физико-химические основы производства абразивных
advertisement
Министерство образования и науки Российской Федерации Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет Волжский институт строительства и технологий (ВИСТех) (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета 2 УДК 621.922 ББК 35.46 С 47 Рецензенты: Ю. Н. Полянчиков, доктор технических наук, профессор, зав. кафедрой технологии машиностроения Волгоградского государственного технического университета; А. П. Бабичев, заслуженный деятель науки и техники РФ, доктор технических наук, профессор кафедры технологии машиностроения Донского государственного технического университета А. В. Славин, Ю. С. Багайсков, В. М. Шумячер Публикуется по решению редакционно-издательского совета ВолгГАСУ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОИЗВОДСТВА АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ С 47 Славин, А. В. Физико-химические основы производства абразивных инструментов : монография / А. В. Славин, Ю. С. Багайсков, В. М. Шумячер ; М-во образования и науки Рос. Федерации, Волгогр. гос. архит.-строит. ун-т, ВИСТех (филиал) Волгогр. гос. архит.-строит. ун-та. Волгоград : ВолгГАСУ, 2013. 157, [1] с. ISBN 978-5-98276-577-2 Монография Для научных работников, инженеров машиностроительной отрасли промышленности, преподавателей, аспирантов и студентов технических вузов. УДК 621.922 ББК 35.46 ISBN 978-5-98276-577-2 Волгоград ВолгГАСУ 2013 Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет», 2013 3 Содержание Предисловие ………………………………………………………… Введение……………………………………………………………… 1. Физико-химические процессы в технологии абразивных инструментов……………………………………………………………… 2. Смешивание компонентов смеси при изготовлении абразивных инструментов…………………………………………………… 2.1. Кинетика образования и разрушения структур в трехфазных системах при вибрации……………………………….. 2.2. Модель элемента структуры трехфазных систем………… 3. Регулирование структурообразования в двух- (Т–Г) и трехфазных (Т – Ж – Г) системах в динамических условиях……………… 3.1. Высокодисперсные порошкообразные материалы………. 3.2. Трехфазные системы с высоковязкой жидкой средой…… 3.3. Трехфазные системы с маловязкой жидкой средой……… 4. Формирование заготовок абразивного инструмента…………… 5. Влияние структурно – механических характеристик абразивных инструментов на их эксплуатационные свойства…………………… 5.1. Общая характеристика композиционного материала абразивных инструментов ……………………………………………… 5.2. Формирование структуры и структурно – механические свойства материала инструментов на керамической связке…….. 5.3. Рецептурные и технологические параметры, особенности свойств абразивных инструментов на полимерных связках…….. 5.4. Влияние характеристики абразивных инструментов на их эксплуатационные и качественные показатели…………………... 6. Процессы разрушения и формирования структуры материала абразивных инструментов на различных связующих…………………… 6.1. Модели прочности композиционного материала с учетом дисперсности абразива, содержания пор, модуля упругости связующего ……………………………………………………………. 6.1.1. Анализ хрупкого разрушения…………………………. 6.1.2. Особенности упруго-пластического разрушения……. 6.2. Закономерности взаимодействия в контакте абразив – связка в зависимости от характеристики инструмента……………….. 6.3. Формирование структуры материала абразивных инструментов……………………………………………………………… 6.3.1. Общие принципы формирования структуры композиционного материала…………………………………………… 5 6 7 15 15 20 30 30 33 43 49 63 63 64 69 73 78 78 78 91 98 103 103 4 6.3.2. Условия обеспечения максимальной плотности распределения компонентов……………………………………… 6.3.3. Формирование пористой структуры материала с введением порообразователей……………………………………. 6.3.4. Строение композиционных материалов инструментов, изготовленных различными технологическими методами… 7. Совершенствование составов и технологических параметров изготовления абразивных инструментов на керамической связке…….. 7.1. Физико-механические показатели материала абразивных инструментов в зависимости от типа структуры и степени твердости………………………………………………………………… 7.2. Влияние на структурно-механические свойства материала инструмента содержания мелкозернистого наполнителя, дополнительного введения борного стекла и помола связки………….. 7.3. Особенности структурообразования и физико-механические свойства высокопористых абразивных инструментов…………. 7.4. Оптимальные составы абразивных смесей и технологические параметры изготовления инструментов различного назначения, их работоспособность…………………………………….. 7.4.1. Инструмент с различным сочетанием структура – твердость ………………………………………………………. 7.4.2. Высокопористый инструмент с порообразователем… Заключение …………………………………………………………….. Библиографический список ………………………………………… 107 111 117 119 119 124 128 137 137 139 146 147 5 6 Введение Предисловие Данная монография посвящена вопросам исследования поведения дисперсных систем (абразивных смесей) при изготовлении абразивного инструмента. С позиций системного подхода, базирующихся на положениях физико-химической механики дисперсных систем, описаны технологические операции при изготовлении абразивного инструмента. Выявленные механизмы позволили сформулировать технологические принципы изготовления абразивного инструмента. Установлено влияние структурно-механических характеристик абразивного инструмента на его эксплуатационные показатели. Повышение эффективности финишной обработки связано с совершенствованием технологии производства абразивного инструмента. Изготовление абразивного инструмента является сложным физикохимическим процессом, который связан с реализацией смешивания компонентов до достижения определенной однородности их распределения, формования заготовок, термической обработки. Техпроцесс изготовления абразивного инструмента представляет собой совокупность операций: дозирование, смешивание, формирование заготовки, термообработка. Однако при таком подходе в поля внимания остаются важнейшие физико-химические процессы в материале на каждом переделе. Без знания и регулирования физикохимических процессов на границе раздела фаз (зерно, связка, увлажнители) невозможно обеспечить качество продукции. По этой причине появление брака изделий на каждой операции невозможно оценить. В работе предпринята попытка с позиций физико-химической механики дисперсных систем описать основные процессы в технологии изготовления абразивного инструмента, что позволит снизить брак и поднять качество продукции. 7 1. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ТЕХНОЛОГИИ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ Традиционный подход к разработке методов производства дисперсных материалов, наполненных твердой фазой, основан на решении конкретных технологических задач без учета особенностей физикохимических процессов, протекающих при получении таких материалов. Большой вклад в обеспечение прочности и других технических свойств высоконаполненных материалов вносят процессы структурообразования. Начальные стадии процессов получения дисперсных композиционных материалов, содержащих твердые фазы, обычно связаны с переходом двухфазных порошкообразных систем типа Т—Г при введении жидкой среды в трехфазные системы Т—Ж—Г. Этот переход, осуществляемый в динамических условиях вынужденной конвективной диффузии, может приводить к формированию двухфазных систем Т—Ж в результате удаления газовой фазы. В большинстве случаев, при получении высоконаполненных дисперсных материалов, этот переход ограничивается формированием трехфазных систем Т—Ж—Г, отверждением которых завершается производство таких материалов. Совокупность процессов, сопутствующих этому переходу, определяется физико-химическими закономерностями структурообразования. Процессы, протекающие на начальных стадиях получения дисперсных материалов преимущественно в период коагуляционного структурообразования, существенным образом сказываются на свойствах отвержденных дисперсных композиций, содержащих различные связующие и наполнители [1, 2]. Особенности формирования структуры в двухфазных Т—Г и трехфазных Т—Ж— Г системах, высоконаполненных твердой фазой, целесообразно рассмотреть на примере абразивных материалов с керамическим связующим как типичных представителей этого рода дисперсных композиционных материалов. Выбор таких дисперсных материалов для иллюстрации методов регулирования процесса структурообразования дисперсных композиций обусловлен следующими обстоятельствами. Многие из применяемых в технике дисперсных материалов получают на основе высокодисперсных твердых компонентов, содержащих также грубодисперсную фазу (техническая керамика, бетоны, металлокерамика и т. п.). Одним из компонентов, из которых формируется структура абразивного материала после отверждения, часто является жидкая дис- 8 персионная среда. Закономерности взаимодействия высокодисперсной и грубодисперсной твердых фаз между собой и с жидкой средой в процессе структурообразования в динамических условиях при получении разных материалов весьма сходны, хотя различия по химическому составу и механизму отверждения для исходных компонентов могут быть значительны. Абразивные материалы относятся к числу предельно наполненных, получаемых из высокодисперсных систем с очень низким содержанием жидкой дисперсионной среды. Такие требования к исходной дисперсной системе чрезвычайно осложняют создание однородных по структуре материалов заданной плотности. Из-за высоких значений вязкости и предельного напряжения сдвига исходной системы, а также ее склонности к агрегированию возникают определенные трудности в получении однородных смесей на стадии смешения, а затем в образовании плотных и однородных структур при уплотнении и формовании изделий. Физико-химические особенности структурообразования характерны для получения наиболее прочных и плотных дисперсных материалов по так называемому «сухому» или «полусухому» способу. При получении композиционных материалов по «пластическим» и литьевым («шликерным») методам указанные трудности обычно преодолеваются увеличением содержания маловязкой жидкой дисперсионной среды. Таким путем обычно понижаются вязкость и прочность коагуляционных структур. Однако при этом возникает необходимость удаления избытка жидкой среды (сушкой, отфильтровыванием) после стадий смешения и формования. При сохранении этого избытка ухудшается структура материала (возрастает его пористость, уменьшается плотность и прочность), кроме того, расходуются дорогостоящие компоненты, например полимерное или минеральное связующее. Изучены закономерности формирования структур дисперсных материалов с фазовыми контактами, получаемыми в результате пластического деформирования [3, 4, 5, 6], осаждения новой фазы из переохлажденных расплавов или пересыщенных растворов [7, 8, 9,10, 11, 12, 13], образования новой полимерной фазы [14, 15, 16]. Закономерности формирования структур дисперсных материалов с контактами спекания изучены недостаточно [17, 18]. Формирование структур дисперсных материалов с контактами спекания, в том числе и структур абразивных материалов, осуществляется в несколько последовательных этапов [19]. На первом этапе при получении многокомпонентного керамического связующего образуется двухфазная дисперсная система Т—Г с 9 непосредственными точечными контактами между частицами твердой фазы. Затем на стадии смешения абразивных зерен, жидкой среды и связующего формируется двухфазная Т—Ж и трехфазная Т—Ж—Г дисперсные системы с коагуляционными контактами между частицами твердой фазы при наличии капиллярных менисков между агрегатами. В результате обжига системы образуется дисперсный материал с прочными контактами спекания. Структурообразование в процессе получения абразивных материалов сопровождается формированием структур с обратимо разрушающимися коагуляционными контактами с последующим их замещением при обжиге на необратимо разрушающиеся контакты спекания. Этому последовательному переходу от одного типа структур к другому сопутствуют два альтернативных процесса: с одной стороны, «синтезируются» элементы структуры, определяющие прочность и другие технические свойства материала, с другой стороны, одновременно идет «синтез» и накопление разного рода дефектов и неоднородностей структуры, существенно понижающих качество материала (прочность, износостойкость и др.). Именно поэтому изучение закономерностей структурообразования с учетом альтернативного характера этого процесса представляется наиболее целесообразным, поскольку позволяет определить условия, необходимые для полного устранения или сведения к минимуму возникающих на разных стадиях наиболее крупных и опасных дефектов и неоднородностей. В развитие ранее предложенной в работе [1] классификации дефектов и неоднородностей структуры дисперсных материалов применительно к абразивным материалам предлагается следующая классификация. Неоднородности и дефекты I рода, их размер >10 мкм. Эти неоднородности и дефекты проявляются в разбросе плотности материала, в локальных колебаниях концентрации частиц, грубодисперсной твердой фазы, в неравномерном распределении пор, в неодинаковой толщине прослойки связующего (возможны «наплывы» связующего) и площади контакта между частицами грубодисперсной фазы. Дефекты I рода в двухфазных дисперсных системах Т—Г образуются в результате неоднородного распределения компонентов связующего в «микро»и «макрообъемах». Дефекты в трехфазных дисперсных системах, возникают в результате неоднородного распределения связующего и частиц грубодисперсной твердой фазы в «макрообъеме» при смешении компонентов. Неоднородности и дефекты II рода, их размер 0,1 – 10 мкм. Проявляются в разрывах в зоне контакта частиц грубодисперсной фазы и в 10 неоднородной усадке дисперсного материала. Дефекты I рода возникают в трехфазных дисперсных системах Т—Ж—Г под действием внутренних напряжений как следствие неоднородности распределения компонентов. Неоднородности и дефекты III рода, их размер 1—100 нм. Проявляются в различии физико-механических свойств и колебании химического состава дисперсных фаз и участков поверхности частиц (их лиофильно-лиофобная мозаичность). Образование этих дефектов связано с несовершенством технологии получения связующих, формовочных смесей и др. Наглядными примерами, иллюстрирующими проявление возникающих на различных стадиях структурообразования некоторых видов неоднородностей и дефектов в «конечном», т. е. полученном после обжига, материале, могут служить рис. 1.1 – 1.3. Рис. 1.1. Распределение кажущейся плотности в трех образцах однотипных абразивных изделий (шлифовальные круги) от периферии к центру Рис. 1.2. Микрофотография структуры абразивного материала на керамическом связующем с локальным неоднородным распределением абразивных зерен (Увеличение 100). Дефект возник из-за неэффективного смешения компонентов 11 12 Т а б л и ц а 1.1 Физические свойства исследуемых порошков Диаметр частиц, мкм критисредний ческий D0 D0, кр 3,7 65 Материал Рис. 1.3. Микрофотография структуры отвержденного абразивного материала на керамическом связующем с дефектом в зоне контакта между абразивными зернами (Увеличение 300). Дефект возник в результате термического разрушения керамического связующего Полевой шпат Глина огнеупорная Боросиликатная фритта Тальк Удельная поверхность Sуд по [22], м3/кг 720 Плотность, кг/м3 частиц насыпная 2493 810 1,33 65 2000 2441 600 5,55 66 530 2261 500 1,66 64 1400 2761 800 Т а б л и ц а 1.2 Химический состав исследуемых порошков MgO потери при прокаливании Полевой – 12,63 0,20 66,96 18,80 – шпат Глина ог– 0,35 1,20 45,93 36,64 1,76 неупорная Борсиликатная 16,77 7,85 0,27 69,40 3,51 0,12 фритта Тальк – 0,92 2,30 59,80 1,0 0,13 Связка К5 2,69 7,00 1,05 60,40 21,62 0,63 Связка 3,07 7,60 0,55 61,30 22,62 0,51 К10 CаO TiО2 Al2О3 SiО2 F2О3 Материал К2О + Na2О Содержание компонентов, % В2О3 В работе [1] было показано, что наиболее опасные дефекты и неоднородности структуры (I рода) являются следствием неоднородного распределения компонентов в результате самопроизвольного агрегирования высокодисперсных частиц (D0 <D0, кр) твердых фаз в системах Т—Г и Т—Ж—Г, а также возникновением при сдвиговой деформации этих систем «незалечиваемых», т. е. сохраняющихся на всех стадиях получения материала, включая и стадию отверждения, разрывов сплошности. В связи с этим следует рассмотреть предшествующие отверждению материала стадии структурообразования высокодисперсных компонентов и их смесей в динамических условиях, и прежде всего кинетику формирования структур при переходе от двухфазных систем Т—Г к трехфазным Т—Ж—Г. Для выяснения закономерностей структурообразования при получении абразивных материалов изучена реология двухфазных систем Т—Г с твердой фазой из высокодисперсных порошкообразных веществ, входящих в состав керамических связок, и трехфазных систем Т—Ж—Г, содержащих абразивные зерна, связующие компоненты и жидкую среду. Использованы высокодисперсные порошкообразные материалы: полевой шпат, глина латнинская огнеупорная, борсиликатная фритта, тальк (табл. 1.1 и 1.2), а также керамические связующие марок К5 (49% полевого шпата, 30% огнеупорной глины, 15% борсиликатной фритты, 6% талька) и К10 (70% полевого шпата и 30% огнеупорной глины). Такие композиции типичны для абразивных материалов с керамическим связующим [20, 21]. 0,80 0,40 0,21 0,7 0,63 12,79 0,80 0,29 0,99 0,25 30,26 0,28 2,08 5,34 4,22 0,41 3,08 0,86 Для исследования влияния модифицирования поверхности частиц на реологические свойства порошков в них вводили ПАВ: неионогенные, катионоактивные и их смеси. В качестве неионогенных ПАВ использовали препарат ОП-10 (полиоксиэтиленовый эфир изооктилфенола, относительная молекулярная масса 690, площадь, занимаемая 13 молекулой в адсорбционном слое Sm 0 , 4 нм2) и препарат проксанол 228 (блоксополимер этиленоксида и пропиленоксида, молекулярная масса 1100, Sm 1,42 нм2). Из катионоактивных ПАВ был выбран препарат ОДА (октадециламин, молекулярная масса 269, Sm 0,3 нм2). В качестве композиций ПАВ готовили смесь проксанола 228 и ОДА в мольном соотношении 1:1. Удельную массу ПАВ (в кг/кг порошка), соответствующую доле поверхности, покрытой ПАВ, определяли по формуле [1]: m = а (MSyд/NA Sm), (1.1) где =SПАВ/Sуд; SПАВ – поверхность частиц порошка, покрытая ПАВ; SУД – удельная поверхность порошка, определенная по методу БЭТ; Sm – площадь, занимаемая молекулой ПАВ в адсорбционном слое; М – молекулярная масса ПАВ. За основную реологическую характеристику порошкообразных компонентов керамического связующего была принята эффективная вязкость при вибрации эфф = , которую измеряли по методике, описанной в [1]. Трехфазные дисперсные системы Т—Ж—Г получали смешением грубодисперсных абразивных зерен, порошкообразного керамического связующего и ограниченного количества жидкой среды с добавкой клеящего вещества. Абразивные зерна смешивали с жидкой средой в течение 5 мин, затем на увлажненную поверхность зерен наносили керамическое связующее и компоненты перемешивали еще 5 мин. Относительная влажность получаемой смеси составляла 2,2 – 2,4%. Таким методом были приготовлены трехфазные дисперсные системы двух типов: система I, состоящая из зерен электрокорунда ( = 3900 кг/м3), 5 – 20% керамического связующего марки К5, 0,5 – 2% клеящего вещества декстрина и 2 – 6% жидкого стекла в качестве жидкой среды ( = 2,8 Пас), и система II, состоящая из зерен карбида кремния ( = 3200 кг/м3), 15 – 35% керамического связующего марки К10, 1 – 3% декстрина и 2 – 6% воды ( = 1 10-3 Пас). Дисперсность абразивных зерен варьировалась в широком интервале – от 0,05 до 0,4 мм. Особенности структурообразования в трехфазных системах изучали путем определения их структурно-реологических характеристик в условиях непрерывного сдвигового деформирования в сочетании с воздействием вибрации и без нее с помощью комплекса ротационных 14 вибровискозиметров и тиксотрометров, описанных в [1]. Кроме того, были рассчитаны средние значения силы сцепления в контактах между частицами дисперсных фаз и агрегатами из них. С помощью сканирующего электронного микроскопа (микроскопы ISM-2 и Квикскан107) фиксировалось состояние формирующейся структуры как в статических, так и в динамических условиях. Полученные результаты реологических исследований были использованы для анализа процесса разрушения и образования структур в трехфазных системах в условиях сдвигового деформирования в отсутствие вибрации и в сочетании с ней, для установления закономерностей появления разрывов сплошности – основных источников дефектов структуры, а также для определения параметров вибрации, соответствующих «залечиванию» этих разрывов. Эти параметры определяют условия проведения процессов получения дисперсных материалов без опасных дефектов, возникающих еще до отверждения композиций. 