изв. АН СССР, OTH Металлургия, и топливо, 1961, № 4, с. 83—89.

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

30. Dawihl W., Altmeyer Q. Ann. Univ. Saraviensis Naturwiss. Sci., 1960/61, v. 9, № 1/2, p. 121 — 161.

31. Boo ss H. Metall, 1957. Bd 11, S. 22—23.

32. Nowotny H. u. a. Berg — u. Huttenmann. Mh., 1951, Bd 96, S. 6-8.

33 Pfisterer H., Kasperek H. Z. Metallkunde, 1955, Bd 46, S. 574—578.

34. Carhoni Е. Metallurgie, Ital. 1962, v. 54, p. 505—515.

35 HinniiberJ., Riidiger О. Arch. Eisenhiittenwes., 1953, Bd. 24, S. 267—274; Iron Steel Inst., Spec. Rep. № 58, L., 1956, p. 53—58.

36. HinniiberJ. u. a.’ Arch. Eisenhiittenwes., 1956, Bd. 27, S. 259— 267; 2. Plansee Seminar, Reutte—Tirol, 1955, S. 130—153; Techn. Mitt. Krupp, 1954, Bd 16, S. 140-142.

37. Ludwig Ch., Hoffmann E. Fertigungstechnik, 1952, Bd 2, S 155 322

38. Witt’hof’f J. Werkstattstechn. und Maschinenbau, 1957, Bd 47, S. 603—610.

39. Agte C., Kohlermann R. Fertigungstechnik, 1958, Bd 8, S. 349—352; Technik, 1957, Bd 12, S. 686—689.

40. R a u h u t H. DIN Mitt., 1956, Bd 35, S. 463—466.

41. ‘Hilbes W. Techn. Mitt. Essen, 1959, Bd 52, S. 211—217.

42. Prospekt Carboloy Co., Detroit, 1951.

43. O g a w a K., Fukatsu T. Nippon Kinzoku Gakkai-Sci., 1957, v. 21, p. 286—290; Bull. Chem. Soc. Japan 1956, v. 29, p. 388—395.

44. Okubo D. a. o. J. Chein. Soc. Japan, i960, v. 63, p. 1149—1153.

45. Fukatsu T. J. Japan Soc. Powder Metallurgy, 1961, v. 8, p. 247—252.

46. Григорьева В. В., Клименко В. H. Цветные металлы, 1960, № 1, с. 61—70; Порошковая металлургия, 1962, № з, с. 86— 88

47. Lidman W., Hamjian Н. NACA, Techn. Note, № 249, 1951, 2731, 1952; J. Metals, 1953, v. 5, p. 696—699, Disk.; 1954, v. 6, p. 700.

48. Cech B. Hutnicke Listy, 1956, sv. 9, s. 419—424; 1958, sv. 13, s. 113—122, 955—960.

49. Григорьева В. В. и др. Вопросы порошковой металлургии, Изд-во АН УССР, Киев, 1958, т. 5, с. 80—89.

50. Merz A., Uhlmann J. Ber. II Internat. Pulvermet. Tagung Eisenach, 1961; Akademie-Verlag, Berlin, 1962, S. 431—435, 450.

51. P a 11 о n W. Iron Age, 1951, v. 168, № 17, p. 57.

52. Machinery. N. Y., 1951, v. 58, № 3. p. 185—186; Materials and Methods, 1951, v. 34, № 6. p. 69; Tool Engng., 1951, v. 27, Nov. p. 49; Iron Age, 1952, v. 169, № 1. p. 205.

53. Q i 11 e s p i e J. Wallace I. Steel, 1952, v. 130, № 16, p. 84.

54. Kennedy J. Steel, 1952, v. 131, № 5, p. 92—94; Materials and Methods, 1952, v. 36, № 2, p. 166—174; Precision Metal Molding 1952, v. 10, № 10, p. 105—108; Production Engng. 1953 v. 24 №8 p. 154—157.

55. K i e f f e r R., К б 1 b 1 F. Vortrag IPT Graz., 1948, Ref. № 28; Pow­der Met. Bull., 1949, v. 3, p. 4—17.

56. Me л ьн ич у к П. И. и др. ФММ, 1960, т. 9, с. 918—921.

57. Григорьева В. В., Кл и м е н к о В. Н. Сплавы на основе кар­бида хрома. Изд. АН УССР, Киев, 1961.

58. Григорьева В. В. и др. Порошковая металлургия, 1964 № 1, с. 77—80.

59. Зарубин Н. M., Трубников P А. Редкие металлы 1935, т. 4, № 2, с. 38—40; № 6, с. 18—23.

60. Uhlmann J. Wiss. Z. Techn. Hochsch., Dresden, 1960 Bd. 9 S. 119—202.

61. Pozzo R., West J. Cermets., Reinhold Publ., N. Y., 1960, p. 150—153.

62. Chech B. Hutnicke Listy, 1958, sv. 13, s. 113—123; Neue Hiitte1 1958, Bd 3, S. 300—302; Probleme der Pulvermetallurgie, Slov. Akad. Wiss., Bratislava, 1964, s. 39—51.