15 2. СМЕШИВАНИЕ КОМПОНЕНТОВ СМЕСИ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ 2.1. Кинетика образования и разрушения структур в трехфазных системах при вибрации Значение трехфазных систем типа Т—Ж—Г в современной технологии определяется рядом обстоятельств. Большинство разнообразных двухфазных систем Т—Ж в процессе получения (по крайней мере, в его начальный период), как правило, проходят стадию существования трехфазных систем Т—Ж—Г. Это характерно для получения двухфазных систем путем смешения высокодисперсных твердых фаз с жидкой средой, особенно если концентрация твердой фазы достаточно большая, а содержание жидкой среды соответственно ограничено. Относительная доля в системе газовой фазы на стадии смешения постепенно уменьшается. Кинетика этого процесса зависит от многих факторов, в частности от соотношения между твердой и жидкой фазами, дисперсности твердой фазы, вязкости жидкости, температуры системы, интенсивности механических воздействий при перемешивании. Если содержание жидкой среды относительно мало, то переход трехфазных систем Т—Ж—Г в двухфазные системы Т—Ж может и не завершиться, а сопровождаться лишь некоторым уменьшением содержания газовой фазы. Трехфазные системы играют важнейшую роль в технологии получения разнообразных дисперсных материалов, например различных видов наполненной керамики, бетонов, наполненных полимерных материалов, укрепленных грунтов, абразивных материалов. Формирование структуры подобных материалов в значительной мере определяется условиями формирования структуры в высоконаполненных твердой фазой трехфазных системах. Закономерности кинетики перехода систем Т—ГТ—Ж—ГТ—Ж рассмотрены на ряде модельных систем [1]. Показано, что в условиях изотропного динамического состояния системы, достигаемого при механическом (вибрационном) воздействии, обнаруживается разделение процесса структурообразования на отдельные стадии. Качественное объяснение этого явления, предложенное в [1], состоит в том, что при обычном смешении (без вибрации) вследствие неоднородности распределения градиента скорости сдвига различные стадии структурообразования не ограничены во времени и в объеме всей системы, а «размыты» и накладываются друг на друга. Это означает, что одновременно и уже в самом начале смешения образуются и 16 затем сохраняются длительное время участки с резко различными прочностными свойствами. Использование вибрации позволяет вначале разрушить «первичную» структуру системы, а затем создать «новую» структуру, которая будет уже однородной, так как вибрация, действует одинаково на все участки системы, создавая в ней изотропное динамическое состояние. Ниже предлагается общий подход к описанию структурообразования в трехфазных системах при вибрации. Изучение этого процесса позволяет выявить условия, которые должны удовлетворять параметрам вибрации для того, чтобы была обеспечена максимальная однородность образующейся при смешении, структуры как следствие высокой степени однородности распределения в объеме системы различных твердых фаз и жидкой дисперсионной среды. Согласно [1] следует, что таких условий должно быть, как минимум, два: 1) вибрация должна разрушить двухфазную структуру Т—Г, связывающую частицы твердой фазы до смешения ее с жидкостью, чтобы обеспечить проникновение жидкости в пространство между частицами; 2) вибрация должна обеспечить создание новой однородной структуры за счет объединения гранул при их столкновениях. Для вывода математического выражения первого условия: следует учесть, что частицы связаны силой молекулярного притяжения: Fсв А D0 при hк1 10 2 мкм; ( 24hк21 ) Fсв В D0 при hк2 10 2 мкм. 3 hк2 (2.1) Структура будет разрушена вибрацией, если сила, действующая на частицу в вибрационном поле D03a2 , сравнима с (2.1), т. е. a 2 Fсв . D03 (2.2) Сформулируем количественное выражение второго условия. Пусть условие (2.2) выполнено, т. е. структура в системе разрушена, и жидкая среда равномерно покрывает все частицы. При столкновении частиц между ними образуется капиллярный мениск, что приводит к объединению их в гранулы, которые, в свою очередь, «коалесцируют». Исходя из предпосылок, принятых при рассмотрении условий коагу- 17 ляции двух частиц при их столкновении, можно принять, что средняя кинетическая энергия, передаваемая грануле при столкновении с другой, составляет: D 3a V a cos t V 2 ~ D 3 a (a) 2 , 2 (2.3) где D – диаметр гранул; а – плотность гранул; V – скорость перемещения гранулы до соударения; черта над выражением означает усреднение по времени. «Коалесценция» гранул происходит, если энергия, определяемая по (2.3), меньше, чем энергия, необходимая для разрыва мениска, образующегося между гранулами, D2, где — поверхностное натяжение жидкой фазы. Отсюда получаем первое условие коалесценции гранул: D . a (a)2 (2.4) Это условие характеризует слипание не слишком больших гранул (или единичных частиц), которые при столкновении можно рассматривать как чисто упругие. С ростом гранул существенную роль начинают играть их реологические свойства. Условие «коалесценции» крупных гранул можно получить, сравнивая время столкновения упругих шаров диаметром D [23] и время релаксации напряжений в грануле: 1 D C 5 t ~ 1 и ~ a , CV Ea (2.5) где С1 = E a / a ; Еа – модуль упругости гранулы; а – вязкость гранулы. Отсюда получаем второе условие «коалесценции» гранул: 1 V 5 D a 2 3 . a Ea (2.6) Полагая V ~ a и сравнивая (2.4) и (2.6), можно записать условие, обеспечивающее протекание процесса объединения частиц в гранулы и последующего роста гранул: 18 a C16 11C 25 11 , где С2 = (2.7) . 2 В упрощенном виде это выражение можно записать в виде: 12 Ea a C1 C2 a a . (2.8) Условия (2.2) и (2.7) определяют интервал значений скорости вибрации, при которых в системе происходит разрушение «старой» структуры Т—Г и образование «новой» структуры Т—Ж: 12 Fсв Fa a 3 а D a a . (2.9) Отсюда, в частности, следует, что данный интервал скоростей a существует лишь при достаточно высокочастотной вибрации, т. е. при Fсв а D 3 a a E a 12 . (2.10) Отметим, что формулы (2.9) и (2.10) были получены, исходя из предположения, что структура Т—Г разрушается полностью (до первичных частиц), однако в действительности это редко реализуется в высокодисперсной системе (D0 1 мкм). Поэтому в формулы (2.2), (2.9) и (2.10) вместо D0 следует подставить размер образующихся микроагрегатов D и вместо Fcв силу их сцепления Fсв.1 ~ Fсв D / D0 . (Здесь учтено, что площадь контакта сферических агрегатов диаметром D, состоящих из частиц диаметром D0, составляет D0D, так что два таких агрегата контактируют по D0D/D02~D/D0 частицам). Тогда выражения (2.9) и (2.10) принимают вид: 12 Fсв Еa ; a а D0 D a a (2.11) 19 12 Fсв a a . а D0 D Еa (2.12) Рассмотрим в качестве примера модельную систему, экспериментально исследованную в [1]. Эта система состоит из кварцевого порошка (D0 1 мкм) и кальциевого бентонита СаВ, который играет роль связующего. Силу связи частиц оценим по формуле (2.1), полагая A*10~2 0 Дж, hк1 0,01 мкм. Получим Fсв 10-11 Н. Считая, что модуль упругости Еа по порядку величины близок к прочности гранул, следуя [15], запишем Еа 106 Н/м2. Вязкость гранул близка к вязкости образующейся структуры Т—Ж а 102 Пас, 0,1 Н/м, а 103 кг/м3. Предположим, что размер неоднородностей, содержащихся в образующейся структуре Т— Ж, не должен превышать 30 мкм. Из (2.12) получим минимальную круговую частоту вибрации, которая обеспечивает образование такой структуры: >100 Гц. При 100 Гц из (2.11) находим, что допустимые значения скорости вибрации расположены вблизи скорости а 0,1 м/с; это соответствует параметрам вибрации, которые указаны в [1] как оптимальные. Таким образом, общий подход к описанию процесса образования структуры Т—Ж из трехфазной системы Т—Ж—Г при вибрации состоит в следующем. При воздействии вибрации образующаяся в начале процесса структура из частиц твердой: фазы (система Т—Г) полностью разрушается (условие (2.2)), затем из нее при введении жидкой среды формируются гранулы вязкостью Еа и модулем упругости Еа, связанные капиллярными: менисками (система Т—Ж—Г), которые в результате коалесценции образуют коагуляционную структуру Т—Ж. Переход Т—Г Т—Ж—ГТ—Ж возможен при выполнении условий: (2.11), (2.12), определяющих значения ускорения, скорости и частоты (и, следовательно, амплитуды) вибрации, при которых этот процесс завершается. При недостатке жидкой среды процесс может завершиться формированием системы Т—Ж—Г, а изменения, происходящие в этой системе при вибрации, характеризуются изменением содержания газовой фазы и среднего размера неоднородностей. Использование вибрации с определенными оптимальными параметрами позволяет создавать структуры с заданными свойствами, например, регулировать степень их неоднородности. При этом очень важно на начальном этапе процесса получения Т—Ж—Г или Т—Ж систем достигнуть максимального разрушения первичной структуры Т—Г для обеспечения высокой степени ее однородности уже в самом начале 20 структурообразования в динамических условиях. Вместе с тем отсюда следует, что параметры вибрации целесообразно менять в ходе структурообразования; это позволяет повысить эффективность вибрационного воздействия. Например, на начальных этапах смешения, когда происходит разрушение структуры, более эффективна вибрация с высоким ускорением а2, при которой в соответствии с (2.2) структура разрушается до более мелких агрегатов, в пределе до первичных частиц. На последующих этапах этого процесса необходимо снизить скорость вибрации, чтобы обеспечить «коалесценцию» гранул в соответствии с (2.8). Однако, как уже отмечалось выше, если содержание жидкой дисперсионной среды в системе мало, переход системы Т— Ж—Г в двухфазную систему Т—Ж может вообще не состояться даже при ее уплотнении. Такая ситуация характерна для многих видов дисперсных абразивных материалов. В этом случае основным элементом структуры является гранула, состоящая из частицы грубодисперсной твердой фазы, покрываемой через прослойку жидкой среды высокодисперсными компонентами порошкообразного связующего. 2.2. Модель элемента структуры трехфазных систем На основе анализа закономерностей формирования структуры в трехфазных системах с учетом специфики и последовательности процессов производства дисперсных абразивных материалов В. П. Клименко была предложена модель формирования структуры из высокодисперсных компонентов на поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы (в данном случае зерен карбида кремния). Разработка такого рода модели целесообразна для физико-химического описания процессов получения различных дисперсных материалов, содержащих грубодисперсный наполнитель и высокодисперсное связующее. При разработке модели учитывалось, что вначале грубодисперсная фаза покрывается слоем жидкой среды, затем высокодисперсным порошком многокомпонентного связующего. Толщина слоя жидкой среды на поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы равна: h M0 , S0 1 (2.13) где M0 – масса жидкой среды, находящейся на поверхности частицы грубодисперсной твердой фазы; S – поверхность частицы грубодисперсной твердой фазы; 0 – плотность жидкой среды; 21 1 – степень покрытия поверхности твердой фазы жидкой сре- дой. Масса этого слоя жидкой среды составляет: M 0 Vk1 , при l = D0 (2.14) V – объем частицы грубодисперсной твердой фазы; – плотность частицы твердой фазы; k1 – отношение содержания жидкой среды к содержанию твердой фазы. Подставляя (2.14) в (2.13), получим: Vk1 k1 , S 01 SV 01 (2.15) где Sv – удельная поверхность твердой фазы, отнесенная к единице объема. Для сферической частицы грубодисперсной твердой фазы можно записать Sуд=SM = 6/D0 (на единицу массы) или SV = 6/D0. Тогда h k1 D0 . 6 01 (2.16) Если же рассматривать частицу грубодисперсной твердой фазы в виде прямоугольника со сторонами l x b x b, что характерно для абразивных зерен, то получим: SV h 2b 2l ; bl k1bl . 2b 2l 0 1 (2.17) (2.18) Обозначим через c = l / b, тогда запишем: SV 2l 2 c 2 4l 2 c 2 4c ; l3 l c2 h k1l 0 1 2 4c (2.21) Для частиц, имеющих форму куба с Sv = 6/l , тогда h где h 22 k1 D0 h . 20 1 1 2c (2.19) (2.20) k1l , 60 1 (2.22) где l – сторона куба. В табл. 2.1 приведены расчетные данные толщины слои жидкой среды на поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы в высоконаполненных дисперсных системах I и II. Как видно из этих данных, расчетная толщина слоя жидкой среды в зависимости от дисперсности частиц грубодисперсной твердой фазы составляет 0,5 –19 мкм. Т а б л и ц а 2.1 Толщина слоя жидкой среды на поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы Форма частиц – прямоугольная, с = 2 Радиус часТолщина слоя жидкой фазы (в мкм) тицы тверпри ее относительном содержании k1 дой фазы, 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 мкм Т в е р д а я ф а з а — э л е к т р о к о р у н д , = 3950 кг/м3 Ж и д к а я ф а з а — ж и д к о е с т е к л о, = 1480 кг/м3 50 0,53 0,80 1,07 1,33 1,60 100 1,06 1,06 2,14 2,66 3,20 200 2,12 3,20 4,28 5,32 6,40 300 3,20 4,80 6,40 8,00 9,61 400 4,24 6,40 8,56 10,64 12,80 500 5,34 8,01 10,67 13,35 16,01 Т в е р д а я ф а з а — к а р б и д к р е м н и я, = 3200 кг/м3 Ж и д к а я ф а з а — в о д а, = 1000 кг/м3 50 0,64 0,96 1,28 1,60 1,92 100 1,28 1,92 2,56 3,20 3,84 200 2,56 3,84 5,12 6,40 7,68 300 3,84 5,74 7,68 9,60 11,52 400 5,12 7,68 10,24 12,80 15,36 500 6,40 9,60 12,80 16,0 19,20 23 Следует учесть, что в реальных технологических процессах жидкая среда распределяется не по всей поверхности частиц, а только на части ее, и поэтому истинная толщина слоя жидкой среды в местах ее локального скопления может значительно превышать расчетную. Это обстоятельство и является одной из причин неоднородности последующего распределения связующего по поверхности твердой фазы, устранению которого, как будет показано ниже, способствует воздействие вибрационного поля. Рассмотрим, как происходит покрытие таких «смоченных» высокодисперсным порошком крупных частиц. Примем, что высокодисперсный порошок покрывает поверхность частиц грубодисперсной твердой фазы в п слоев. Тогда n n1S1 , 2 S (2.23) где n1 – число частиц порошка, приходящихся на одну частицу грубодисперсной твердой фазы; S1 – площадь, занимаемая частицей порошка; S – площадь поверхности частицы грубодисперсной твердой фазы; 2 – степень упаковки частиц порошка. 24 Тогда можно записать: Vk2 D02, 2 3k2 n . (2.25) 2 3 2 SD 2 0 , 2 2 D0 , 22 S2 3 Если рассматривать частицу грубодисперсной твердой фазы в виде шара диаметром D0, то выражение для числа слоев n примет вид: n D0 k2 . 42 D0 , 2 2 (2.26) Для частиц грубодисперсной твердой фазы в форме прямоугольника: 3lk 2 n (2.27) 42 D0, 2 (1 2c )2 и при l = D0 n 3D0 k2 . 42 D0 , 2 (1 2c )2 (2.28) Если частица имеет форму куба, то n D0 k 2 . 42 D0 , 22 (2.29) Число частиц порошка, приходящееся на одну частицу грубодисперсной твердой фазы, составляет: n1 M 2 Mk2 V1k 2 , M2 M 2 V22 (2.24) где M 2 – масса порошка, приходящаяся на частицу грубодисперсной твердой фазы; М2 – масса частицы порошка; k2 – отношение содержания порошка к содержанию грубодисперсной твердой фазы; V1 и V2 – соответственно объем, грубодисперсной частицы, объем частицы порошка; 2 – плотность частицы порошка. Так как характерный размер частиц порошка относительно мал, примем, что частицы имеют форму шара радиусом D0,2/2. Т а б л и ц а 2.2 Степень покрытия грубодисперсной твердой фазы высокодисперсным порошкообразным компонентом (борсиликатная фритта, 2250 кг/м3, D0, 2 2 – 5 мкм) Содержание грубодисперсной твердой фазы 74%; форма частиц – прямоугольная, с = 2 Радиус частицы твердой фазы, мкм Твердая 50 100 200 300 400 500 Число слоев порошка при его относительном содержании k2 0,05 0,10 0,15 0,2 ф а з а — э л е к т р о к о р у н д , = 3950 кг/м3 0,18 0,36 0,53 0,71 0,36 0,71 1,07 1,42 0,71 1,42 2,14 2,85 1,07 2,14 3,20 4,27 1,42 2,85 4,27 5,69 1,78 3,56 5,34 7,11 25 26 Продолжение табл. 2.2 Радиус часЧисло слоев порошка при его относительном тицы тверсодержании k2 дой фазы, 0,05 0,10 0,15 0,2 мкм Т в е р д а я ф а з а — к а р б и д к р е м н и я, = 3200 кг/м3 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 50 0,43 0,58 0,72 0,86 1,01 100 0,86 1,15 1,44 1,73 2,02 200 1,73 2,31 2,88 3,46 4,04 300 2,59 3,46 4,32 5,19 6,05 400 3,45 4,61 5,77 6,91 8,07 500 4,32 5,77 7,21 8,65 10,09 Как видно из данных табл. 2.2, связующее покрывает поверхность грубодисперсных частиц твердой фазы несколькими слоями — от 1 до 10. Следует отметить, что в реальных условиях протекания технологического процесса связующее распределяется неравномерно по поверхности абразивных зерен. Таким образом, в результате последовательного нанесения жидкой среды и связующего на поверхность абразивных зерен образуются микрогранулы, состоящие из грубодисперсных частиц, покрытых слоем жидкой среды и несколькими слоями высокодисперсного связующего. Следует отметить, что этот процесс особенно характерен для начальной стадии смешения компонентов формовочной смеси. Рассмотрим взаимодействие двух микрогранул в условиях псевдоожижения (рис. 2.1). При наложении вибрации эффективная вязкость высокодисперсного связующего эфф резко понизится от 0 до i в результате перехода системы в состояние псевдоожижения. Согласно [1] в первом приближении можно принять, что высокодисперсное связующее в этом состоянии ведет себя подобно вязкой жидкости. Отсюда следует, что при наложении на систему вибрации с интенсивностью Iкр, достаточной для разрушения структуры прослойки из высокодисперсного связующего, оно будет вытесняться из зоны контакта частиц грубодисперсной твердой фазы [1, 22, 24], в результате чего расстояние между этими частицами с течением времени t уменьшится с h0 до h0. Это изменение можно рассчитать, воспользовавшись уравнением Стефана–Рейнольдса [23, 25]: 1 1 64Ft 2 2 , 4 hi h0 3i D0 (2.30) где F – сила, обусловливающая сближение частиц диаметром D0, в данном случае сила вибрационного воздействия [26, 27, 28]. Рис. 2.1. Схема взаимодействия двух микрогранул В результате вытеснения высокодисперсного связующего увеличится площадь соприкосновения частиц грубодисперсной твердой фазы S (см. рис. 2.1). Эту площадь можно определить путем следующих простых геометрических расчетов. Из рис. 2.1 видно, что объем высокодисперсного связующего V, находящегося в зазоре между двумя частицами, равен: (2.31) V Vц 2Vc, где Vц – объем цилиндра KNLM; Vc – объем шарового сегмента MCL. Объемы Vц и Vс составляют: 2 2 Vц BL H D0 sin h D0 (1 cos ) 4 (2.32) 2 D0 sin D03 sin 3 (1 cos ) . 4 1 2 D Vc BC 0 1 cos 2 D0 1 (1 cos ) 2 3D0 2 3ВС 8D0 (2.33) 1 cos 2 2 cos . 24 D03 27 Подставляя значения Vц и Vс в (2.31), получим: 2 V sin h D0 1 cos 1 cos 2 2 cos 2 4 D0 3D0 (2.34) 1 2 2 3 h sin 1 3 cos 2 cos . 4 D02 12D03 Преобразуем уравнение (2.34): 3h 12V h 0,51 0. cos 2 cos 1,51 3 D0 D0 D0 (2.35) 28 S i i 4S ni i2 i . 2 D0, 2 D0, 2 4 Из выражения (2.37) следует, что по мере сближения грубодисперсных частиц твердой фазы число частиц высокодисперсного связующего в зоне контакта возрастает. Используя представления статистической теории прочности пористых тел о пропорциональности прочности структуры произведению числа контактов между частицами на прочность каждого контакта [29], можно определить прочность «макроконтакта» двух микрогранул Р0: P0 Fсв ni Решение уравнения (2.35) относительно cos позволяет определить площадь соприкосновения частиц грубодисперсной твердой фазы: S sin 2 . 4D02 где (2.36) На рис. 2.2 представлены результаты теоретически рассчитанной зависимости расстояния между частицами грубодисперсной твердой фазы от площади их соприкосновения. Рис. 2.2. Зависимость расстояния между частицами грубодисперной твердой фазы (карбид кремния) от площади их соприкосновения. Расчет по формуле (2.36); диаметр частиц 0,4 мм Как видно из рисунка, с уменьшением h величина S резко увеличивается. Зная значение S, можно определить число частиц высокодисперсного связующего в зоне контакта двух микрогранул: (2.37) 4 Fсв Si i , D02, 2 (2.38) i – степень упаковки частиц; Fcв – сила связи (сцепления) частиц. Из этого выражения видно, что по мере сближения микрогранул прочность их «макроконтакта» возрастает. Отсюда следует, что в условиях псевдоожижения, когда мощность подводимой вибрации достаточна для разрушения структуры связующего и последующего его вытеснения из зоны контакта, возможен рост эффективной вязкости системы, поскольку прирост вязкости системы симбатен приросту площади контакта. На рис. 2.3 показано изменение эффективной вязкости системы от интенсивности вибрации. При увеличении интенсивности вибрации в области относительно малых ее значений (I < Iкр) эффективная вязкость снижается в результате разрыва связей между частицами грубодисперсной твердой фазы. Плотность системы в этой области изменяется незначительно. При переходе в область I Iкр (I 0,05 м2/с3, рис. 2.3) наблюдается уплотнение системы, сопровождающееся уменьшением толщины прослойки связующего между зернами абразивного материала с соответствующим ростом площади контакта между ними. Этот процесс сопровождается также и уплотнением структуры в прослойке, увеличением числа контактов между частицами связующего и ростом ее прочности и вязкости. Вязкость системы в целом резко возрастает по мере вытеснения прослойки связующего из контакта между грубодисперсными частицами. Более того, если эти частицы гидрофобны, то, как показано [30, 31], возможно вытеснение жидкой среды из зоны контакта. 29 30 3. РЕГУЛИРОВАНИЕ СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ В ДВУХ- (Т — Г) И ТРЕХФАЗНЫХ (T — Ж — Г) СИСТЕМАХ В ДИНАМИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ 3.1. Высокодисперсные порошкообразные материалы Структурно-механические свойства высокодисперсных компонентов керамических связок Ускорение вибрации, м/с2 без ПАВ с добавкой ОП-10 Плотность, кг/м3 с добавкой ОП-10 Глина латинская (влажность 2,07 %) Напряжение сдвига, Н/м2 без ПАВ Компоненты связки Вязкость, Пас с добавкой ОП-10 Таким образом, увеличение интенсивности вибрации (в области I > Iкр), что способствует «коалесценции» гранул в трехфазной системе, приводит к возрастанию предельного напряжения сдвига и эффективной вязкости. Если «коалесценция» гранул завершается переходом трехфазной системы в двухфазную типа Т—Ж, то последующее увеличение интенсивности вибрации может привести только к снижению вязкости вследствие разрушения структуры в прослойке между частицами грубодисперсной твердой фазы [1]. Воздействие вибрации на трехфазные системы, особенно на системы с малым содержанием жидкой среды, может вызвать противоположный эффект. При превышении интенсивности вибрации критического значения соударения гранул в такой трехфазной системе подобны соударениям упругих твердых тел и их «коалесценция», т. е. образование сплошной структуры, становится невозможной, что приводит к снижению эффективной вязкости системы [1]. Изучение структурнореологических свойств таких систем также представляет интерес, поскольку многие дисперсные композиционные материалы, в том числе и абразивные, получают в результате отверждения композиции. без ПАВ Рис. 2.3. Зависимость эффективной вязкости высоконаполненной дисперсной системы 1 от интенсивности вибрации: 1 – экспериментальная кривая; 2 – расчет по формулам (2.30) и (2.36) Выше отмечалось, что существенную роль в формировании структуры дисперсных композиционных материалов, в том числе абразивных, играют структура связующего, степень ее однородности. Поскольку керамическая связка в абразивных материалах состоит из ряда высокодисперсных компонентов, степень однородности их распределения между собой, достигаемая при смешении, в большой мере сказывается на ее свойствах. Ранее было показано [1], что при смешении по общепринятым для производства дисперсных материалов методам высокодисперсные компоненты подвергаются преимущественно сдвиговому деформированию, которое не обеспечивает необходимой степени микро- и макрооднородности. При воздействии же вибрационного поля с параметрами, соответствующими границе перехода системы из области псевдоожижения в область виброжипения, степень однородности возрастает. Результаты исследования реологических свойств некоторых высокодисперсных компонентов связующих в условиях сдвигового деформирования без вибрации и в сочетании с ней представлены в табл. 3.1 и на рис. 3.1. Т а б л и ц а 3.1 0 20 30 40 50 174 641 504 315 252 239 533 459 315 230 58 176 138 86 70 56 146 125 80 64 670 867 898 913 918 713 931 938 946 938 31 Продолжение табл. 3.1 Ускорение вибрации, м/с2 без ПАВ с добавкой ОП-10 без ПАВ с добавкой ОП-10 Связка К5 (влажность 1,51%) Плотность, кг/м3 с добавкой ОП-10 Полевой шпат (влажность 0,74 %) Напряжение сдвига, Н/м2 без ПАВ Компоненты связки Вязкость, Пас 0 20 30 40 50 0 20 30 40 50 267 588 431 265 202 235 665 581 392 278 260 587 421 253 190 230 454 371 294 196 73 161 128 98 57 117 331 289 195 138 73 160 116 73 47 115 124 102 81 54 771 1070 1140 1130 1060 776 970 973 100 982 926 1131 1240 1180 1095 891 1130 1146 1280 1163 а б Рис. 3.1. Кинетические кривые изменения эффективной вязкости высокодисперсных порошков талька (а) и латнинской глины (б) в отсутствие вибрации и при вибрационном воздействии: 1 – область деформации в отсутствие вибрации; 2 – область уплотнения порошка при вибрации; 3 – начальная область псевдоожижения; 4 – область интенсивного псевдоожижения; 5 – область виброкипения. Частота вибрации: 30 (а) и 50 Гц (б); ускорение вибрации в областях 2 – 5 указано на соответствующих участках кривых 32 Кинетические кривые на рис. 3.1 отражают зависимость изменения во времени эффективной вязкости от интенсивности вибрации. Аналогичные зависимости получены для полевого шпата и борсиликатной фритты. Исследования проводились при вибрации с частотами 16, 30, 50 и 100 Гц с помощью ротационного вибровискозиметра, описанного в [1]. Представленные на рис. 3.1 зависимости эфф (t) для высокодисперсных порошков (глины огнеупорной, полевого шпата, талька, борсиликатной фритты) имеют общие характерные особенности. В отсутствие вибрации по мере увеличения напряжения сдвига вначале имеет место упругая деформация, которая достигает величины, соответствующей предельному напряжению сдвига. При этом разрушение структуры сопровождается периодическим частичным восстановлением связей в системе. Такого рода деформация характерна при периодически возникающих в структуре разрывов сплошности, неизбежное следствие которых — неоднородность распределения высокодисперсных компонентов, что и отмечалось в [1]. При подведении к системе вибрационного поля явления периодического спада и нарастания напряжения в слое порошка исчезают, процесс разрушения стабилизируется в результате установления равновесного динамического состояния порошка. При увеличении ускорения вибрации до значения а2 = 40 м/с2 слой порошка переходит в состояние псевдоожижения, которому отвечает ослабление связей между частицами в структуре и осуществление равновесного течения при постоянном напряжении сдвига, несколько меньшем, чем напряжение сдвига на предшествующей стадии деформирования. В состоянии виброкипения (а2 = 50 м/с2) наблюдается мгновенное уменьшение вязкости и прочности системы, что указывает на снижение числа действующих единичных контактов при снижении плотности структуры сыпучей системы. При прекращении воздействия вибрации (а2 = 0) структура порошка в потоке весьма быстро восстанавливается до уровня, соответствующего начальному участку на деформационной кривой в отсутствие вибрации. Отсутствие при вибрации характерных для непрерывного сдвига явлений периодического спада и нарастания вязкости свидетельствует об объемном характере разрушения структуры порошков — необходимом условии достижения однородности многокомпонентных порошкообразных систем. Вместе с тем достижение равновесной эффективной вязкости при вибрации и ее четкая зависимость от параметров вибрации могут служить основой для разработки эффективных методов регулирования структурно-реологических свойств сыпучих дисперсных материалов. Возможность регулирования структурно- 33 реологических свойств порошкообразных материалов возрастает при сочетании воздействия вибрации и модифицирования поверхности частиц добавками ПАВ (см. табл. 3.1). Если введение препарата ОП-10 незначительно уменьшает напряжение сдвига и эффективную вязкость, то модифицирование добавкой ОДА и особенно смесью ОДА и праксанола 228 приводит к существенно большему эффекту: вязкость полевого шпата при ускорении вибрации 30g снижается в присутствии ОДА с 431 Пас до 320 Пас, а при обработке смесью ОДА и праксанола 228 — до 190 Пас. Вязкость связки К5 при этих же параметрах вибрации снижается соответственно с 581 до 279 и 230 Пас. Отличительная особенность вибрационного воздействия на высокодисперсные порошки состоит в том, что оно вызывает объемное и близкое к изотропному разрушение структуры. В этом заключается главное условие эффективного регулирования свойств порошков в таких технологических процессах, как смешение, транспорт, дозирование, уплотнение, т. е. в процессах, осуществляемых в состоянии псевдоожижения и кипения [20, 2, 28]. 3.2. Трехфазные системы с высоковязкой жидкой средой Процессы структурообразования в трехфазных дисперсных системах типа Т—Ж—Г в условиях сочетания вибрации и сдвигового деформирования существенно отличаются от процессов структурообразования в двухфазных системах Т—Г. Следует отметить, что ранее не обращалось должного внимания на такие процессы, протекающие при структурообразовании трехфазных систем, как растекание высокодисперсного связующего по увлажненной поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы. Так, в монографии, посвященной проблемам смачивания и растекания жидкой среды по поверхности твердой фазы [32], это явление вообще не рассматривается. Между тем растекание структурированной высокодисперсной системы по поверхности твердой фазы, зависящее от вязкости жидкой среды, в значительной мере определяет как условия проведения технологических процессов получения композиционных материалов, так и их свойства после отверждения. Ниже дан анализ реологического поведения трехфазной системы с высоковязкой жидкой средой. Исследованная система (система I) имела состав: зерна электрокорунда, керамическое связующее марки 34 К5 (5 – 20%), декстрин (0,5 – 2%), силикат натрия (жидкое стекло вязкостью 2,8 Па с, 2 – 6%). Рис. 3.2. Кинетическая кривая разрушения и тиксотропного восстановления высоконаполненной дисперсной системы I при течении в отсутствие вибрации (1) и при вибрации (2 – 4). Частота f и амплитуда а вибрации: 2 – f = 15 Гц, а = 4,5 мм; 3 – f = 20 Гц, а = 2,5 мм; 4 – f = 25 Гц, а = 1,6 мм Как видно из рис. 3.2, в отсутствие вибрации (участок 1) эффективная вязкость такой дисперсной системы вначале резко возрастает за короткий промежуток времени (< 1 с) до достижения максимального значения max, соответствующего предельному напряжению сдвига, затем постепенно снижается в сдвиговом потоке с появлением локальных разрывов сплошности [1], что характеризуется периодически повторяющимися спадами и нарастаниями эффективной вязкости в узком интервале времени. Физическая сущность этого процесса состоит в следующем. При деформации дисперсной системы вследствие нарушения непрерывности изменения скорости по сечению зазора между коаксиальными цилиндрами вискозиметра в системе формируются локальные объемы, ограниченные поверхностями скольжения. В результате относительного перемещения слоев в зоне разрыва сплошности между частицами периодически возникают контакты, которые затем вновь разрываются. В силу этого и возникают периодически повторяющиеся спады и нарастания эффективной вязкости дисперсной системы, носящие «пилообразный» характер. Внутри же объемов деформируемой системы, ограниченных поверхностями скольжения, структура не разрушается и возникающие до начала деформаций контакты между частицами дисперсных фаз сохраняются. Естественно, что изменение вязкости после появления разрыва сплошности следует 35 рассматривать лишь как качественную характеристику процесса деформации. Такого рода процесс сдвигового деформирования реализуется при смешении различных компонентов; можно считать, что поведение дисперсной системы в зазоре между коаксиальными цилиндрами в известной степени моделирует операцию смешения. При последующей деформации с постоянной скоростью = = 7,07 с-1, соответствующей скорости деформации в реальных смесительных аппаратах [33, 34, 35], образовавшиеся ранее разрывы сплошности не устраняются. Наличие объемов неразрушаемой структуры, ограниченных поверхностями скольжения, означает, что и при перемешивании системы внутри таких объемов не происходит перераспределения частиц и сохраняется та степень неоднородности, которая соответствовала моменту возникновения структуры в трехфазной системе. Следовательно, в этом случае не достигается предельного разрушения структуры во всем объеме. Структура получается неоднородной с характерными дефектами в виде «незалеченных» разрывов сплошности, что отчетливо видно на рис. 3.3. Рис. 3.3. Микрофотография структуры высоконаполненной дисперсной системы I при сдвиговом деформировании без вибрации. Увеличение 300 С наложением вибрационного поля эффективная вязкость дисперсной системы резко возрастает, что объясняется ее уплотнением и устранением разрывов сплошности. Последующее снижение эффективной вязкости есть следствие объемного разрушения структуры в 36 результате совместного воздействия вибрации и сдвиговой деформации. При этом характер разрушения структуры в дисперсной системе зависит от параметров вибрации. Так, при воздействии вибрации с частотой колебаний 15 Гц и амплитудой 4,5 мм (см. рис. 3.2, участок 2) эффективная вязкость системы уменьшается относительно плавно с постепенным «залечиванием» образующихся ранее в ходе деформации разрывов сплошности, и только через 600 – 1200 с непрерывного сдвигового деформирования устанавливается равновесный уровень эффективной вязкости. Этот уровень в 1,7 раза ниже равновесного уровня эффективной вязкости, достигаемого в условиях непрерывного сдвига до начала воздействия вибрации. При вибрации с частотой 20 Гц и амплитудой 2,5 мм (участок 3) структура дисперсной системы разрушается за t 1 с с одновременным «залечиванием» разрывов сплошности. Равновесный уровень эффективной вязкости при вибрации и в этом случае значительно меньше (в 2,2 раза) равновесного уровня эффективной вязкости, устанавливающегося в условиях непрерывного сдвига до начала воздействия вибрации. При увеличении частоты колебаний до 25 Гц и соответствующем снижении амплитуды вибрации до 1,6 мм (с сохранением постоянного ускорения колебаний) существенного снижения эффективной вязкости не обнаруживается (участок 4). Образовавшиеся до начала вибрирования разрывы сплошности полностью не устраняются. Равновесные уровни эффективной вязкости при вибрации с частотой колебаний 25 Гц оказались примерно равными или превышающими уровень эффективной вязкости в условиях сдвигового деформирования до начала воздействия вибрации в 1,7 – 1,8 раза. Как видно из рис. 3.2, после прекращения действия вибрации с частотой колебаний 15 Гц и амплитудой 4,5 мм происходит медленное (за t = 240 с) тиксотропное восстановление структуры в сдвиговом потоке до уровня более высокого, чем равновесный уровень ее разрушения при вибрации, но более низкого, чем первоначальный равновесный уровень разрушения структуры в потоке перед наложением вибрации. После прекращения действия вибрации с частотой колебаний 20 Гц и амплитудой 2,5 мм происходит также медленное (за 180 – 240 с) тиксотропное восстановление структуры, но до уровня более высокого, чем равновесный уровень разрушения структуры перед наложением вибрации. Максимальное значение эффективной вязкости, достигаемое при тиксотропном восстановлении структуры, в 1,8 раза превосходит равновесный уровень эффективной вязкости системы перед наложением вибрации. С течением времени в ходе сдвигового деформирования наблюдается снижение эффективной вязкости. 