63. Crha Z. Probleme der Pulvermetalluegie. Slov. Akad. Wiss., Bra­tislava, 1964, s. 179—188; Hutnicke Listy, 1961, sv. 16, s. 421—424.

64. INCO, 1957, v. 27, № 1, p. 33.

65. Metal Progr., 1959, v. 76, № 1, p. 114.

66. CooperA., Colteryahn. NACA RM E51, 110, 1951.

67. Redmond J., Q r a h a m J. Metal Progr., 1952, v. 61, № 4, p. 67—70.

68. Blumenth al H. Silverman R. J. Metals, 1955, v. 7, p. 317—322.

69. Kundsen F., Moreland R., Qeller R. J. Amer. Cerans. Soc., 1955, v. 38, p. 312—323.

70. Pfaffinger K. Planseeber. Pulvermetallurgie, 1955, Bd 3, S. 17 33

71. Re d m о n d J. e. a. WADC 57—25, 1956.

72. Trent E., Carter A. Symposium on Powder Metallurgy, 1954, Iron and Steel Inst., L., 1956, p. 272—276.

73. Harrl-. Q. a. 0. Symposium on Powder Metallurgy 1954, Iron Steel Inst., L., 1956, p! 282—292.

74. H a vek ot te W. 2. Plansee Seminar, Reutte-’Tirol, 1955, S. lit— 129; Metal Progr., 1953, v. 64, № 6, p. 67—70; 1956, v. 69, № 4, p. 56—61.

75. Pfaffinger K — a. 0. A. Soc. Т. M. Spec. Techn. Publ. № 174, 1956, p. 90—99.

76. Skol nick L., Qoetzel C. A. Soc. Т. M. Spec. Techn. Publ. № 174, 1956, p. 103—109.

77. Goetzel C., Adamec J. Metal Progr., 1956, v. 70, № 6. p. 101 — 106.

78. Lavendel H., Qoetzel C. WADC Techn. Rep. 57—135, 1957.

79. Judkins M Metals for Supersonic Aircraft and Missiles. Amer. Soc. Met., Cleveland, 1958, p. 340—352.

80. WamboldJ., Redmond J. High Temperature Materials J. Wi — Iev, N. Y., 1959, p. 125—139; Cermets, Reinhold Publ. N. Y. 1960, p. 122—129.

81. Kieffer R. К о 1 b 1 F. Z. anorg. Chem., 1950, Bd 262, S. 229— 247; Berg — u. Hiittenmann. Mh., 1950, Bd 95, S. 49—58.

82. Б p о x и н И. С. и др. Твердые сплавы, Металлургиздат, 1960, т. 2, с. 135—147.

83. Spinner S. J. Res. Nation. Bur. Standards, 1961, v. 65, p. 89—

96.

84. Ellis J. Tool Engng., 1957, v. 38, № 4, p. 103—105; Iron Age, 1961, 2. March, p. 92—94.

85. E 11 i s J. a. 0. Proc. 16th Meeting Met. Powder Assoc., N. Y., 1960, p. 75—88.

86. Epner M., Gregory E. Trans. Metallurg. Soc. A. I. M. E., 1960, v. 281, p. 117—121.

87. P г о s p e к t. Ferro—TiC, Sintercast Corp., West Nyak, N. Y., 1961.

88. E p n e r M., Peckner D. Materials in Design Engng, 1962, v. 56, № 4, p. 114—115.

89. Q о e t z е 1 C., S к о 1 n i с к L. 2. Plansee Seminar, Reutte—Tirol, 1955 S. 92 98

90. Al ten werth F. Werkstattstechnik1 1963, Bd 53, S. 375—379.

91. Epner M., Gregory E. Planseeber. Pulvennetallurgie, 1959, Bd 7, S. 120—128; Cermets, Reinhold Publ., N. Y., 1960, p. 146— 149.

92. Ferro-TiC News, Prospekte Chromalloy, Corp., 1963—1964.

93. Баранов А. И. и др. Изв. АН СССР, ОТН, Металлургия и топливо, 1959, № 2, с. 43—47.

94. Быстр ов а К. А. и др. Изв. АН СССР, ОТН, Металлургия и топливо, 1960, В 4, с. 124—128.

95. Meyer О., EilenderW. Arch. Eisenhuttenwes., 1938, Bd. 11, S. 545—562.

96. Fink С., Meyerson G. Iron Age, 1932, v. 130, p. 8—9, 47.

97. Fink С. Foot Prints, 1933, v. 6, № 2, p. 1—15.

98. Зарубин H. M., Сытин M. В. Редкие металлы, 1935, т. 4, № 4, с. 21—25; Заводская лаборатория, 1935, т. 4, с. 431—437.