37 Таким образом, в трехфазных дисперсных системах Т—Ж—Г проявляется эффект «вибрационного упрочнения» структуры, обнаруженный ранее в двухфазных дисперсных системах [1]. При последующем увеличении частоты колебаний до 25, 30 и 50 Гц и соответствующем снижении амплитуды вибрации до 1,6, 1,1 и 0,4 мм выраженного тиксотропного восстановления структуры не наблюдается. Равновесный уровень эффективной вязкости после прекращения действия вибрации меньше, чем равновесный уровень эффективной вязкости системы в сдвиговом потоке перед наложением и после наложения вибрационного поля. Тиксотропное восстановление структуры в потоке после снятия вибрации происходит только в том случае, если уровень разрушения структуры при вибрации ниже уровня разрушения структуры в условиях сдвигового деформирования без вибрации. Из вышеизложенного видно, что в трехфазных дисперсных системах с высоковязкой жидкой средой в процессе сдвигового деформирования, в том числе при вибрации, реализуется ряд состояний, отличающихся характером изменения реологических свойств системы во времени (при постоянном значении ). Этим состояниям соответствуют: область I деформации до разрушения структуры в отсутствие вибрации; область II разрушения структуры в процессе сдвигового деформирования в отсутствие вибрации; область III разрушения структуры при наложении вибрации; область IV установления равновесного уровня разрушения структуры при вибрации в условиях сдвигового деформирования; область V тиксотропного восстановления разрушенной структуры в сдвиговом потоке после прекращения воздействия вибрации; область VI разрушения в потоке упрочненной структуры; область VII установления равновесного уровня эффективной вязкости. На основании анализа полученных зависимостей эффективной вязкости трехфазной системы с высоковязкой дисперсионной средой от параметров вибрации установлен механизм разрушения структуры в таких системах при сдвиговом деформировании под действием вибрации. Как видно из рис. 3.4 и 3.5, с увеличением ускорения вибрации от 1 до 2g эффективная вязкость и плотность исследуемой системы возрастают во всем изучаемом интервале частот. При достижении ускорения вибрации свыше 2g эффективная вязкость системы резко снижается, и минимальное ее значение соответствует наибольшему значению ускорения вибрации, равному 7g, в то время как плотность системы почти не меняется. Таким образом, критическому ускорению вибрации, равному 2g, отвечает максимальное значение плотности и 38 эффективной вязкости исследуемой системы. Следовательно, критическое ускорение вибрации, равное 2g, соответствует границе перехода дисперсной системы из состояния виброуплотнения в состояние псевдоожижения. Рис. 3.4. Зависимость эффективной вязкости высоконаполненной дисперсной системы I от ускорения вибрации. Интенсивность вибрации (в м2/с3): 0,017 (1); 0,013 (2), 0,01 (3), 0,008 (4), 0,005 (5) Рис. 3.5. Зависимость плотности высоконаполненной дисперсной системы I от ускорения вибрации. Частота вибрации (в Гц): 15 (1); 20 (2); 25 (3); 30 (4); 50 (5) Как видно из рис. 3.4, по мере увеличения частоты вибрации при условии а2 = const и снижении I эффективная вязкость дисперсной системы также снижается. Это объясняется уменьшением степени уплотнения системы в результате снижения интенсивности вибрации. 39 Аналогично исследуемым системам ведут себя при вибрации с ускорением, меньшим критического, грубодисперсные двухфазные системы типа Т—Г при D0 >D0кр. Однако в отличие от грубодисперсных порошков, плотность которых резко уменьшается при переходе из состояния псевдоожижения к виброкипению, у трехфазных дисперсных систем плотность существенно не меняется при вибрации с ускорением, превышающим 2g. Причиной такого поведения трехфазной дисперсной системы Т—Ж—Г с высоковязкой жидкой средой является образование макрогранул в ходе ее приготовления, состоящих из частиц грубодисперсной твердой фазы, покрытых слоем высоковязкой жидкой среды, и частиц высокодисперсного связующего. Такие макрогранулы формируются вследствие того, что вначале на поверхность частиц грубодисперсной твердой фазы наносится тонкий слой жидкой среды и лишь затем слой высокодисперсного порошка. Как было показано выше (см. рис. 2.3), с увеличением интенсивности вибрации с 0,02 до 0,05 м2/с3 эффективная вязкость системы снижается с 11,5 до 1,7 Па с. Объясняется это тем, что по мере увеличения интенсивности вибрации возрастает сила соударения микрогранул, в результате структура оболочки микрогранул разрушается и жидкая среда растекается по поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы; растекание носит волнообразный характер. Это подтверждается микрофотографией структуры дисперсной системы, полученной на электронном сканирующем микроскопе (рис. 3.6). Происходит растекание вязких жидкостей с образованием продольных и поперечных волн [23]. 40 Характер волн растекания высоковязкой среды в основном определяется параметрами вибрации. Чем выше интенсивность вибрации, тем меньше расстояние, на которое сблизятся частицы грубодисперсной твердой фазы. Поскольку толщина связующего в рассматриваемой системе мала (см. табл. 2.1), частицы грубодисперсной твердой фазы через очень короткий промежуток времени придут в соприкосновение через жидкую среду. При этом будет происходить постепенное замещение непосредственных точечных контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы (характерных для сыпучих двухфазных систем Т—Г) на коагуляционные. Поскольку сила сцепления в коагуляционном контакте меньше силы сцепления непосредственного точечного контакта [1], эффективная вязкость дисперсной системы при повышении интенсивности вибрации с 0,02 до 0,05 м2/с3 снижается. При достаточно большой интенсивности вибрации (I 0,07 м2/с3) частицы грубодисперсной твердой фазы сблизятся настолько, что между ними образуется капиллярный мениск. Образование мениска приводит к двум следствиям: во-первых, значительно возрастает сила сцепления между частицами, во-вторых, дальнодействие капиллярных сил также резко увеличивается по сравнению с вандерваальсовыми силами. В результате этого существенно увеличивается и эффективная вязкость дисперсной системы. Схематически процесс образования капиллярного мениска показан на рис. 3.7. а б в Рис. 3.7. Схема процесса взаимодействия частиц грубодисперсной твердой фазы трехфазной дисперсной системы при вибрации: 1 – частица грубодисперсной твердой фазы; 2 – жидкая среда; 3 – частица высокодисперсного связующего. Расшифровка а – в дана в тексте Рис. 3.6. Микрофотография структуры высоконаполненной дисперсной системы I в условиях сдвигового деформирования при вибрации. Увеличение 10 000 Начальная стадия процесса формирования «макроконтакта» характеризуется возникновением множества контактов между высокодисперсными частицами твердой фазы керамического связующего (рис. 3.7, а). Затем по мере сближения грубодисперсных частиц при воздействии вибрации жидкая дисперсионная среда проникает в зону контакта (рис. 3.7, б). Этот процесс завершается формированием капиллярного 41 мениска и выдавливанием структурированной вязко-пластичной системы из зоны «макроконтакта» (рис. 3.7, в). Если объемное содержание высокодисперсного компонента в составе связующего увеличивается, то для формирования «макроконтактов», представленных на рис. 3.7, в, требуется большая интенсивность вибрации. Так, при увеличении содержания высокодисперсной твердой фазы с 10 до 20% необходимо повысить I с 0,05 до 0,1 м2/с3 и соответственно ускорение вибрации с 4g до 6g. С уменьшением дисперсности частиц грубодисперсной твердой фазы толщина слоя оболочки микрогранул уменьшается и, как правило, не превышает 1– 2 слоев связующего (см. табл. 2.1). В результате этого при вибрации интенсивностью 0,02 – 0,07 м2/с3 в дисперсной системе резко возрастает число разделенных прослойкой жидкой среды коагуляционных контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы, вследствие чего снижается эффективная вязкость системы и формирование «макроконтакта», представленного на рис. 3.7, в, облегчается. Рис. 3.8. Реологическая кривая высоконаполненной дисперсной системы I в отсутствие вибрации (1) и при вибрации (2) Как видно из рис. 3.8, в условиях сдвигового деформирования без вибрации вязкость дисперсной системы с ростом от 0,05 до 0,1 с-1 снижается от 1520 до 1250 Пас. При последующем увеличении до 0,19 с-1 вязкость резко возрастает, а затем снова снижается. Это объяс- 42 няется тем, что в узком интервале возникает разрыв сплошности в структуре. При наложении на дисперсную систему вибрационного поля с частотами колебаний 15, 20, 25, 30 и 50 Гц во всем изучаемом диапазоне от 0,05 до 25,3 с-1 эффективная вязкость монотонно падает, и разрывов сплошности не наблюдается. В данном случае вибрация «залечивает» разрывы сплошности. Этот вывод согласуется с ранее опубликованными данными [1]. Таким образом, трехфазные дисперсные системы типа Т—Ж—Г с высоковязкой жидкой средой в условиях сдвигового деформирования при вибрации с различными параметрами ведут себя неоднозначно. При малой интенсивности вибрации в таких системах образуются структуры с непосредственными контактами, реализующимися в процессе взаимодействия гранул в динамических условиях, и такие системы ведут себя подобно грубодисперсным порошкам. По мере повышения интенсивности вибрации и амплитуды колебаний происходит постепенное замещение непосредственных контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы на коагуляционные в результате вытекания жидкой среды через слой высокодисперсных частиц связующего с образованием затем капиллярных менисков. При этом обнаруживается переход дисперсной системы из состояния виброуплотнения в состояние псевдоожижения. Такое поведение трехфазной дисперсной системы типа Т—Ж—Г с высоковязкой жидкой средой объясняется тем, что вследствие малой скорости двухмерной миграции жидкой среды образование коагуляционных контактов в начале процесса структурообразования в условиях сдвигового деформирования при воздействии вибрации затруднено. Из рассмотрения особенности структурообразования трехфазных систем с высоковязкой жидкой средой следует, что главное условие регулирования этого процесса состоит в устранении явления разрыва сплошности путем воздействия вибрации с интенсивностью, достаточной для формирования во всем объеме системы структуры с контактами, представленными на рис. 3.7, в. Это условие должно быть реализовано как на стадии получения многокомпонентного высокодисперсного связующего в системах Т—Г, так и на стадии получения многокомпонентных систем Т—Ж—Г. Критерием его реализации является минимальная эффективная вязкость системы. 43 3.3. Трехфазные системы с маловязкой жидкой средой 44 Реологическое поведение трехфазной дисперсной системы Т— Ж—Г с маловязкой жидкой средой в сдвиговом потоке в отсутствие вибрации аналогично поведению систем с высоковязкой жидкой средой. На рис. 3.9 представлена диаграмма разрушения и тиксотропного восстановления трехфазной дисперсной системы II с маловязкой жидкой средой [состав: зерна карбида кремния, керамическое связующее марки К10 (15 – 3,5%), декстрин (1 – 3%), вода ( = 1 10-3 Па с, 2 – 6%)]. Рис. 3.10. Микрофотография структуры высоконаполненной дисперсной системы II при сдвиговом деформировании без вибрации. Увеличение 500 Рис. 3.9. Кинетическая кривая разрушения и тиксотропного восстановления высоконаполненной дисперсной системы II при течении в отсутствие вибрации (I) и при вибрации (2) В отсутствие вибрации (участок 1) процесс деформации исследуемой дисперсной системы с постоянной скоростью = 7,07 с-1 характеризуется ростом эфф за t < 1 с до достижения максимального значения max, соответствующего предельному напряжению сдвига, последующим спадом эфф после достижения максимума с появлением локальных разрывов сплошности и установлением равновесного уровня эффективной вязкости, значительно меньшего, чем равновесный уровень вязкости для системы I. Как и в дисперсной системе Т—Ж—Г с высоковязкой средой, в системе II в отсутствие вибрации не происходит предельного разрушения структуры во всем ее объеме; образующиеся структуры характеризуются наличием дефектов в виде локальных разрывов (рис. 3.10). С наложением вибрации (рис. 3.9, участок 2) эффективная вязкость системы резко возрастает за t < 1с до максимального значения max в результате увеличения числа связей между частицами твердой фазы как следствие уплотнения структуры и устранения разрывов сплошности. Последующее снижение эффективной вязкости в результате объемного разрушения структуры продолжается до установления равновесного уровня. При этом уменьшение эффективной вязкости по мере разрушения структуры при вибрации превалирует над ее ростом вследствие уплотнения [1]. Это явление обнаруживается и в трехфазных дисперсных системах с высоковязкой жидкой средой, однако, лишь при определенных параметрах вибрации. Характерно, что установившиеся уровни эффективной вязкости дисперсной системы II, как правило, для всех исследуемых режимов вибрации ниже соответствующих уровней эффективной вязкости дисперсной системы I. После прекращения действия вибрации трехфазные дисперсные системы с маловязкой жидкой средой проявляют так же, как и трехфазные системы с высоковязкой жидкой средой, признаки тиксотропного восстановления структуры в сдвиговом потоке. Таким образом, структура трехфазных дисперсных систем с маловязкой жидкой средой в условиях сдвигового деформирования при вибрации проходит те же состояния, что и дисперсные системы с высоковязкой жидкой средой. Вместе с тем в процессе деформации дисперсных систем I и II обнаруживаются и специфические для каждой из них особенности. 45 Для установления механизма течения трехфазной дисперсной системы с маловязкой жидкой фазой в условиях сдвигового деформирования при вибрации были изучены зависимости эффективной вязкости от параметров вибрации (амплитуды, частоты, ускорения и интенсивности) при = 7,07 с-1. Как видно из данных табл. 3.2, с увеличением ускорения вибрации эффективная вязкость дисперсной системы сначала возрастает, затем после достижения максимального значения снижается, и минимальное ее значение соответствует наибольшему ускорению вибрации. Для каждого значения частоты колебаний имеется критическое значение ускорения вибрации, соответствующее максимальному значению эффективной вязкости и определяющее границу перехода дисперсной системы из одного динамического состояния в другое. Т а б л и ц а 3.2 Эффективная вязкость дисперсной системы II при различных значениях ускорения вибрации Частота колебаний f, Гц 15 Эффективная вязкость эфф (Па с) при ускорении вибрации 1g 0,5 2g 4,2 3g 3,7 4g 3,2 5g 3,0 6g – 7g – 8g – 20 1,0 6,8 9,8 11,5 11,0 10,3 9,2 – 25 2,9 4,7 7,5 11,0 16,5 4,5 1,9 – 30 2,1 3,9 6,5 10,5 13,0 13,6 14,2 13,5 50 1,8 2,1 3,1 4,0 5,1 6,1 7,5 8,6 Оказалось, что большей частоте вибрационных колебаний соответствует и большее значение критического ускорения вибрации. Объяснить этот факт возрастанием плотности системы за счет увеличения частоты колебаний нельзя ввиду отсутствия явной функциональной зависимости между этими величинами (рис. 3.11). Отсюда следует, что трехфазные дисперсные системы с маловязкой жидкой средой в отличие от аналогичных систем с высоковязкой средой не ведут себя при вибрации подобно грубодисперсным порошкам. Это подтверждается и результатами исследований влияния интенсивности вибрации на эффективную вязкость дисперсной системы. 46 Рис. 3.11. Зависимость плотности высоконаполненной дисперсной системы II от частоты колебаний при различных ускорениях вибрации: 1 – 7g; 2 – 3g Отличия поведения трехфазных дисперсных систем с маловязкой жидкой средой при вибрации от систем с высоковязкой жидкой средой связаны с различной природой контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы. Так как скорость двухмерной миграции воды в системе II значительно больше скорости двухмерной миграции жидкого стекла в системе I (ж. ст/ Н2О = 2800 раз), то время, необходимое для выделения воды в зону контакта между частицами грубодисперсной твердой фазы, намного меньше. Поэтому уже в процессе приготовления дисперсной системы II между частицами грубодисперсной твердой фазы образуются коагуляционные контакты. Это подтверждается микрофотографиями структур исследуемой дисперсной системы //, полученными с помощью электронного сканирующего микроскопа, в первые 5 – 10 с деформирования системы при вибрации (рис. 3.12). Как видно из рис. 3.12, по поверхности частиц грубодисперсной твердой фазы растекается жидкая фаза (вода) со связующим. Образование коагуляционных контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы в самом начале процесса деформирования дисперсной системы II объясняет принципиальное отличие поведения трехфазной дисперсной системы с маловязкой жидкой средой при вибрации от поведения трехфазной системы с высоковязкой средой, в которой процесс замещения непосредственных контактов между частицами грубодисперсной твердой фазы на коагуляционные растянут во времени. 47 Рис. 3.12. Микрофотография структуры высоконаполненной дисперсной системы II в условиях сдвигового деформирования при вибрации. Увеличение 3000 Анализ влияния амплитудно-частотных параметров вибрации на реологические свойства дисперсной системы II показал, что ее поведение при вибрации определяется амплитудой колебаний (рис. 3.13). Рис. 3.13. Зависимость эффективной вязкости высоконаполненной системы II от амплитуды вибрационных колебаний. Частота колебаний (Гц): 50 (1); 30 (2); 20 (5); 15 (4) Как видно из рис. 3.13, с увеличением амплитуды колебаний эффективная вязкость дисперсной системы вначале резко возрастает, достигая максимума при одном и том же значении амплитуды колеба- 48 ний (для системы II а 2 – 2,5 мм) при частоте колебаний 15 – 30 Гц. При последующем увеличении амплитуды эффективная вязкость системы снижается, достигая минимального значения при а 3 – 3,5 мм. Дальнейшее увеличение амплитуды приводит к росту эффективной вязкости.Такое поведение трехфазной дисперсной системы с маловязкой жидкой средой при вибрации объясняется изменениями ее динамического состояния. При малых значениях амплитуды колебаний (а 2 – 2,5 мм) система уплотняется. Этим и объясняется рост эфф. При последующем повышении амплитуды вибрационных колебаний система переходит в состояние псевдоожижения, сопровождающееся прекращением роста плотности и снижением эффективной вязкости. При этом происходит сближение частиц грубодисперсной твердой фазы за счет выдавливания из зоны контакта высокодисперсного связующего. При амплитуде колебаний более 3 – 3,5 мм частицы грубодисперсной твердой фазы сближаются настолько, что между ними образуются капиллярные мениски, являющиеся причиной роста эфф дисперсной системы. Подводя итоги рассмотрения особенностей поведения трехфазных дисперсных систем в условиях сочетания сдвигового деформирования и действия вибрации, следует отметить исключительную чувствительность их основных реологических свойств (эффективной вязкости и напряжения сдвига) от интенсивности внешних механических воздействий. Выбор параметров этих воздействий, в частности частоты и амплитуды вибрации, с целью регулирования структурообразования при получении трехфазных систем методами смешения должен определяться условиями устранения разрывов сплошности, достижения наименьшей эффективной вязкости и создания в структуре «макроконтактов» между частицами грубодисперсной твердой фазы. Эти «макроконтакты» характеризуются равномерной по толщине прослойкой связующего, в которой сформирована структура из частиц высокодисперсных компонентов с полной заменой непосредственных точечных контактов на коагуляционные. 