99. M е е р с о н Г. А. и др. Редкие металлы, 1936, т. 5, № 3, с. 38—46.

100. T р е т ь я к о в В. И., T и т о в Н. Д. Редкие металлы, 1934, т. 3, № 1, с 24—26.

101. Dawihl W. Z. Metallkunde, 1952, Bd 43, S. 20—22.

102. Takeda S. Sci. Rep. Tohoku. Univ. Honda—Festband, 1936, p. 864—881.

103. Лифшиц Б., Короткоручко А. Заводская лаборатория, 1941, т. 7, с. 202—204.

104. Agte С., Wehner R. Fertigungstechnik, 1956, Bd 6, S. 385— 388; Neue Hiitte, 1955, Bd 1, S. 333—338, 421—424.

105. KohlermannR., WehnerR. Technik, 1957, Bd. 12, S. 736— 746; Fertigungstechnik, 1957, Bd 7, S. 498—500.

106. Чапорова И. H., Щетилнна Е. А. Твердые сплавы. Me — таллургиздат, 1959, т. 1, с. 209—225; 1960, т. 2, с. 90—104.

107. Блатов В. Д. и др. Твердые сплавы. Металлургиздат, 1960, т 2 с 37 45

108. Tien Ke-Seng. Chosun Kwahak-won Tongbo, 1962, №~1, р. 8—9.

109. Edwards R., Raine Т. 1. Plansee Seminar, Reutte—Tirol, 1952, S. 232—243.

110. Kicffer R., Benesovsky F. Berg — u. Hiittenmann. Mh., 1949, Bd 94, S. 284 294.

111. Gur land’J.’, Norton J. J. Metals, 1952, v. 4, p. 1051—1056.

112. Gucer D. Planseeber. Pulvennetallurgie, 1960, Bd 8 S. 119— 121.

113. Agte C., Vacek J. Hutnicke Listy, 1953, sv. 8, s. 249—252.

114. D u f e k V. Neue Hiitte, 1959, Bd 4, S. 425—428.

115. PetrdlikM., D u f e k V. Hutnicke Listy, 1959 sv. 14, s. 786- 790.

116. Функе В. Ф. и др. Вестник машиностроения, 1962, т. 42 № 3, с. 79—82.

117. T р е т ь я к о в В. И. и др. Твердые сплавы, Металлургиздат, 1960, т. 2, с. 79—81.

118. Мальков Л. П., Виккер И. В. Вестник металлопромыш­ленности, 1936, т. 16, с. 75—82.

119. Функе В. Ф. и др. Изв. АН СССР, OTH Металлургия и топ­ливо, 1962, № 2, с. 113—118

120. K i е {f er R. Metall, 1950, Bd 4, S. 132—136,

121. F. I. А. Т. Final Rep. № 772, p. 23, 34.

122. В. I. О. S. — Final Rep. № 925, p. 23, № 1076, p. 35.

123. Sindeband S. Trans. Amer. I. M. E., 1949, v. 185, p. 198—202.

124. Tool Engng, 1955, v. 34, p. 124—125.

125. Tangermann E. Metalworking Production, 1956, v. 100, p. 516—522.

126. Aviation Week, 1956, v. 64, № 1, p. 41—42.

127. Hook R. Iron Age, 1957, v. 179, № 11, p. 134—136.

128. Binder I, Roth A. Powder Met. Bull., 1953, v. 6, p. 154—162.

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

130. DiCesare E. Symposium on Ceramic Cutting Tools. US Dep. Comm. PB 111757, 1955, p. 43—48.

131. Brewer R. Eng. Digest, 1959, v. 20, № 5, p. 205—208.

132. B. I. O. S. Final Rep., № 1385, p. 103.

133. Comstock Q. Iron Age, 1945, v. 156, № 9, p. 36A—36L.

134. Trapp Q. e. a. Symposium on Powder Metallurgy, Iron Steel Inst., Spec. Rep. № 38, L., 1947, p. 96.

135. Holzberger J, Krainer H. Diskussionsvortrag IPT, Qraz, 1948.

136. Q u r 1 a n d J. J. Metals, 1957, v. 9, p. 512—513.

137. Machinery, 1954, v. 85, p. 241—242.

138. Nowotny H., Kieffer R. Metallforschung, 1947, Bd 2, § 257 265

139. Nowotny H. u. a. Mh. Chem., 1959, Bd 90, S. 669—679.

140. R u d i g e r 0. Metall, 1953, Bd 7, S. 967—969; Techn. Mitt. Krupp, 1954, Bd. 12, S. 22—24; 1956, Bd 14, S. 136—139.