49 4. ФОРМИРОВАНИЕ ЗАГОТОВОК АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА Уплотнение – завершающая технологическая стадия формирования структуры дисперсных абразивных материалов до их отверждения при обжиге керамического связующего. Поэтому степень однородности (или неоднородности) структуры, образующейся в результате уплотнения, существенным образом сказывается и на свойствах готовых обожженных материалов, в структуре которых «фиксируются» все накапливающиеся дефекты и неоднородности. Ниже приведены результаты исследования реологических свойств абразивных материалов, полученных из абразивных смесей с высоковязкой и маловязкой жидкими средами в результате уплотнения как путем статического прессования, так и при вибрации. Как видно из рис. 4.1, характеризующего реологическое поведение дисперсной системы при вибрационном уплотнении, в этом процессе можно выделить два периода. Первый период соответствует резкому возрастанию продольной эффективной вязкости эфф, связанному с быстрым уменьшением объема и увеличением плотности систем (рис. 4.2). Рис. 4.1. Кинетические кривые изменения продольной эффективной вязкости высоконаполненной дисперсной системы I при различных параметрах вибрации: 1– f = 50 Гц, а = 1 мм; 2 – f = 2 5 Гц, а = 1 мм Второй период характеризуется некоторым снижением эффективной вязкости при незначительном уплотнении системы. В этом периоде преобладают процессы деформации, связанные с перетеканием 50 системы, как показано в [36, 37]. Как видно из рис. 4.2 и 4.3, характер кривых зависимостей lg эфф от t и р для систем I и II аналогичен. Рис. 4.2. Кинетические кривые изменения плотности высоконаполненных дисперсных систем: I (1) и II (2) при различных параметрах вибрации: 1 – f = 50 Гц, а=1 мм; 2 – f = 25 Гц, a = 1 мм Рис. 4.3. Изменение продольной эффективной вязкости высоконаполненных дисперсных систем I и II от их плотности при статическом прессовании (1 и 2 соответственно) и вибрационном уплотнении (4 и 3). Параметры уплотнения: 1 – удельное давление формования Руд = 5 107 Н/м2; 2 – Руд = 4,7 107 Н/м2; 3 – f = 25 Гц; а – 1 мм, Руд = 500 Н/м2; 4 – f = 50 Гц; а = 1 мм, Руд = 500 Н/м2 51 Следует обратить внимание на то, что продольная эффективная вязкость системы I в любой момент времени при уплотнении превышает соответствующее значение продольной эффективной вязкости системы II. Это объясняется большей плотностью системы I по сравнению с системой II при одном и том же значении t. Сравнение значений эфф дисперсных систем I и II, достигаемых при вибрационном уплотнении и статическом прессовании при одних и тех же значениях плотности систем, показывает, что продольная эффективная вязкость обеих систем при вибрационном уплотнении в сотни раз меньше, чем при статическом прессовании, хотя удельные давления формования при статическом прессовании в сотни — тысячи раз выше, чем при вибрационном процессе. Причины резкого различия в поведении дисперсных систем при вибрационном уплотнении и при статическом прессовании заключаются в различии сущности этих способов формования. Как известно, для уплотнения дисперсных систем необходимо непрерывно разрушать структурные связи между частицами и, создавая при этом необходимое давление формования, изменять объем систем до заданного уровня. При вибрационном уплотнении систем эти две функции разделены. Под действием вибрации объемная структура дисперсных систем непрерывно разрушается с разрывом контактов между частицами дисперсных фаз, что дает им возможность перемещаться в объеме. В результате этого вязкость дисперсных систем при вибрационном уплотнении существенно уменьшается (см. рис. 4.3), и для уплотнения систем до заданного уровня необходимо создать незначительное давление формования. Если давление формования чрезмерно велико, то вследствие образования резко упрочняющихся по мере роста плотности структур дальнейшее уплотнение становится невозможным. Таким образом, вибрация позволяет создать оптимальное динамическое состояние системы [1] и осуществить в этих условиях процесс изменения объема при минимальном давлении формования. При статическом прессовании разделения указанных выше функций нет. С помощью давления прессования выполняются одновременно две задачи, а именно: разрушение структуры дисперсной системы и изменение ее объема. Однако объемного разрушения структур дисперсных систем при этом не удается достичь, что и приводит к резкому росту эффективной вязкости системы. Поэтому для получения необходимой плотности системы следует создавать огромные давления прессования, превышающие в сотни — тысячи раз давления прессования при вибрационном уплотнении. 52 Структуры дисперсных систем, сформированных при статическом прессовании и вибрационном уплотнении, существенно различны (рис. 4.4). а б Рис. 4.4. Микрофотографии структур высоконаполненной дисперсной системы, полученной при статическом прессовании (а) и вибрационном уплотнении (б). Увеличение 500 (а) и 100 (б) Структура дисперсных систем при статическом прессовании отличается наличием дефектов и неоднородностей I и II рода: наряду с дефектами, возникающими в ходе структурообразования трехфазных дисперсных систем Т—Ж—Г в условиях сдвигового деформирования без вибрации, образуются новые дефекты вследствие неоднородного распределения частиц грубодисперсной твердой фазы и пор в объеме системы и ослабления зоны контакта между частицами грубодисперсной твердой фазы. Анализ дефектов структур в дисперсных системах до отверждения по сравнению с дефектами обожженного дисперсного абразивного материала указывает на их идентичность и подтверждает высказанное в [1] предположение о том, что основные дефекты и неоднородности зарождаются в начальный период структурообразования дисперсных систем. Вместе с тем структуры, полученные при вибрационном уплотнении, отличаются отсутствием крупных, опасных дефектов, что видно из рис. 4.5. В этом случае формируется более однородная структура с отсутствием разрывов в зоне контакта между частицами. Представляет интерес и сравнение структурно-реологических характеристик систем, полученных при вибрационном формовании и статическом прессовании. В частности, как видно из рис. 4.6, предельное напряжение сдвига трехфазных дисперсных систем по мере роста плотности, естественно, резко возрастает. Однако при вибрационном 53 уплотнении значения Р0 на 30 – 70% выше по сравнению с достигаемой прочностью при статическом прессовании при одинаковых плотностях систем. Характерно, что по мере роста плотности разница в значении Р0 увеличивается. На значение Р0 существенное влияние оказывают параметры вибрации (см. рис. 4.6). Кроме того, прочность получаемой структуры зависит от дисперсности частиц грубодисперсной твердой фазы: с увеличением дисперсности, а также содержания в системе высокодисперсных частиц связующего она возрастает. 54 Зная зависимость P0 = F(1), можно рассчитать среднее значение силы аутогезии Fсв между грубодисперсными частицами твердой фазы [1, 38]. Полученные результаты представлены на рис. 4.7. Рис. 4.5. Микрофотография структуры высоконаполненной дисперсной системы II, полученной при вибрационном уплотнении. (Увеличение 100) а б Рис. 4.7. Зависимость силы аутогезии между частицами грубодисперсной твердой фазы дисперсных систем I (а) и II (б) от их плотности при разных способах уплотнения: 1 – вибрационное уплотнение; 2 – статическое прессование По мере увеличения плотности трехфазной системы средние значения силы аутогезии между грубодисперсными частицами Fсв а б Рис. 4.6. Зависимость пластической прочности высоконаполненных дисперсных систем I (а) и II (б) от их плотности при различных способах уплотнения. Для а: 1 – вибрационное уплотнение, f = 50 Гц, а2 = 2g; 2 – статическое прессование; для б: 1, 2 – вибрационное уплотнение, f = 50 Гц, а2 = 4g (1) и 2g (2); 3 – статическое прессование резко возрастают, причем при одном и том же значении плотности Fсв для системы I выше, чем для системы II. Для обеих систем средние значения сил аутогезии Fсв , достигаемые при вибрационном уплотнении, значительно превышают силы аутогезии между этими же частицами в системах, полученных статическим прессованием. Как было показано выше, при наложении вибрационного поля на дисперсную систему уменьшается расстояние между частицами грубодисперсной твердой фазы, выдавливаемое при сближении грубодисперсных частиц связующее более равномерно распределяется по их поверхности, вследствие чего уменьшается вероятность появления опасных дефектов в процессе формирования структуры «макроконтакта». Этим объясняется: увеличение средней силы аутогезии между частицами. 55 Комплекс проведенных исследований послужил основой для разработки технологии получения дисперсных абразивных материалов и изделий из них, включающей непрерывное вибрационное дозирование высокодисперсных компонентов керамической связки, их смешение, приготовление абразивных смесей: при вибрации и последующее вибрационное уплотнение. Ниже приведены основные показатели структуры и свойств абразивного материала и изделий из него, производимых по этой технологии по сравнению с результатами, получаемыми по традиционной технологии. Плотность структуры — важнейший показатель качества изделий, полученных по обоснованной в этой главе технологии, становится стабильной и легко регулируемой величиной (рис. 4.8). Практически исключаются крупные неоднородности в структуре обожженного абразивного материала (рис. 4.9). 56 Рис. 4.9. Микрофотография структуры обожженного материала шлифовального круга. (Увеличение 300) Т а б л и ц а 4.1 Структурно-механические показатели материала шлифовальных кругов, полученных по традиционной и вибрационной технологии Наименование показателя Рис. 4.8. Распределение кажущейся плотности в шлифовальном круге в зависимости от расстояния (от центра) при разных способах уплотнения абразивной смеси: 1 – вибрационное уплотнение, ударный режим; 2 – вибрационное уплотнение, безударный режим; 3 – статическое прессование Представленные в табл. 4.1 характеристики структуры абразивного материала и свойств изделий указывают на повышение их качества: увеличение прочности структуры, числа связей — фазовых контактов при одновременном уменьшении площади контакта, что снижает вероятность появления опасного дефекта в контактной зоне. Обобщая анализ закономерностей структурообразования, осуществляемого в процессе получения дисперсных композиционных материалов, следует Значение показателя по традици- по вибрационной техонной технологии нологии * Прочность шлифовального Увеличение на 81,4 105 108,8 105 круга на разрыв, Н/м2 25—30% Средняя сила сцепления Увеличение 5,5 10-3 6,6 10-3 в фазовом контакте, Н на 19% Средний предел прочности Увеличение 2,8 107 4,7 107 фазового контакта, Н/м2 на 68% Среднее число контактов Увеличение 14,75 108 16,6 108 в 1 м2 на 12,5% Средний диаметр сечения Уменьшение 15,75 13,32 фазового контакта, мкм на 15,5% Средняя площадь индивиУменьшение 195 139 дуального фазового конна 28,5% 2 такта, мкм * Изменение показателя по сравнению с показателями, достигаемыми при общепринятой технологии производства абразивных материалов 57 иметь в виду, что для каждой конкретной системы параметры процесса, методы его реализации могут быть существенно различны. Однако важно подчеркнуть, что свойства любого дисперсного материала «синтезируются» в течение всего периода создания пространственных структур с момента возникновения поверхности раздела между фазами до завершения образования отвержденного материала с прочными необратимо разрушающимися контактами. Процесс формирования структуры требует непрерывного физико-химического управления структурно-реологическими свойствами дисперсных систем. Речь идет о регулировании стадиями процесса структурообразования в динамических условиях, что еще в недостаточной степени учитывается специалистами-технологами. Анализ кинетики формирования структуры выбранного в качестве примера дисперсного материала указывает на необходимость именно такого подхода к решению технологических задач в производстве разнообразных дисперсных материалов. В технологии концентрированных дисперсных систем и материалов, содержащих твердые фазы, механические воздействия на системы имеют важное значение, поэтому выбор их параметров должен определяться прежде всего из условий достижения изотропного и при этом предельного (или близкого к нему) разрушения структуры с обратимыми по прочности контактами. Осуществление этого принципа обеспечивает получение многокомпонентных дисперсных систем и материалов с заданными свойствами. Достижение при этом минимального уровня эффективной вязкости, намного отличающегося от обычно реализуемого в общепринятой технологии, является главным условием существенного снижения энергоемкости технологических процессов, особенно в тех случаях, когда механические воздействия можно сочетать с модифицированием поверхности твердых фаз при помощи ПАВ и электролитов. Основным критерием при рациональном выборе типа и количества этих добавок должна быть степень снижения энергетических затрат для достижения наибольшей текучести системы, а также качества образующихся дисперсных систем и материалов. Рассмотрение теории высококонцентрированных дисперсных систем с твердой фазой в приложении ее к проблемам технологии и методов регулирования структурно-реологических свойств указывает на важнейшую роль в физико-химическом управлении гетерогенными процессами в дисперсных системах, а также процессами получения качественных дисперсных материалов трех важнейших взаимозависимых характеристик: эффективной текучести (или эффективной вязкости), агрегативной и седиментационной устойчивости в статических и динамических условиях. 58 Первая из этих характеристик определяет уровень энергозатрат при проведении гетерогенных процессов, осуществляемых при подводе к системе воздействий различных видов» (прежде всего механических), а также возможность их интенсификации. Вторая характеристика определяет степень «микрооднородности» или «микронеоднородности» системы, которая выражается в возможности образования агрегатов из частиц в результате коагуляции или, наоборот, в распаде их вследствие пептизации вплоть до предельного дезагрегирования. Третья характеристика отражает «макрооднородность», под которой понимается равновероятность распределения частиц дисперсной фазы в объеме системы. Сочетание этих трех характеристик определяет оптимальное динамическое состояние дисперсных систем в разнообразных гетерогенных процессах, которые осуществляются в аппаратах с внешним подводом механической энергии. Это состояние определяют три основных условия: 1) минимальный уровень эффективной вязкости высококонцентрированной дисперсной системы, соответствующий полному и изотропному разрушению структуры; 2) полное дезагрегирование — пептизация системы; 3) однородное распределение компонентов, прежде всего различных твердых фаз в объеме системы в ходе гетерогенных процессов, т. е. исключение расслоения и образования осадков в результате седиментационных процессов. Независимо от того, сопровождаются или нет химико-технологические процессы в дисперсных системах с твердыми фазами химическими и фазовыми превращениями, указанные три условия оптимального динамического состояния в совокупности обеспечивают достижение максимальной однородности структуры реальных дисперсных материалов. Развитие теории полной реологической кривой концентрированных дисперсных систем применительно к суспензиям позволяет прогнозировать поведение реальных дисперсий в условиях гетерогенных процессов с учетом интенсивности механических воздействий на них. Общий характер зависимости эффективной вязкости (текучести) от интенсивности этих воздействий, определяемой скоростью деформации, для агрегированной системы описывается соотношением: 59 n эфф 1 с1 ; где 1 эфф при ; Fсв с1 ~ ; 0 n 1. 1 D02 (4.1) Минимальное значение и соответствует градиенту скорости, при котором достигается полное дезагрегирование, а максимальное значение и отвечает началу распада структуры на агрегаты с переходом по мере уменьшения градиента скорости, соответствующей возникновению контактов между частицами, к непрерывной (практически неразрушенной) структуре. Вместе с тем, из сравнительного анализа теории полной реологической кривой дисперсных систем и теории коагуляции твердых фаз в жидкой среде при динамических условиях следует, что ранее обоснованное в [15] положение о необходимости и достаточности достижения и поддержания в ходе гетерогенных процессов наименьшего уровня ньютоновской вязкости, т. е. эфф 1 , как главного условия реализации оптимального динамического состояния системы, требует уточнения. Это связано с закономерностями течения ВКДС. Вопервых, поскольку сдвиговое деформирование со скоростью с1 не всегда обеспечивает достижение эфф 1, то для многих систем даже с < фкр становится необходимым еще дополнительное воздействие вибрационных колебаний, исключающих возникновение разрывов сплошности. Это обстоятельство тем более необходимо учитывать, что в реальных концентрированных дисперсных системах, как правило, имеются неоднородности размером D2 > D0 и для таких систем неизбежно возникает разрыв в условиях непрерывного сдвигового деформирования, если напряжение сдвига Рсдв лежит в пределах P1 Рсдв Р2 (где P2 Fсв / D02 , а Р1 P2 D2 / D0 ). Вибрационные воздействия предотвращают разрыв сплошности и позволяют достичь уровня эффективной вязкости эфф, соответствующего 1. Однако именно при вибрационном воздействии возрастает вероятность появления «микронеоднородностей» в результате динамической коагуляции частиц [1]. Этому же может способствовать и эффект ранней дилатансии. Это явление (динамическая коагуляция) учтено в теории коагуляции и агрегативной устойчивости дисперсных систем с твердыми фазами в жидких средах, находящихся в динамических условиях. 60 В связи с этим по мере приближения к уровню 1 при снижении эффективной вязкости с помощью возрастающих по интенсивности механических воздействий) требования к обеспечению агрегативной устойчивости системы возрастают. Если в области 1 эфф < 0 электростатический фактор устойчивости еще может «работать», как это в частности показано автором совместно с А. А. Потаниным, Л. И. Перегудовой и А. П. Ижик на примере высококонцентрированных водоугольных суспензий, то по мере приближения эфф к 1 его роль становится все менее существенной и преобладающим становится действие структурно-механического барьера, точнее проявление таких свойств адсорбционного слоя ПАВ, как модуль упругости, деформируемость и прочность [39]. В динамических условиях агрегативная устойчивость лиофилизованных с помощью ПАВ систем определяется соотношением, характеризующим критическую скорость, при которой становится возможным «пробой» слоя ПАВ. Это условие становится существенно важным, если гетерогенный процесс протекает при градиенте скорости деформирования кр, соответствующем эфф ~ 1. Принципиально новым и важным условием оптимизации гетерогенных процессов в дисперсных системах, осуществляемых при внешних механических воздействиях на них, становится выбор такого вида ПАВ (или сочетания), в присутствии которого относительная скорость движения частиц в среде остается меньше критической кр, т. е. скорости коагуляции и при достижении эфф 1. Кроме того, важную роль для реализации оптимального динамического состояния в ходе гетерогенных процессов приобретает фактор формы частиц в сочетании с оптимальной гранулометрией, чему ранее не придавалось столь существенного значения. Без реализации оптимальной гранулометрии и устранения из состава систем сильно анизометричных частиц или частиц с наличием на поверхности «острых» углов и граней, т.