141. Ammann E. Z. techn. Physik, 1940, Bd 21, S. 332—335, Stahl u. Eisen, 1947, Bd 66/67, S. 124—126.

142. D. R. Q. M. 150555, 1941.

Глава III

ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ В КАЧЕСТВЕ ИЗНОСОСТОЙКИХ МАТЕРИАЛОВ

Твердые сплавы вначале нашли применение для из­готовления волок, т. е. в тех случаях, когда требуется высокое сопротивление истиранию. В связи с этим в дальнейшем речь будет идти прежде всего о примене­нии твердых сплавов в качестве износостойких мате­риалов. Если же эта область применения и отходит в известной мере на задний план по сравнению с при­менением твердых сплавов для резания, то в будущем, как это уже было в 1940—1945 гг. при массовом изго­товлении сердечников снарядов, соотношение может вновь стать обратным — применение твердых сплавов возрастет там, где потребуется высокое сопротивление износу.

Обширный контингент изнашивающихся изделий можно разделить соответственно их современному про­мышленному значению на следующие четыре группы:

Волоки;

Армированные твердыми сплавами детали бурового инструмента;

Сердечники снарядов;

Армированные твердыми сплавами быстро изнаши­вающиеся детали в машиностроении и приборострое­нии.

После того как подробно исследовали влияние доба — ок TiC1 ZrC, VC, NbC, TaCf Cr3C2 и Mo2C к твердым плавам WC—Co(Ni), осталось не изученным еще пове — ение HfC. Применение карбида гафния стало доступ­ным лишь в последние годы, когда окись гафния явилась продуктом отходов при получении чистого циркония для ядерной техники.

Таблица 24

Состав и свойства твердых сплавов, содержащих карбид гафния

Состав, %			Предел	Магнитное
				Плотность,	Твердость,	Прочности
WC	HfC	TiC	Co	SfCMi	KTfMMt	При изги­бе*,	Насыщение 4Я(У
					КГ/мм2
87	5		8	14,50	1450	150	150
83	10	¦—	7	14,40	1520	150	135
79,5	12,5	¦—	8	14,14	1450	150	149
89	15	—	6	14,35	1560	130	110
68	25	—	7	13,83	1500	140	128
84,5	5	4,5	6	13,60	1750	180	115
69	8	16	7	13,52	1670	140	115

* ±10 кГ/ммг.

Киффер, Бенезовский и Мессмер [16] провели под­робные исследования по замене карбидом гафния кар­бида титана в классических сплавах WC—TiC—Со, а также карбида тантала в некоторых промышленных сплавах WC—TiC—TaC—Со. В табл. 24 приведены со­став и свойства исследованных сплавов. Несмотря на то что содержащие HfC твердые сплавы изготовляли в не­благоприятных производственных условиях, при точении стали и чугуна получили хорошие результаты в сравне­нии со стандартными высококачественными сплавами. Хотя HfC и не является пока с экономической точки зрения заменителем карбида титана, он может полно­ценно заменить TaC, так как превосходит его по твер­дости и вязкости (см. табл. 22). Техническое значение добавки HfC к сплавам WC—TiC—TaC-Со Киффером, Бенезовским и Мессмером подробно не изучено.

С точки зрения структуры содержащие HfC твердые сплавы не отличаются от обычных многокарбидных твердых сплавов WC—TiC. Наблюдаются округлые зер­на фазы твердого раствора HfC—WC или HfC—TiC— WC наряду с угловатыми кристаллами WC и связующей кобальтовой фазой.

Твердые сплавы WC—Mo2C—TiC—Ni(Co)

Технически большее значение, чем сплавы WC— Mo2C-Ni(Co)[7] [3, 98, 118, 119] и Mo2C-TiC-Ni(Co) (см. раздел «Безвольфрамовые твердые сплавы»), име­ют сплавы, состоящие из всех трех карбидов [3, 118]. В табл. 25 приведены свойства некоторых таких сплавов. Добавки Mo2C к сплавам WC—TiC—Со повышают твер­дость за счет прочности. При большом содержании Mo2C можно повысить вязкость сплава, применяя в ка­честве связки вместо кобальта никель. Сплавы на ос­нове Mo2C—WC—TiC хорошо зарекомендовали себя при обработке стали, однако, они менее прочны и вязки, чем соответствующие сплавы, не содержащие Mo2C.

Таблица 25

Свойства твердых сплавов WC—Mo2C—TiC С различными связками

Номер сплава	Состав, %	Твердость по Роквел — лу HRA	Предел проч­ности при изгибе, кГ! мм3
WC*	Mo2C	TiC	Ni	Со
1	76	1	16	1	6	91	120
2	76	2	16	—	6	91	115
3	73	5	16	3	3	91	100
4	60	16	16	8	—	91	100
5	60	16	16	—	8	91,5	85
6	30	30	25	15	—	91	85
7	15	30	45	5	5	91	90
8	15	30	40	10	5	91	100
9	15	15	55	5	5	91	100
10	18	10	65	2	5	92	95

* Исходная величина зерна 1—8 мкм.