е. участков с малым радиусом кривизны, достижение «микрооднородности» системы существенно затрудняется. Это связано с большей вероятностью «ближней» коагуляции анизометричных частиц или частиц с «острыми» углами. Следствием этого процесса является образование микроагрегатов из частиц даже в области эфф 1. Значительную роль играет вязкость дисперсионной среды. Как видно из приведенной ниже формулы, характеризующей зависимость критической скорости коагуляции кр от вязкости среды , радиуса частицы Rm и радиуса кривизны ее углов R1, кр растет линейно с ростом : 61 R 9 ln 1 h , кр 4Rm (4.2) где – параметр, учитывающий форму частиц (радиус кривизны ее углов); h – расстояние между частицами, соответствующее условиям коагуляции. Этот факт необходимо учитывать при проведении разнообразных гетерогенных процессов, сопровождающихся вынужденной конвективной диффузией. Поэтому эффективный метод повышения агрегативной устойчивости дисперсных систем в динамических условиях может быть основан на изменении реологических свойств жидких сред, например, путем введения различных структурирующих добавок, которые приводят к нелинейной (неньютоновской) зависимости вязкости жидкой среды от градиента скорости сдвига. В этом случае можно принять 1/ 2 кр , тогда кр 10 1 R 2/3 R 1/ 3 кр . (4.3) Особенно сильно сказывается влияние нелинейности этой зависимости на критическую скорость коагуляции в области достаточно высоких значений градиента скорости ( 100 с-1), т. е. именно при высокой интенсивности конвективного массообмена коагуляция становится менее вероятной. Поэтому можно ожидать, что введение в состав водных дисперсных систем в малых количествах добавок структурообразователей, например долей процента сополимеров полиакриловых кислот, резко увеличивает агрегативную устойчивость суспензий и способствует повышению «микрооднородности» системы в динамических условиях, особенно в области эфф 1. Как было отмечено выше, «макронеоднородность» системы, зависящая от ее седиментационной устойчивости, непосредственно связана со степенью разрушения структуры. Достижение и поддержание уровня эфф 1, отвечающее оптимальному динамическому состоянию дисперсной системы, вместе с тем определяет и потерю системой седиментационной устойчивости. Поэтому речь может идти не об исключении седиментации, которая возможна, если || > 0 (где — эффективная плотность частиц за вычетом плотности среды), а о ее замедлении или снижении до минимума. 62 Решение задачи повышения седиментационной устойчивости возможно как путем увеличения концентрации дисперсной фазы в среде, так и введением в состав системы в малых количествах добавок высокодисперсных структурирующих компонентов. В качестве примера, иллюстрирующего влияние концентрации твердой фазы в дисперсионной среде и градиента скорости сдвига на седиментационную устойчивость дисперсной системы (высококонцентрированных водоугольных суспензий) в динамических условиях, можно привести следующие данные (табл. 4.2). Т а б л и ц а 4.2 Влияние состава дисперсии на седиментационную устойчивость Исходная концентрация твердой фазы в воде, % Изменение концентрации , % -1 , с через 1 ч через 3 ч через 7 ч 1 0.2 – 10 0,9 1,2 60 40 1,3 2,1 120 1,5 – 10 1,4 – 58 40 2,1 4,5 20 4,6 – 56 10 3,4 5,2 П р и м е ч а н и е. Исследования выполнены И. А. Голубинской 1,0 2.1 2,4 3,5 3,3 – – – Из приведенных данных (табл. 4.2) следует, что по мере уменьшения концентрации роста скорости деформации интенсивность расслоения системы увеличивается, т. е. возрастает ее «макронеоднородность». Таким образом, возможность повышения объемной концентрации дисперсной фазы при одновременном росте ее дисперсности и сохранении низкого уровня эффективной вязкости с помощью добавок ПАВ в сочетании с оптимизацией гранулометрического состава дисперсной фазы и введением стабилизирующих добавок позволяет решить проблему седиментацион ной устойчивости высококонцентрированных дисперсных систем в гетерогенных процессах. Следует отметить, что факторы, способствующие повышению агрегативной устойчивости системы, т. е. «микрооднородности», вместе с тем положительно сказываются и на стабилизации седиментационной устойчивости системы, т. е. ее «макрооднородности». 63 5. ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА 5.1. Общая характеристика композиционного материала абразивных инструментов Композиционный материал – это гетерофазная система, состоящая из разных материалов, каждый из которых имеет свое определенное назначение применительно к конкретному изделию, которые не могут выполнять свои функции независимо, а используются совместно и должны рассматриваться как единая композиция, обладающая определенным сочетанием свойств [40, 41, 42]. Для композиционных конструкционных материалов характерны следующие признаки: - состав и форма компонентов материала определены заранее; - компоненты присутствуют в количествах, обеспечивающих заданные свойства материала; - материал является однородным в макромасштабе и неоднородным в микромасштабе, компоненты различаются по свойствам, между ними существует явная граница раздела. В большинстве случаев компоненты композиции различаются по геометрическому, физическому и химическому признакам. Один из компонентов, в основном обладающий непрерывностью по всему объему, является матрицей, компонент прерывный, разделенный в объеме композиции, считается усиливающим или армирующим. Дисперсно-упрочненные композиты представляют собой материал, в матрице которого равномерно распределены мелкодисперсные частицы второго вещества (второй фазы), практически не растворяющиеся в первой фазе. К таким композитам относятся изделия, в основном, инструменты, в состав которых в качестве второй фазы входят абразивные материалы, в основном, карбид кремния и электрокорунд. Абразивные материалы характеризуются видом, формой и размерами (или зернистостью) зерен, твердостью, прочностью, смачиваемостью, объемным весом, химическим составом, минеральным составом, абразивной способностью [43]. Видом первой фазы, матрицы или, применительно к абразивным инструментам, связующего определяются методы их изготовления или операции формообразования. К таким методам относятся: статическое прессование, когда происходит уменьшение объема полусухой смеси (влажность 3 – 7 %) с увеличением плотности, с равномерным распреде- 64 лением сжимающих усилий по поверхности; гидростатическое прессование, отличающееся от статического возможностью выравнивания сжимающих усилий по поверхности в зависимости от «местной» плотности смеси; пластическое формование, когда смеси повышенной влажности (20 – 25 %) под давлением заполняют требуемую форму, практически без изменения объема и плотности; шликерное литье (влажность 50 – 80 %), при котором жидкотекучей (низковязкой) композицией заполняется заданная форма. В последнем случае необходимо еще для получения заготовок привести композицию в твердое состояние (охлаждение, нагревание, кристаллизация, отверждение, полимеризация, сшивание и так далее). В зависимости от перечисленных методов формообразования и связанных с ними типов связующих матриц определяется собственно вид самого инструмента, состав компонентов смесей, структура (внутреннее строение) композита, уровень физико-механических свойств. Изменение в составе и структуре непосредственным образом отражается на свойствах композиционного материала и работоспособности инструмента. Знание закономерностей, определяющих в материале наличие и уровень тех или иных физических, механических, теплофизических, технологических и иных свойств, позволяет направленно воздействовать на совершенствование и создание новых материалов [44, 45, 46, 47, 48]. Необходимо проанализировать, что общего в структурообразовании материалов различных абразивных изделий, какие есть особенности, какие проблемы и недостатки, какие могут быть направления совершенствования физико-механических свойств композиционных материалов на различных связующих, позволяющие повысить эффективность и расширить применение инструментов. 5.2. Формирование структуры и структурно-механические свойства материала инструментов на керамической связке Схема технологического процесса производства абразивных инструментов на керамической связке приведена на рис. 5.1. Наибольшее влияние на формирование структуры оказывают операции формования и обжига. При формовании обеспечивается заданный объем заготовки с максимально возможной равномерностью распределения компонентов. При обжиге происходят физические процессы расплавления и цементации связки, окончательно формируются 65 структурно-механические параметры: плотность, прочность, пористость. Исходные материалы Абразивное зерно Клеящий увлажнитель Связка Порообразователь (при необходимости) Дозирование Смешивание Разрыхление Дозирование формовочной смеси Укладка в прессформу Прессование Сушка Обжиг и охлаждение Механическая обработка Торцы Отверстие Периферия Фасон Испытание изделий Размеры и форма Твердость Уравновешенность Прочность на разрыв Готовые изделия Рис. 5.1. Схема технологического процесса производства абразивных инструментов на керамической связке Несомненной проблемой является изготовление абразивных инструментов в широком диапазоне сочетаний степени твердости и номера структуры, прежде всего, высокой твердости и закрытой структу- 66 ры, малой твердости и открытых номеров структур. Да и при наиболее распространенном сочетании средних твердостей и структур имеется достаточно много резервов для повышения эффективности инструментов. К структурно-механическим свойствам, характеризующим качество композиционного материала абразивных инструментов, относятся плотность, пористость, прочности на разрыв, изгиб и сжатие, модуль упругости [49, 43]. Плотность материала инструментов на керамической связке составляет примерно от 2,0 до 2,8 г/см3. Пористость для материала инструментов из электрокорунда стандартных структур и твердостей находится в диапазоне 24 – 50 %, с карбидом кремния – в 1,5 – 2,5 раза меньше, так как при той же структуре и твердости связки больше, соответственно пор должно быть меньше. Прочность при сжатии в 6 – 8 раз, а при изгибе в 1,5 – 2,0 раза больше, чем при разрыве. Прочность больше при повышении твердости и снижении зернистости инструмента, на одну степень твердость выше – прочность на 10 – 15 % выше. Круги из карбида кремния на 10 – 40 % имеют прочность ниже, чем из электрокорунда из-за низкой реакционноспособности связки. Модуль упругости Е композиционного материала абразивных инструментов на керамических связках при твердостях от СМ1 до ЧТ зернистости 25 – 80 равен 6.104 – 1104МПа. Чем больше номер структуры и ниже твердость, тем модуль упругости меньше. Наиболее перспективным является снижение модуля упругости. Качество инструментов существенно зависит от соотношения коэффициентов термического расширения абразивных материалов и связок. Коэффициент термического расширения корундов равен 7010-8 – 8010-7, карбида кремния – 4510-7 - 5510-7, связок промышленного производства 5010-7 - 8010-7. Видно, что связки по коэффициенту термического расширения в основном адаптированы под абразивы. Такое соответствие более важно для спекающихся связок, так как на границе взаимодействия корундов с плавящейся связкой образуется слой Al2O3, который усредняет, выравнивает взаимодействие разнородных материалов [50, 43]. Цель обеспечения высоких значений структурно-механических показателей материала абразивных инструментов обусловлена жесткими условиями их эксплуатации. В первом случае это технологическое транспортирование, обжиг, испытания, во втором – это связано прежде всего с воздействием центробежных сил при работе шлифовальных кругов со скоростями 35 – 60 м/с. Режим с V = 50 – 60 м/с счи- 67 тается скоростным шлифование. Возникающие при этом напряжения определяются по формуле [49, 43]: 0,01С где где 2 V (МПа), g (5.1) 0,01 – переводной коэффициент; – объемный вес, г/см3; g – ускорение силы тяжести (9,8 м/с2); V – рабочая скорость, м/с; С – коэффициент, зависящий от соотношения размеров: D С f( ), d D – наружный диаметр шлифкруга, мм; d – диаметр посадочного отверстия, мм. Величина С у разных исследователей различная. В любом случае возникающие напряжения, особенно при высокой скорости и большом соотношении D/d, близки к прочности на разрыв материала инструмента. При этом на первый план выйдет необходимость обеспечения высокой степени уравновешенности и точности мехобработки инструмента. Следует отметить, что в случае поломки инструмента зона разрыва в основном, проходит по местам сцепления зерна со связкой. Выявлено также, что усилия шлифования малы, по сравнению с центробежными, и реально на вероятность разрыва инструментов не влияют, кроме случаев неправильной эксплуатации и, может быть, отдельных видов обдирочной обработки и глубинного шлифования [51]. Следует отметить, что в случае поломки инструмента зона разрыва в основном, проходит по местам сцепления зерна со связкой. Резерв повышения прочности можно видеть в повышении адгезионных свойств керамических связок. Возможное направление- снижение крупности (зернистости) частиц связки при помоле её составляющих до 20-30мкм, более полное усреднение при смешивании. Также важным является введение или увеличение содержания компонентов, влияющих на повышение реакционной способности связок, влияния на повышение в химическом составе Al2O3, снижение огнеупорности и повышение растекаемости связки при обжиге. Несомненной проблемой является изготовление абразивных инструментов в широком диапазоне сочетаний степени твердости и номера структуры, прежде всего высокой твердости и закрытой структуры, малой твердости и открытых номеров структур. Да и при наиболее 68 распространенном сочетании средних твердостей и структур имеется достаточно много резервов для повышения эффективности инструментов. Так сложным является обеспечение высокой работоспособности шлифкругов малых диаметров на операциях внутреннего шлифования, в том числе по степени и равномерности износа при условии бесприжоговой обработки. Достаточно затруднено получение шлифкругов фасонных профилей, особенно большой высоты (более 100 мм) с высокой степенью равномерности твердости, как по радиусу, так и по высоте. Проблематично стабильное изготовление шлифкругов с большим соотношением D/d и малой высоты (тонких), эксплуатируемых со скоростью 60 м/с. Здесь опасность как по уровню прочности материала, а тем более для инструментов с карбидом кремния, так и по равномерности распределения плотности. Наиболее это заметно на шлифкругах высокой твердости (ВТ-ЧТ). Направлением решения проблемы является использование мелкозернистого абразивного наполнителя. Необходимо обосновать технологические параметры введения наполнителя. Перспективным в современном машиностроении является применение высокопористых абразивных инструментов, изготавливаемых с использованием порообразователей. Технология производства таких инструментов еще недостаточно отработана. Прежде всего, имеется достаточное разнообразие по типу порообразователя. Это могут быть двуводный гипс (CaSO4.2H2O), разлагающийся в процессе обжига, любые органические вещества, в частности, уголь, древесная мука, нефтекокс, даже пищевые продукты (крахмал, крупы и так далее), выгорающие при температуре до 700 – 800 oС. После обжига изделий на месте сгоревших добавок образуются свободные поры. В последнее время отмечено применение пустотелых стеклянных шариков (сфер), оплавляющихся при обжиге или керамических, вскрывающихся при выходе на поверхность при износе инструмента в процессе обработки [52, 53]. Наиболее простым и универсальным, достаточно экологичным и экономичным для промышленного производства высокопористых инструментов можно признать использование выгорающей при обжиге измельченной скорлупы фруктовых косточек [54, 55, 56, 57]. Для высокопористых инструментов проблемным является обеспечение при изготовлении равномерности распределения порообразователя в абразивной массе и в отформованной заготовке, как по радиусу, так и по высоте, достаточной прочности, допустимого разброса сте- 69 пени твердости, в особенности, при малой заданной твердости. Кроме того не изучены возможности таких инструментов в обеспечении требуемого уровня структурно-механических свойств в зависимости от соотношения размеров частиц порообразователя и абразива, содержания порообразователя. Таким образом, анализ показывает, что в основном высокие требования к уровню структурно-механических свойств, предъявляются к композиционному материалу абразивных инструментов, выполняющих ответственные операции абразивной обработки. Общими требованиями являются, прежде всего, необходимость обеспечения равномерности распределения плотности и твердости в материале, как по радиусу, так и по высоте инструмента, достижение более высокого уровня прочности показателей. Достаточно новым подходом в повышении эффективности абразивной обработки является повышение пористости и снижение модуля упругости композиционного материала инструментов. 