Сплавы № 1, 2 и 4, приведенные в табл. 25, сыграли определенную роль в 1931 —1933 гг., однако были вытес­нены позднее сплавами сходного состава, не содержащи­ми Mo2C. Сплавы № 5, 6, 7 применяли во время второй мировой войны в целях экономии WC. В настоящее вре­мя эти сплавы вновь начинают применять при обработке стали на высоких скоростях резания.

Сплавы на основе WC—ZrC

Пригодность твердых сплавов WC—ZrC—Со к обра­ботке материалов, дающих сливную стружку, очень под­робно исследована Киффером [120]. В табл. 26 приведе­ны свойства этих сплавов и эффективность их примене­ния, полученная при точении стали, в сравнении со спла­вами WC—TiC—Со.

Таблица 26

Свойства и стойкость при резании твердых сплавов

WC—ZrC—Co и обычных сппавов WC—TiC—Co

Состав, %

78WC,.16ZrC, 6Со 78WC, 16TiC, б Со 75,5WC, 16ZrC, 8,5Со 75.5WC, 16TiC, 8,5Со 87,5WC, 4ZrC, 8,5Со ‘ 87,5WC, 4TiC, 8,5Со

Твердость по Pоквел лу HRA

Не более 90 Не менее 91 89

90,5

89

О —

X 4) УО О X

Cg

S St=S

,S1St — Сн«

Ч

С

95 110 100 120 125 155

89,5

Стойкость при резании стали SM»

11,3 11,2

11.3

10,9 13,0

13.4

Ширина Площадки Износа, MM	Скорость резаиия, MjMUH
0,300	140
0,205	140
0,395	120
0,255	120
0,250	85
0,185	85

81

* CT8 =85 кГ/мм2, а = 5 мм, s=0,8 мм, ^ = IO мин.

Готового твердого раствора ZrC—WC получают вполне равноценные твердые сплавы почти с такой же произво­дительностью резания (табл. 27). Влияние ZrC в твер­дых сплавах WC—TiC-Co и WC—TiC—TaC(NbC)—Со заслуживает обстоятельного изучения.

Таблица 27

Свойства и стойкость при резании сплавов WC—ZrC—Со в сравнении со сплавами WC—TiC—Co

Стойкость при резаиии стали SM

Squ

АЭ о

=S:

SS

А м о ^ я о HQ-

Состав,

Л.

О s J

° я 5

S

О Л

* ? «а о й-5?

T^ Sr S

OJ СД

69WC, 25ZrC, 6Со

78WC, 16TiC, 6Со

83.5WC, 8ZrC, 8,5Со 86,5WC, STiC, 8,5Со

Не менее

10,9

11,2

12,9 13,4

90

110

125 155

0,205

0,200

0,180 0,180

140

140

83 85

+ 91 Не менее + 91 89,5

Свойства твердых сплавов WC—VC-Со, WC—NbC—Co и WC — карбид хрома — Со

Состав, %	О с
					И >> О ^	O. S С о. Э ь S^	Обрабатываемый мате­
О ?		О	Ю S		О ч И о	Риал
О >	.о Z	•2 сч Р. А х	5	QJ X Cv a og	¦3-8 С я s и
94	1	__		5	91,5	140—160	Чугун и твердый чугун
89	5	—	—	5	92	120—140	Чугун (охрупчивание)
79	JO	—	—	5	92	100—120	Чугун (возрастающее
						160—180	Охрупчивание)
94		1	—	5	91,5	Чугун и твердый чу­гун
93	—	2	—	5	91,5	155—175	Чугун и твердый чу­гун
90	—	5	—	5	91	145—170	Чугун и твердые стали
85	—	JO	—	5	90,5	140—160	Чугун и сталь
75	—	20	—	5	Не более 90	120—140	Мягкие стали
94,5	—	—	0,5	5	91,5	150—160	Чугун, волоки, песко­
						130—140	Струйные сопла
94	—	—	1	5	92	Охрупчивание
90		—	5	5	93	80—100	Сильное охрупчивание

Л

Чугун и Чугун Тдердый и чугун ^ сталь Стань 210

Сплавь/, палоприпенцнше На практике

Y0

% 170

Aj’ %

90

70 50 30

! I Vv1	I I
JV^vv,	3 I / I
	V I
		Л
!
J j	I	I
I I i-i
I I I I	I … I

1S00X

J

1700%

1500

О 10 20 30 40 50 60 70, 80 TaC (NbC) ,% (по пассе)

Рис. 31. Зависимость предела прочности при изгибе и твердо­сти сплавов WC— TaC(NbC) — Со от содержания TaC(NbC):

7—предел прочности при изгибе; 2 — твердость; 3 — 8—9% Со; 4—5—6%Со; 5 — 6% Со

Киффер [3] исследовал влияние увеличения содержа­ния TaC (или TaC-NbC) на твердость и предел проч­ности при изгибе сплавов WC—Со, а также на их рабо­тоспособность при обработке резанием материалов, да-