5.3. Рецептурные и технологические параметры, особенности свойств абразивных инструментов на полимерных связках Назначение абразивных шеверов – окончательная обработка профилей зубьев термообработанных цилиндрических колес из легированных конструкционных сталей с твердостью HRCЭ 50 – 68 [58, 59, 60]. Абразивный шевер представляет собой зубчатое колесо, зубчатый венец которого изготовлен из абразиво-полимерного материала, а ступица обычно металлическая, из стали или алюминиевого сплава. Материал венца абразивного шевера композиционный, состоит из режущих элементов – шлифовального материала в виде абразивных зерен определенных размеров (зернистости), включенных в полимерное связующее, в отличие от металлического шевера, работающего режущими кромками, обрабатывающего «сырые» зубчатые колеса [61, 62]. Анализ имеющихся исследований показал, что результаты оценки влияния зубохонингования на точность колес противоречивы и, прежде всего, по вопросу снижения погрешности профиля. Так, в большинстве работ [63, 64, 65, 66] отмечается снижение основных погрешностей зубьев колес средней точности после зубохонингования по методу свободной обкатки на 20 – 25 %, в том числе колебания ИМР за оборот, накопленной погрешности и разности шагов, погрешностей профиля и направления зубьев. В других исследованиях [67, 68, 69, 70] 70 указывается на возрастание погрешности профиля, в [71] – на ее неизменность. Основными факторами, влияющими на показатели эффективности зубохонингования, то есть на уровень точности и качества обрабатываемых колес, экономичность применения шеверов являются: - геометрические параметры и точность шеверов; - структурно-механические свойства материала шеверов (что нас прежде всего интересует); - условия эксплуатации шеверов. Наблюдаемое в практике повышение точности зубчатых колес после обработки абразивными шеверами, имеющими точность чаще всего ниже, чем у детали, объясняется быстрой сменой и неповторяемостью контактов одних и тех же зубьев шевера и детали, что приводит к перераспределению и усреднению погрешностей колес. Структурно-механические показатели композиционного материала абразивных шеверов во многом определяют работоспособность шеверов. Величины этих показателей зависят от технологических методов изготовления шеверов, вида и зернистости режущего шлифовального материала, вида связки. Изготовление зубохонинговального инструмента за рубежом и в нашей стране в последнее время производится с использованием метода литья. В качестве связующих абразивно-полимерных композиций за рубежом чаще всего применяются эпоксидные смолы [72, 73, 74], их смеси с полиамидом [75], полиуретан [76] и его смеси с эпоксидной смолой в различных соотношениях [77, 78]. В нашей стране шеверы изготавливаются из абразивноэпоксидной композиции методами литья под давлением 3 – 5 МПа [79, 80, 81] и свободного литья [82, 83, 84]. Последний вариант наиболее простой, экономичный, не требует применения сложной оснастки и является наиболее распространенным, принят при промышленном производстве шеверов. Общая технологическая схема изготовления шеверов методом литья в формы приведена на рис. 5.1 [83]. Внутренняя сложнопрофильная поверхность формы изготавливается с использованием металлической копии шеверов (мастер-шеверов). В металлическую форму устанавливается мастер-шевер, центрирование осуществляется по посадочному отверстию. Между зубьями мастер-шевера и стенками формы заливается специальная твердеющая композиция, после полимеризации которой в форму вместо мастер-шевера устанавливается металлическая ступица и в свободное пространство заливается состав по рецептуре материала шевера. Предварительное отверждение абра- 71 зивно-эпоксидной композиции производится при комнатной температуре в течение 3 – 3,5 часов до 80 – 100 0С с выдержкой 5 – 6 часов при этой температуре [83]. Геометрическая и рецептурная характеристика шевера Подготовка компонентов Изготовление формы по мастер-шеверу Дозирование компонентов Подготовка формы, установка ступицы Смешивание компонентов Заливка массы в формы Выдержка массы до полимеризации Выпрессовывание заготовки из формы Термообработка Механобработка торцев Контроль, маркировка Рис. 5.2. Технологическая схема изготовления абразивных шеверов методом литья 72 В качестве основы связки материала шеверов используются эпоксидные смолы ЭД-20, ЭД-16, «Эпокси-1200», имеющие хорошие прочностные и адгезионные свойства, сравнительно невысокую усадку [85, 86, 87]. Для пластифицирования смол применяется дибутилфталат или алифатическая эпоксидная смола ДЭГ-1 [83, 88], а также растворители, например, ацетон [89, 90]. Известны варианты рецептур с пластифицированием композиции каучуками СКН-26 или тиоколом [91]. Основным отвердителем композиций на эпоксидной основе является полиэтиленполиамин (ПЭПА) [92], реже используются другие отвердители аминного типа или ангидриды кислот (например, малеиновый ангидрид) [89]. Другой полимерной основой материала шеверов являются самотвердеющие акриловые пластмассы, например, марки АСТ-Т [93, 94, 95, 96, 97]. Их достоинства – невысокая стоимость, быстрота отверждения при комнатной температуре, отсутствие необходимости в термообработке. Существенные недостатки – большая усадка, дефицитность. Кроме шеверов на жестких связках (эпоксидная, акриловая) с модулем упругости Е0 = 3000 – 6000 МПа имеются разработки эластичного инструмента. В Волжск-ВНИИАШ проведены испытания образцов таких шеверов – на акрило-полиуретановой связке с Е0 = = 1100 – 1200 МПа [98, 99]. Повышенную упругость материалу шеверов придает полиуретан СКУ-ПФЛ [100, 101]. Однако прямое применение полиуретана нетехнологично, компоненты рецептуры токсичны. При сравнительных испытаниях определено, что лучшие режущие свойства имели шеверы на жестких (эпоксидная и акриловая) связках, наибольшую долговечность (наработку) (в 2 – 3 раза выше) – инструмент на эластичной акрило-уретановой связке. Последний обеспечил величину шероховатости поверхности почти на 1 класс ниже, чем жесткие шеверы [102]. Кроме того, первые опробования эластичных шеверов показали наличие зависимости между эффективностью исправления погрешностей геометрических параметров деталей различной исходной точности и степенью упругости материала шевера [103, 104]. Наблюдения показали, что выход шеверов из строя при эксплуатации происходит, прежде всего, из-за поломки зубьев при реверсе, на определенной стадии износа, но далеко не на предельной. Кроме того, замечено влияние на материал шеверов смазочно-охлаждающих жидкостей [105]. Вопросы определения влияния физико-механических свойств материала шеверов на показатели зубохонингования и требований к ним исследованы недостаточно. По данным НИИТавтопрома [106] и Вид абразивного инструмента Состав компонентов материала Упругость Прочность Пористость Плотность Номер структуры Твердость Структурно-механические показатели Вид, режим и условия работы Технология изготовления Абразивная характеристика Связка Абразивный инструмент оценивается характеристикой, в которую, в том числе, входят вид абразивного материала, его зернистость, степень твердости, номер структуры, вид связующего. Совокупность этих параметров обеспечивается определенным расчетным составом сырьевых компонентов и технологией изготовления. При этом полученный композиционный материал характеризуется структурномеханическими показателями, основными из которых следует считать степени плотности, пористости, прочности и упругости. Плотность структуры зависит, прежде всего, от содержания абразива и связки, влияют и технологические параметры. Пористость оценивается различными показателями, в том числе, пористость открытая, закрытая, общая, абсолютная, относительная и т.п. К прочностным показателям относятся, в основном, пределы прочности на растяжение, сжатие, изгиб, реже на сдвиг и кручение. Важным для условий воздействия динамических нагрузок является учет показателя «удельная ударная вязкость». Степень упругости композиционного материала принято оценивать модулем упругости Юнга. В соответствии с абразивной характеристикой, уровнем структурно-механических показателей при определенных эксплуатационных условиях (вид, режим и другие условия работы) достигается соответствующий уровень эксплуатационных и качественных показателей. К таким показателям относятся: съем металла, износ материала инструмента, стойкость между правками и общая, во времени или в штуках обработанных деталей, величина шероховатости и качество (прежде всего, по отсутствию прижогов) обработанной поверхности, точность геометрических параметров детали. Назначение абразивного инструмента Зернистость 5.4. Влияние характеристики абразивных инструментов на их эксплуатационные и качественные показатели 74 На рис. 5.3 приведена схема связи характеристик и параметров абразивных инструментов с их эксплуатационными и качественными показателями. Вид абразива 73 ГАЗа [107], величина прочности на изгиб материала шевера должна быть И 60 65 МПа при твердости выше степени ЧТ (по ГОСТ 18118-79) или НВ 40 – 42 [108]. Приведенные рекомендации не достаточны для полной оценки необходимых свойств материала шеверов. В них не учитывалось наличие упругой деформации материала. Для повышения качества проектирования шеверов необходимо установить более полные требования к свойствам композиционного материала шеверов различной степени упругости, учесть все показатели, связанные с особенностями их эксплуатации. Эксплуатационные и качественные показатели Износ Съем металла материала детали с инструмента Стойкость инструмента Качество обработки Шероховатость поверхности детали Точность геометрии детали Рис. 5.3. Схема связи характеристик и параметров абразивных инструментов с эксплуатационными и качественными показателями 75 В целом требования к структурно-механическим показателям композиционного материала инструментов определяются уровнем заданных требований к перерабатываемой продукции, видом и режимами работы; они также зависят от рецептурной (в т. ч. абразивной) характеристики. При этом спектр таких требований по основным структурномеханическим показателям достаточно широк (табл. 5.1). Т а б л и ц а 5.1 Диапазон структурно-механических характеристик абразивных инструментов Вид абразивного инструмента На полимерных связках На керамической связке высокой твердости На керамической связке малой и средней твердости Высокоструктурные с малой твердостью Высокопористые 2,4 – 2,7 0 – 10 Прочность при разрыве, МПа > 35,0 2,7 – 2,9 20 – 30 > 30,0 5∙104–6 ∙104 2,2 – 2,5 30 – 50 > 25,0 3∙104–4 ∙104 2,0 – 2,2 50 – 60 > 20,0 1∙104–2 ∙104 < 2,0 > 60 > 20,0 < 1 ∙104 Плотность, г/см3 Пористость, % 76 плуатационные и качественные показатели существенно зависят от степени упругости материала инструмента. Перспективно снижение модуля упругости и для инструмента на керамической связке. E0, МПа 40000 30000 20000 Модули упругости, МПа 10000 5000 5000–100 Можно выделить для наглядности интересующий нас диапазон по модулю упругости материала абразивных инструментов на различных связующих (рис. 5.4). Важное применение имеют абразивные инструменты с малым номером структуры (менее № 5) и высокой степенью твердости (ВТ – ЧТ), для которых необходимо обеспечить почти максимальную плотность материала, т.е. малую пористость. Абразивный инструмент на литьевой полимерной связке вообще может быть с почти нулевой пористостью. Инструмент высоких номеров структур (более № 10) и низких твердостей (менее СМ) требует разработки композиционного материала с высокой степенью пористости (более 50 %). Существует группа абразивных инструментов на органических (полимерных) связках, в основном, для отделочной обработки, для материала которых наиболее важным параметром, наряду с высоким уровнем удельной ударной вязкости, является модуль упругости. Экс- 1 2 3 4 Характеристики инструментов Рис. 5.4. Модули упругости композиционного материала абразивных инструментов на керамической связке твердостью ВТ-ЧТ структурой № 4–5 (1) и твердостью ВМ-М структурой № 10–12 (2), на эпоксидной связке (3), на эластичной каучуковой связке (4) При этом для всех видов инструментов необходимо обеспечить высокую степень однородности материала, т.е. равномерность распределения компонентов в композиционной структуре, а также высокую механическую прочность. В совокупности это позволяет сохранить хорошую эксплуатационную долговечность, избежать преждевременного разрушения при динамическом воздействии. Представляет интерес анализ формирования структуры композиционного материала абразивных инструментов на различных связующих в широком спектре структурно-механических показателей и, прежде всего, параметров плотности, пористости, упругости и прочности, так как эти характеристики существенно влияют на эффективность абразивной обработки. Добиться увеличения диапазона по степени пористости абразивных композитов на керамической связке можно при введении выгорающего порообразователя с уточнением параметров по размеру и количеству частиц порообразователя, высокой плотности и прочности – 77 подбором и корректировкой состава связующих, введением наполнителя необходимой зернистости. Работоспособность и эффективность абразивных инструментов на полимерных связках, особенно с фасонными профилями, должны зависеть от степени упругости их материала, регулирование которой может быть достигнуто за счет введения в основную связку эластичной составляющей и упрочняющих модификаторов. В целом формирование рациональной структуры композиционного материала абразивных инструментов, совершенствование таких его структурно-механических параметров как плотность, пористость, прочность и упругость, на стадиях разработки рецептурных характеристик материала и технологических параметров изготовления в зависимости от условий работы и требований к обработке деталей позволит повысить эффективность и расширить область применения инструментов. 78 6. ПРОЦЕССЫ РАЗРУШЕНИЯ И ФОРМИРОВАНИЯ СТРУКТУРЫ МАТЕРИАЛА АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА РАЗЛИЧНЫХ СВЯЗУЮЩИХ 6.1. Модели прочности композиционного материала с учетом дисперсности абразива, содержания пор и модуля упругости связующего 6.1.1. Анализ хрупкого разрушения Абразивные инструменты по своей структуре представляют собой композиционный материал. В общем виде, это – трехфазная система, состоящая из дисперсных частиц абразива различного размера, связующей матрицы, в которой распределены каким-то образом эти частицы, и пор [109]. Особенностью такой композиционной структуры является значительное содержание дисперсной фазы: до 80 % по объему, практически не растворимой в матрице. Одним из важнейших показателей эффективности работы абразивных инструментов и изделий является эксплуатационная стойкость, оцениваемая временем, количеством обработанных деталей и т.п. Особенно это важно в случае наличия случаев преждевременного выхода из строя вследствие поломки (разрыва, скола, слома и др.). Условием стабильной эксплуатации абразивных инструментов и изделий без разрушения является: c разр , (6.1) где c – предельная прочность композиционного материала; разр – разрушающее напряжение. Разрушающими факторами для материала абразивных инструментов и изделий могут быть силы резания Ру и Рz, отнесенные к соответствующим рабочим сечениям, а для тел вращения (шлифкруги, диски и т.д.) – центробежные силы, зависящие от массы и размеров изделия, и особенно существенно от величины дисбаланса, то есть, смещения геометрического центра тяжести. Из теоретической механики известно, что при вращении тела вокруг оси в каждом его элементе возникает центробежная сила С, направленная от оси вращения по радиусу из центра тяжести этого объема, и равная: 2 C mw2 r 2 G v 2 G 2n V n r r, q r q 60 q 30 (6.2) где 79 m – масса рассматриваемого объема тела, кг/см2/м; w – угловая скорость; r – расстояние центра тяжести от оси вращения; G – вес рассматриваемого объема, кг; q – ускорение силы тяжести (9,81 м/сек2); n – число оборотов тела в мин.; V – величина элементарного объема; – удельный вес этого объема; – окружная скорость центра тяжести этого объема. Теоретически шлифовальный круг уравновешен и однороден во всех своих точках, то есть, любые, даже самые малые частицы его объема имеют одинаковый удельный вес . В действительности же в кругах всегда есть некоторый эксцентриситет отверстия (он обусловлен эксцентриситетом оси вращения, непараллельности торцев и другими отступлениями формы от идеальной симметричности относительно оси вращения). Или же круг имеет не одинаковую плотность по одну или другую стороны оси вращения. Возникает неуравновешенная центробежная сила. Величина этой силы возрастает с увеличением скорости вращения, радиуса шлифкруга, а, главное, величины и плотности элементарного неуравновешенного объема. По типу разрушения абразивные композиции следует классифицировать, разделив на две группы, как материал с хрупкой матрицей (керамические, глинистые, кремнеземистые, магнезиальная, частично бакелитовая, связки) и с упруго-пластичной матрицей (органические, полимерные, каучуковые, ряд видов бакелитовых связок) [101]. Абразивные композиционные инструменты отличаются также и технологическими методами изготовления: прессование, статическое и вибропрессование, горячее прессование, гидростатическое и пластическое формование, раскатка, литье под давлением и свободное. Методы изготовления определяются как физическими или количественными характеристиками связующих, так и назначением изделий. Специфика хрупкого или упруго-пластичного поведения композиционного материала абразивных инструментов при разрушении заключается в степени вязкости разрушения, то есть сопротивления материала развитию трещины и разрушению [111, 112, 113, 114]. Мерой этого свойства является величина, называемая энергией разрушения. Обычно энергия разрушения керамики меньше 50000 эрг/см, хрупких полимеров – меньше 200000 эрг/см, для других более хрупких материалов может превышать на несколько порядков. 80 В композиционных материалах, прежде всего, наличие дисперсной фазы является фактором влияния на процесс разрушения. Эта фаза – абразивные частицы, их характеристика и количество – носит прикладной характер и имеет своё эксплуатационное назначение и фактически не может быть изменена. Признано, что теоретическая прочность материала значительно больше получаемой на практике. Теоретические расчеты показывают, что прочность материала должна составлять от 1/20 до 1/7 его модуля упругости, то есть приблизительно должна быть равна Е/10, однако большинство материалов разрушаются при напряжениях от Е/103 до Е/103 [115]. Предполагается, что причиной таких низких прочностей является наличие трещин, возникших либо до приложения напряжений, либо в процессе нагружения. Значит, для повышения прочности необходимо добиться устранения трещин в ненапряженном материале или исключить причины, ведущие к возникновению трещин в процессе приложения напряжений [116, 117, 218]. Установлено, что напряжения в окрестности трещин значительно больше, чем в других местах напряженного тела. Трещины являются источниками разрушения при напряжениях, значительно меньше теоретических. Также установлено, что свободная энергия тела с трещиной и приложенные силы не должны увеличиваться в процессе распространения трещины. Состояние неустойчивости трещины зависит от связи между действительной прочностью, энергией, необходимой для образования новых поверхностей трещины, упругими свойствами материала и длиной трещины [119]. Такая зависимость задается уравнением разрушения Гриффитса, определяющим приложенное критическое напряжение с , соответствующее возникновению неустойчивости трещины [120]: с А( Е / с)1 / 2 , (6.3) где – удельная энергия, необходимая для образования новой поверхности (энергия разрушения); Е – модуль упругости; с – размер трещины (длина). А – постоянная, зависящая от конфигурации трещины и ее расположения, вида нагружения и размера трещины по отношению к размеру тела [121]. Таким образом, в общем случае прочностные свойства композитов зависят от энергии разрушения, модуля упругости и размеров трещины. Для объяснения прочностных свойств композитов с дисперс- 81 ными частицами – абразивными зернами – необходимо исследовать влияние дисперсной фазы на каждый из этих факторов. Энергия разрушения определяется либо как работа, необходимая для образования единицы новой поверхности трещины, либо как энергия, поглощенная вновь образованной поверхностью разрушения и приходящаяся на единицу площади. Известно, что вторая дисперсная фаза влияет на энергию разрушения хрупкой матрицы тремя путями. Один из них связан с пластической деформацией вследствие высоких напряжений около фронта трещины, и эта деформация поглощает энергию при развитии трещины. Явление пластической деформации обычно ассоциируется только с вязкими материалами, но поскольку энергия разрушения даже наиболее хрупких керамик и пластиков, больше присущих им поверхностных энергий [122, 123, 124], предположено, что развитие трещины во всех материалах сопровождается некоторой пластической деформацией. Второй эффект дисперсной фазы состоит в увеличении шероховатости поверхности разрушения вследствие нерегулярной траектории продвижения трещины [125]. Так как предполагалось при выводе уравнений для вычисления энергии разрушения, что поверхность трещины плоская, шероховатость поверхности будет увеличивать энергию разрушения. Третий эффект обусловлен взаимодействием трещины и частиц дисперсной фазы. Отмечено, что фронт трещины, движущейся в хрупком материале, на мгновение останавливается при встрече с включениями [126, 127, 128]. Каждая неоднородность поочередно задерживает продвижение фронта трещины, образуя как бы ступеньки, перед окончательным разрывом фронт трещины изгибается между парой располагающихся рядом мест задержки. На рис. 6.1 приведена схема взаимодействия фронта трещин с дисперсными неоднородностями, предполагая их расположение линейным и на равном расстоянии d между ними. Прямой линией показан фронт трещины до приложения напряжений. Искривленная линия соответствует состоянию, предшествующему прорыву фронта и последующему разрушению [129]. Для такой схемы выражение для энергии разрушения должно содержать два члена: один из них определяет энергию, необходимую для образования новой поверхности разрушения, а другой – энергию, необходимую для увеличения длины фронта трещины. 