Свойства сплавов WC—TaC—Co и WC—TaC—NbC—Co

Состав, %	Твердость по Рок­веллу HRA	Предел прочности при изгибе кГ[ мм2	Плотность, Г/см3	Обрабаты­ваемые материалы
WC*’	TaC или TaC/NbC*2	Со
94 91,5 92	ITaC, NbC 2ТаС NbC 3 TaCi NbC	5 6,5 5	-90,5 90,5 90,5	160 180 160	14,6 14,4 14,2	Твердый чугун Чугун
84 81	IOTaC 1ITaC/NbC	6 8	89,5 —90	160 145	14,5 13,7	Чугун и Сталь
79 74 67 62	15ТаС 20TaC/NbC 25ТаС 25TaC/NbC	6 6 8 13	-90 —90 89 88	150 100 120 130	14,4 13.2 14.3 13,0	Все виды сталей
64 54 19 0	ЗОТаС 40TaC’NbC 75TaC NbC 94ТаС	6 6 6 6	89,5 89 88 82,5	120 100 80 90	14,3 11,9 10.3 13,8	Мягкие стали
94 J 0 *’ Исходная величии	6 I 91 J 180 I 14,9 I Чугун Зерна 1—8 лкм. » TaC : NbC=3 : 2.

Юшдх сливную стружку и стружку надлома. Результаты исследования приведены в табл. 22 и на графике (рис. 31), где нанесена кривая для сплава с 8—9% Со. В пределах заштрихованных областей возможно про­мышленное изготовление таких сплавов. Сплавы с 1 — 3% TaC—NbC особенно пригодны для обработки чугу­на, в том числе твердого чугуна. За последнее время на­блюдается тенденция улучшения сплавов WC—Со с низ­ким содержанием Со путем присадки 1—3% TaC(NbC) или при известных условиях в сочетании с 0,5—2% TiC.

В пределах между 3 и 10% TaC—NbC лежат сплавы, которые (особенно при малом содержании Со) применя­ют в качестве универсальных для обработки мягких чу­гуна и стали, а между 10 и 30% TaC—NbC — промыш­ленные сплавы для обработки стали. При большем со­держании TaC или TaC—NbC твердость сплавов недостаточна для экономичной обработки даже мяг­ких сталей. Для резания чугуна теплопроводность этих сплавов слишком мала.

Таким образом, сплавы WC—TaC(NbC)—Со по сво­ему техническому значению, в частности по пригодности к обработке материалов, дающих сливную стружку, уступают сплавам WC—TiC—Со или WC—TiC— TaC(NbC)-Co. Добавки 0,5—20% TaC(NbC) (пред­почтительно 2—10%) представляют интерес с точки зре­ния универсальных сплавов и твердых сплавов для об­работки материалов, дающих стружку надлома [116].

Твердые сплавы, изготовленные в многочисленных вариантах в лабораторных условиях и частично прове­ренные па практике, но не получаемые в настоящее вре­мя в производственном масштабе, можно разделить по составу и областям применения на следующие группы: WC с различными связками (твердые сплавы из других карбидов и твердых материалов рассматри­ваются в разделе безвольфрамовых твердых спла­вов) ;

Твердые сплавы WC—TiC—Со;

Твердые сплавы WC—TaC(NbC)—Со;

Твердые сплавы WC—TiC—TaC(NbC)—Со;

Твердые сплавы WC—HfC—TiC—TaC—Со;

Твердые сплавы WC—Mo2C—TiC(Co);

Твердые сплавы WC—ZrC—Co(Ni);

Твердые сплавы WC—VC, WC—Cr3Q и WC—NbC —

Co(Ni);

Безвольфрамовые твердые сплавы.

WC с различными связками

Попытки замены кобальтовой связки железом, нике­лем или сплавами Ni—Cuy Ni—Fe, Ni—Cr, Ni—Mo, Ni— Fe—Mo, Co—W, Со—Cu, Co-Mo [93, 94], Co-Cr [93, 94], Co-Al [93, 94], Со—Mo—Cu, Fe-Ni-Cr и т. п. [3, 14, 23, 59, 95—108] в качестве связующих металлов не привели к заметному техническому улучшению (табл. 19). Прочность вольфрамокарбидпых сплавов с железной и никелевой связками составляет лишь 40— 60% и со связками Fe-Ni н Fe-Ni-Mo 60—90% проч­ности сплавов с кобальтовой связкой. Причиной сниже­ния прочности является большая способность железа и никеля растворять карбид вольфрама в твердом состоя­нии [102, 109], а также склонность к образованию хруп­ких двойных карбидов типа NUW^Ci, или FtxWxCy. Да — виль [101], исследовавший влияние Со, Ni и Fe в качестве связующего металла при спекании карбида вольфра­ма, полагает, что преимуществом кобальта является его способность тонко размалываться и образовывать по­верхностные диффузионные слои на зернах карбида вольфрама, препятствующие росту кристаллов WC-

Свойства WC-твердых сплавов с различными связками

Состав, %	Твердость no Роквеллу HRA	Предел прочности при изгибе, кГ/мм1
94 WC, 6 Со	90-91	140—170
94 WC, 6 Ni	89	90—110
94 WC, 6 Fe	90	80—100
92 WC, 8 Со/W (50/50)	92	100—130
92 WC, 8 Со/Мо (50/50)	92	80—100
92 WC, 8 Со/Сг (50/50)	92	120—140
92,5 WC, 5,5 Со, 2 Fe	91	120-150
93 WC, 5 Со, 2 Ni	90,5	130-160
84 WC, 6 Ni, IOMo	89	80
93 WC, 6 Ni, 1 Cu	88,5 ‘	90—105
90 WC, 8 Ni, 2 Cu	88	95—115
93 WC, 3,5 Ni, 1 Со, 2,5 Fe	91	120—150
90 WC1 6Ni, 2Мо, 2Fe	90,5	110—120
90WC, 8Ni, 2Cr	90,5	110—120
90WC, 7Fe, INi, 2Cr	90,5	90-110

Частичная замена кобальта (до 30%) железом или никелем приводит к образованию более твердых и хруп­ких сплавов в первом случае или несколько менее твер­дых сплавов во втором. Однако прочность в обоих слу­чаях несколько снижается. Частичная замена кобальта или никеля хромом, молибденом или вольфрамом сво­дится к уменьшению содержания вязкого цементирую­щего металла и приводит к полному связыванию сво­бодного углерода и образованию менее вязкого цементи­рующего сплава, содержащего Cr, Mo или W.

Техническое значение имеют коррозионностойкие связки на основе Ni—Cr или Pt, а также (с точки зре­ния сырья) связки Ni—Fe [23, 104, 105]. В то время, как в твердых сплавах WC—TiC—Со связка Ni—Fe (1 : 3) по своим свойствам примерно аналогична кобальту в твердых сплавах WC—Со, свойства связки иные [105].

Магнитные и физические свойства вольфрамокарбид — ных сплавов с никелевой связкой исследованы А. Корот — коручко и Б. Лившицем [103]. Наивысшие показатели твердости (85HRA) и предела прочности при изгибе (90 кГ/мм2) получили при содержании никеля 10% и температуре спекания 1450° С.

Добавки меди к связующей фазе не способствуют за­метному повышению твердости и пределу прочности при изгибе, однако значительно снижают активность сплавов к спеканию. С чисто медными и серебряными (или дру­гими благородными металлами) связками сплавы полу­чают методом пропитки [81, 110, 111].

В патентной литературе[6] [7] имеется много сообще­ний о различных связующих сплавах, однако ни один из этих сплавов по своим свойствам не может полностью заменить кобальт.

В последнее время в качестве уплотнительных мате­риалов предложили вольфрамокарбидные (титанокар — бидные) твердые сплавы со связками из олова, свинца, висмута, цинка, магния, алюминия или кадмия, которые можно изготовлять обычным спеканием или методом пропитки [112].

Твердые сплавы WC—TiC—Со

В табл. 20 приведены свойства сплавов WC—TiC— Со (изготовленных Киффером [3] опытным путем) с раз­личным содержанием карбида титана и кобальта (1— 75% TiC, 5—15% Со). Из данных этой таблицы следует, что с увеличением содержания кобальта предел прочно­сти при изгибе сплавов с низким содержанием TiC воз­растает сильнее, чем сплавов с высоким содержанием TiC. Лишь для безвольфрамовых титанокарбидных твер­дых сплавов с содержанием связующего металла выше 20% можно получить предел прочности при изгибе 150 кГ/мм2 и более.

Агте с сотрудниками [23, 39, 113] описывает высоко­эффективные твердые сплавы с малым содержанием связующего металла (1—3% Со), а также со связкой Ni—Fe. Применяя WC с незначительным недостатком углерода и связку Fe—Ni (3: 1), можно при вакуумном спекании избежать появления т]-фазы и получить спла­вы, аналогичные сплавам WC—TiC—Со. По твердости и пределу прочности при изгибе эти сплавы почти одина­ковы; интенсивность износа этих сплавов меньше, чем у сплавов с кобальтовой связкой (табл. 21) [39].

Свойства твердых сплавов WC—TiC-Co

WC*	Состав, % TiC	Со	Твердость по Роквеллу HRA **	Предел прочности при изгибе, *2 кГ/ммг	Плотность, г/см1
94	1	5	90,5	150	14,6
92,5	2,5	5	90,5	140	14,2
91,5	2,5	6	90,5	150	—
87,5	2,5	10	89,5 88	180	14,0
84,5	2,5	13	200	13,9
82,5	2,5	15	87	210	—
90,5	4,5	5	91	130	13,5
85,5	4,5	10	89,5	160	13,4
82,5	4,5	13	89	170	—
80,5	4,5 8	15	87,4	180	—
85	7	90	140	12,9
79	8	13	89	160	—
82	12	6	90,5	115	12,2
80	12	8	90	130	—
78	12	10	89,5	140	12,0
73	12	15	88,5	150	—
79	16	5	91	100	11,2
78	16	6	91	108	11,2
77	16	7	90,5	ПО	11,1
76	16	8	90,5	120	—
75	16	9	90	120	10,9
74	16	10	89,5	125	—
71	16	13	89,5	135	—
69	25	6	92,5	80	9,9
62	25	13	91	85	—
45	45	10	92	85	7,9
30	60	10	92	80	—
11	75	14	92,5	80	6,9

*’ Исходная величина зерна 1—8 мкм. *2 При благоприятных условиях изго­товления можно повысить твердость на 0,5—IHJM и предел прочности при изгибе на 10-20%.

Свойства титановольфрамовых твердых сплавов с различными связками

Состав, %	Плотность, г/см3	Твердость NRA	Предел прочности при изгибе, кГ/мм2
WC	TiC	Co	Fe-Ni
100					15,07	92,5	63
99	—		1	—	15,0	92	60
85	15		__	____	11,74	93	48
84	15		1	____	11,61	92,5	91
73,5	24		2,5	—	10,23	92	81
97,5	—		2,5	—	15,0	92,5	80
78	16		__	6	—	91,5	113
78	14		__	8	—	90,5	124
88	5		—	7	—	90	134

Комшток предложил заменить твердые сплавы WC — TaC — Со и WC-TiC — Со четырехкомпонентными сплавами WC—TiC—TaC—Со Эти сплавы, содержащие в более широких пределах 35—80% WC, 5—45% TaC, 0,5—30% TiC и 1—30% связующего металла из группы железа и в более узких пределах 50—70% WC, 10— 35% TaC, 3—10% TiC и 5—15% связующего металла, имеют несколько большую вязкость, чем чистые сплавы WC — TiC.— Со, и более высокую стойкость при резании, чем сплавы WC — TaC — Со. Необходимо отметить так­же их меньший износ по передней поверхности инстру­мента при обработке стали. Сплавы WC—TiC—TaC— Со нашли широкое применение в США, где они почти пол­ностью вытеснили сплавы WC—TiC—Со и WC—TaC— Со; в течение последних десяти лет эти сплавы с успехом применяют и в Европе. Правда, сплавы WC-TiC — TaC(NbC)—Со дороже сплавов WC — TiC — Со из-за высокой стоимости сырья. Особенно это относится к сплавам с высоким содержанием TaC. Аналогичное яв­ление наблюдается и при полной или частичной замене TaC пока еще дорогим HfC [16].

Систематические исследования влияния TaC или TaC — NbC на твердые сплавы WC — TiC — Со провел Киффер [3, 17].

Из сопоставления сплавов WC — TiC — Со без доба­вок карбида тантала и с добавками его (причем приня­ли, что по производительности резания 1 % TaC соответст­вует 0,5% TiC) следует, что TaC(NbC) повышает предел прочности при изгибе на 5—15% (табл. 11). Киффер по­лагает, что это объясняется способностью TaC образовы­вать твердые растворы й препятствовать росту зерна карбидных фаз. Данное явление обнаружили в твердых сплавах WC-TaC-Co и WC—Со с присадками 1— 2% TaC—TiC или TaC—VC-твердых растворов. Иссле­дование системы WC — TiC — TaC [18] показало, что до­бавка TaC снижает растворимость WC в TiC, увеличи­вая, таким образом, количество вязкой матрицы WC — Со; однако производительность резания при этом не по-

Тзблица 11

Влияние добавок TaC на свойства сплавов WC—TiC—Со

	Ж» И Х>		? H	Предел	TiC,	И		?	Предел
TiC, %	Со,	U	Прочности	Дз	Со,	И	Прочности
?	%	«	При изгибе,	%	Z	%	О	При изги­
	4		КГ/мм’		I И		TU rv	Бе, кГ/мм*
	?		На;			H		На;
40,5	0	6,5	92—	80—90	13	4	8,5	90	155—165
		93
38	5	6,5	92	95—105	7,5	0	9	89	150—160
20,5	0	7,5	91,5	115—125	5	5	9	89	175—190
18	5	7,5	91	130—140	7	0	6,5	91	130—140
15	0	8,5	90	130-145	4	6	6,5	91,5	150—170

* WC — остальное

Смеси карбида WC с твердым раствором TiC — TaC и Со;

Смеси карбида WC с твердыми растворами TiC — WC и TaC-WC и Со;

Смеси карбида WC с твердым раствором TiC — TaC-WC и Со;

Псевдотройной твердый раствор WC — TiC — TaC с Со. Здесь перечислены не все варианты получения

700 ^ IS

1

600 ^

К ё ?

500

I * W J

I

300^

350

Il

5 vC

? ^ 250 S ^

150

TH

50

№

2000

WOO

К L