82 d Рис. 6.1. Схема взаимодействия фронта трещины с дисперсными неоднородностями, линейно расположенными на равном расстоянии d друг от друга С учетом предположения, что места задержки представляют собой безразмерные точки и состояние прорыва наступает, когда фронт трещины между местами задержки имеет полукруглую форму, получено следующее уравнение для энергии разрушения [129, 130]: 0 (Т с / d ) , где (6.4) 0 – энергия разрушения материала матрицы; Т с – линейная энергия на единицу длины фронта трещины; d – среднее расстояние между дисперсными частицами. Исследования показали, что энергия разрушения возрастает с уменьшением расстояния между частицами, но одновременно и с увеличением размеров самих частиц. При малых размерах частиц поля напряжений перекрываются без существенного искривления фронта трещины, тогда как большие частицы разделяют поля напряжений на большие расстояния и поэтому допускают большее выгибание фронта трещины перед окончательным разрывом. Установлено наличие влияния на образование трещин дисперсных частиц размером более 5 мкм. Для абразивных материалов это означает, что практически во всем спектре размеров они являются концентраторами напряжений, влияют на образование и развитие трещин. Если оценивать зависимость энергии разрушения от объемного содержания дисперсных частиц, более интегрированного показателя, то выявлено наличие пиков в таких зависимостях. Так, сначала с увеличением содержания частиц энергия возрастает до определенного 83 максимума, а после достижения 10 – 25 % объемного содержания (меньше при меньших размерах частиц) – уменьшается. Такое снижение энергии разрушения в этом случае объясняется неэффективным взаимодействием при близком расположении частиц, когда композит представляет собой почти сплошную среду. Параметры: размер частиц (модель – шар), расстояние между ними и объемное содержание – связаны следующей зависимостью: d 2D (1 Vд ) / 3Vд , где 84 Подставим рассмотренные величины в формулу (6.3): 1/ 2 T с А 0 E / c 2 D1 Vд / 3Vд ; (6.6) 1/ 2 T 3Vд с А 0 E / c . 2 D1 Vд (6.5) (6.7) Соответственно: d – среднее расстояние между частицами; D – диаметр частиц-шаров; Vд – объемное содержание частиц. с АЕ 2с 0 D 2cD 0Vд 3VдT . 1/ 2 Рассмотрим подробнее зависимость расстояния между дисперсными частицами абразива, их размерами с концентрацией абразива. На рис. 6.2 приведена расчетная зависимость расстояния между частицами от концентрации. Роль модуля упругости композиционного материала в оценке процесса трещинообразования рассматривается через соотношение m Eд / Ем , где d (6.8) (6.9) Е д – модуль упругости дисперсной фазы; Е м – модуль упругости матрицы. 2D В работе [53] показано, что модуль композита должен находиться внутри интервала, определяемого неравенством: 1,5 D D Е д Ем /1 Vд Е м Vд Е д Е с 1 Vд E м Vд E д . 0,5 D 0 25 50 75 100 Vд , % Рис. 6.2. Зависимость расстояния между частицами абразива d, выраженного в диаметрах частиц D, от концентрации абразива Vд Для композиционного материала абразивных инструментов на керамической связке характерно содержание абразива 40 – 60 %, на полимерных связках, изготавливаемых методом литья, – 35 – 50 %. Самая высокая концентрация, до 70 – 75 %, у инструментов на бакелитовой связке, изготавливаемых прессованием. Для общего диапазона концентрации 35 – 75 % расстояние между частицами составляет примерно от 1,24 D до 0,075D. Энергия разрушения зависит также от степени связи по границе разделила дисперсных частиц (абразивов) и частицы связующего. Чем выше межфазовые связи, тем ниже значения энергии разрушения. (6.10) Если отношение модулей m E д / Е м мало, а именно, 0,5 < m < < 3, то различие между границами мало и можно оценивать модуль всего композита с достаточной точностью. Для композитов с высоким или низким отношением модулей, то есть, если m > 3 или m 0 , верхняя и нижняя границы слишком различны, чтобы получить надежную оценку Ес. Это особенно проявляется для композитов на полимерных связках, где m > 20. В этом случае более точно определение: Vд . Е с Ем 1 m /( m 1) 3 Vд (6.11) Как известно, при изготовлении композитов с дисперсными частицами, в том числе, с абразивными зернами, в общем случае особенно при методе прессования полусухих масс, нельзя избежать образования 85 пор. А во многих случаях поры просто необходимы, и их специально создают. Модуль упругости третьей фазы, пор, равен нулю. Модуль упругости Ес трехфазной системы, к которой относится абразивный композиционный материал, можно определять по следующей формуле [131]: 1 Ес Ем (1 Vп2 / 3 ) 1 , (6.12) 2/3 1/ 3 m /( m Vп 1) Vд где Vп – объемное содержание пор; Vд – объемное содержание дисперсных частиц. Модуль упругости композита выше модуля упругости матрицы, если больше модуль упругости дисперсных частиц, что характерно для абразивов. При этом, чем больше объемное содержание абразива, тем выше модуль упругости абразивного композита. Влияние размера частиц на модуль упругости не установлено. Наличие пор существенно снижает модуль упругости композита. При введении выражения (6.12) в формулу (6.11) получим: 1 c AEм 1 Vп2 / 3 1 2/3 1/ 3 m / m Vп 1 Vд (6.13) 2c 0 D 2cDV д 3VдT . 1/ 2 Это выражение представляет собой феноменологическую модель механической прочности пористого композиционного материала с дисперсными частицами абразива при хрупком разрушении. Таким образом, в целом дисперсная фаза увеличивает энергию разрушения и модуль упругости, но при этом приводит, в общем случае, к уменьшению прочности материала матрицы. Эффект дисперсной фазы проявляется во введении в материал либо дефектов, либо трещин. Дисперсии частиц наибольшего размера дают и наибольшие трещины, приводящие к разрушению, а дисперсии частиц наименьшего размера не влияют на размер трещины. Матрица и частицы имеют в реальности различные термические расширения (деформации), что вызывает возникновение остаточных термических напряжений внутри и вокруг дисперсных частиц [9]. Чем больше размер частицы, тем больше напряженный объем как внутри частицы, так и вокруг нее, и таким образом больше накопленная энергия деформации, связанная с частицей (Ид). Тогда трещина образуется 86 только в том случае, когда эта энергия Ид равна либо больше энергии, необходимой для образования новой площади поверхности трещины (Иs). Величины данных энергий зависят от диаметра D частицы, только Ид зависит от объема, то есть, пропорциональна D, a Иs от площади поверхности D2. Кроме того, трещины будут образовываться только в том случае, когда размер частицы больше критического размера Dк, исходя из теоретического условия [133]: Dк 4 м Ед (1 м ) 2 Ем (1 д )/( Т ) 2 Ед Ем , (6.14) где м – энергия разрушения матрицы; – различие между термическими расширениями двух фаз; Т – изменение температуры; – коэффициент Пуассона. Экспериментальные данные [133] подтвердили правильность данной концепции. В реальных композитах есть также вероятность соединения части частиц в агломерат, что уменьшает расстояния между частицами и приводит к перекрытию полей деформаций. Дополнительные концентрации напряжений, кроме термических, могут быть также следствием наличия различных упругих свойств [134]. В совокупности общее уравнение, определяющее приложенное напряжение, при котором начнут развиваться трещины, будет иметь следующий вид: а f ( E м , Е д , м , д ) , 1/ 2 (6.15) где – энергия разрушения фазы с трещиной; f – функция, зависящая от упругих свойств обеих фаз, матрицы и дисперсных частиц (Е и ); D – размер частицы. Остаточные термические напряжения будут вызывать трещины, имеющие следующие формы. Так, при д м ( д и м – коэффициенты термического расширения дисперсной фазы и матрицы соответственно), так как Ед Ем , вокруг частицы будут образовываться лишь полусферические трещины, либо трещины будут проходить на поверхности раздела между частицей и матрицей, что происходит при плохих связях по границам раздела. При м д в любом случае раз- 87 виваются радиальные трещины, которые наиболее вредны, так как могут легко соединяться и образовывать сетку трещин между частицами (рис. 6.3). д м Растянутая частица м д Сжатая частица 88 для размера поры. Это в особенности необходимо для высокопористых композиций с точки зрения обоснования размера порообразователя. Такое исследование проводим как из условия воздействия высоких скоростей вращения, так и вследствие наличия у инструментов неуравновешенных масс. В обоих случаях возникают значительные динамические нагрузки, влияющие на работоспособность и долговечность инструментов. Вследствие высоких скоростей вращения абразивных инструментов, в особенности, шлифовальных кругов, при эксплуатации возникает напряжение [43]: где Рис. 6.3. Расположение трещин и пути разрушения в композитах с дисперсными частицами ( – коэффициент термического расширения; д и м – соответственно индексы дисперсной и матричной фаз) В зависимости от величины коэффициента термического расширения и, в особенности, от уровня адгезионных или диффузионных свойств связующего, разрушение может идти либо по материалу этого связующего, либо по границе раздела абразивное зерно – связка. В первом случае адгезионные или даже диффузионные свойства связки по отношению к абразивному зерну проявляются в значительной мере. Это связано, прежде всего, с высокой реакционной способностью и хорошей растекаемостью связки в обжиге, зависит от степени поверхностного натяжения жидкой фазы, характерно для плавящихся керамических связок. Во втором случае прочность самой связки выше, чем прочность ее связи с поверхностью абразивных зерен. Такое явление свойственно спекающимся керамическим связкам, которые удерживают зерна в основном по принципу заклинивания. Для случая разрушения по материалу связки можно принять в качестве концентратора напряжений пору, рассматривая ее как трещину. Тогда представляется возможным установить граничные пределы по прочности композиционных материалов абразивных инструментов 2 0,1V 2 3 1 1 Rо2 , 4q 3 Rн (6.16) – объемный вес материала; V – окружная скорость; g – ускорение силы тяжести; – коэффициент Пуассона ( = 0,2 – 0,3); Rо и Rн – радиусы отверстия и наружный. Для материала абразивных инструментов можно принять = 0,25. В таком случае: 4,7 103 V 2 q R2 1 0,23 о2 . Rн (6.17) Из уравнения Гриффитса для критического напряжения длина трещины С равна: 4Ec C , (6.18) 2 Принимаем размер трещины С за диаметр поры dпор в композиционном материале абразивного инструмента (С = dпор). Подставив выражение (2.17) в выражение (2.18) при условии С = dпор, получим: d пор 5,8 10 4 Е с q 2 . 2V 4 1 0,23 R02 / Rн2 (6.19) Данный размер поры является максимально допустимым из условия прочности композиционного материала абразивного инструмента под воздействием высоких скоростей вращения. 89 Видно, что размер пор может быть больше при увеличении модуля упругости, снижении плотности материала, уменьшении рабочих скоростей и соотношения радиусов отверстия и наружного. Центробежную силу, возникающую в абразивном инструменте от наличия неуравновешенной массы, можно записать следующим выражением [43]: P G V2 , q Rн (6.20) где G – вес неуравновешенного объема. 90 1 D D 2 1 , n D 3 exp D Ds ( 2)1 / 2 2 Ds где – коэффициент пропорциональности между плотностью дефектов и плотностью зерен. Выражение в фигурных скобках представляет собой плотность нормального распределения размеров зерен. Средняя плотность пор N(D), имеющих средние размеры D и ограничивющих прочность величиной , получается в результате интегрирования выражения (6.16): Тогда напряжение в сечении тела инструмента: N D 2 G V , q Rн ( Rн R0 ) b (6.21) где b – высота тела абразивного инструмента. 2 d пор 1,274 2 н 2 D3 1 D 2 1/ 2 D s N D Подставив выражение (6.21) в выражение (6.18) при условии С = dпор, получим: 2 Ес q R b ( Rн R0 ) . G 2V 4 (6.22) Выведенное таким образом выражение относится к максимально допустимому диаметру поры из условия обеспечения прочности абразивного инструмента под воздействием неуравновешенной массы. Диаметр поры может быть больше прежде всего при максимальном значении неуравновешенной массы, уменьшении рабочей скорости эксплуатации, увеличении модуля упругости и размеров сечения тела инструмента. Рассмотрим вероятность разрушения композиционного материала с дисперсными частицами абразива в хрупкой матрице, например, в керамической связке, с наличием пор. Принимаем распределение размеров пор аналогично размеру абразивных зерен, для которых может быть принят нормальный закон [135]. Пористость формирует объемное распределение дефектов. Плотность дефектов n (D) на единицу объема, имеющим размеры от D до dD, при среднем размере зерен D и стандартном отклонении Ds, можно определить по формуле: (6.23) 1 D D dD ; exp 2 Ds D D . 1 erf 3 2 D 2D s (6.24) (6.25) В формуле (6.25) в квадратных скобках стоит нормальная функция ошибок. При условии, что дефекту размером D соответствует предельная прочность (по аналогии с формулой (6.3): E / 1 2 D 1/ 2 . (6.26) Используя выражение N(D), вычисляется вероятность разрушения Q( ) при напряжении не выше в равномерно нагруженном объеме V0 композиционного материала: V Q 1 exp 0 3 2 D где D D , 1 erf 2 D s (6.27) D – определяется из выражения (6.26); 0 – высокая прочность, соответствующая средним размерам дефектов в малом объеме нескольких размеров зерен. В конечном итоге, определяющими факторами, влияющими на прочность композитов, являются: размер частиц, объемное содержание частиц, связи по границам, отношение модулей упругости, остаточные термические напряжения [136]. 91 Для абразивных композиционных инструментов объемное содержание дисперсной фазы, а часто и основная зернистость (размер частиц) задаются характеристикой, связанной с эксплуатационной функцией и назначением самого инструмента. Поэтому с точки зрения получения высокой плотности и прочности реальным может быть обеспечение оптимального фракционного соотношения дисперсной фазы, то есть, введения наполнителя той же физической природы, но меньшей зернистости. Повысить прочность связей на границе фаз – абразивных частиц и различных связующих – можно в двух направлениях: обработкой дисперсной фазы соединяющими составами или корректировкой состава связующего – матрицы с повышением адгезионных свойств, применительно к конкретному материалу дисперсной фазы. Следует отметить, что при низкой прочности связи фаз при приложении напряжения, даже невысокого по величине, происходит разделение поверхностей двух фаз с образованием так называемых «псевдопор». Наличие таких «псевдопор» увеличивает объемное содержание третьей фазы – пор, влияя на снижение прочности композита. В связи с тем, что дисперсная фаза – вид абразивного материала – задан характеристикой, значение модуля ее упругости постоянно. Модуль упругости матрицы может оптимизироваться вместе с совершенствованием состава или вида связующего, но незначительно. В целом модуль упругости композита в таком случае в большей степени зависит от объемного содержания третьей фазы – пор, наличия «псевдопор». Значительно влияние на прочность абразивных композиционных инструментов остаточных термонапряжений. Наибольшая прочность достигается при равенстве коэффициентов термического расширения фаз. В меньшей степени различие в термическом расширении проявляется при малых размерах дисперсных частиц. Того же можно добиться введением дополнительно дисперсных наполнителей меньшей зернистости. 6.1.2. Особенности упруго-пластического разрушения В отличие от хрупкого разрушения композита, например, на основе керамики, природа упруго-пластического разрушения связана, прежде всего, с деформированием материала в течение времени под действием приложенных напряжений и определяется существенно более низким, чем в первом случае, значением модуля упругости матрицы – связующего [137, 112]. Это характерно для полимерных, ор- 92 ганических, каучуковых связующих. Во-первых, при такой упругопластической матрице могут не возникать или существенно гаситься деформациями заложенные при изготовлении остаточные термические напряжения. Во-вторых, под воздействием приложенных нагрузок вследствие пластических деформаций образование трещин у поверхности частиц происходит медленнее, идет процесс течения, они расширяются в имеющиеся поры и псевдопоры, поры затем сливаются путем образования внутренних шеек, что в последующем ведет к разрушению материала по матрице. Это опять же более медленный процесс, чем при хрупком разрушении, где нет течения. Основной особенностью упруго-пластического разрушения (или вязко-упругого разрушения) в отличие от хрупкого можно считать зависимость первого от временного фактора в существенно большей степени. Соотношение между и временем разрушения t может быть представлено эмпирической формулой: log t a b , (6.28) где а и b – параметры, зависящие от температуры Т, при этом Т – const. Температура также представляет собой важный параметр. Время до разрушения уменьшается с увеличением температуры. Зависимость представляется в следующем виде: log t c d / T , (6.29) где с и d – параметры, зависящие от напряжения при =const. В разработке Журкова [53, 129] это выражение объединено: log t A ( B c) / T . (6.30) После преобразования: 0 expU 0 / кТ , где (6.31) – время разрушения при и Т; – структурный параметр (степень ориентации структуры); U 0 – энергия активации процессов разрыва молекулярных свя- зей. Как рассмотрел Бики [113], при анализе процесса разрушения межатомных связей, если р вероятность того, что накопленная в некоторой связи энергия достаточна для ее разрыва, и – частота колеба- 93 ний атомов, соединенных этой связью, то ежесекундно будет возникать ситуаций, при которых возможен отрыв связей. Вероятность того, что обрыва связей не произойдет в течение времени t, есть 1 p t . При N0 – исходном числе нагруженных связей число связей, соt хранившихся по истечению времени t, составит N 0 1 p . Число связей, которые будут разрушены в течение интервала времени между t и t+dt, равно: dN N 0 1 p pdt . t 94 перед разрушением. Отсюда вероятность р может определяться экспонентой Больцмана: p exp U f / KT , (6.39) в точке неустойчивости pt 1 и f f 0 e , тогда: pc exp U f 0 e / KT . При начальном числе нагруженных связей N0 и оценив, что все связи нагружены равномерно напряжениями , f 0 / N 0 . Тогда: (6.32) После интегрирования: (6.40) pc exp U f 0 e / N 0 / KT . (6.41) tc / 0 exp[U f 0 e / N 0 / KT ] . (6.42) По-другому: N / N 0 1 p 1 1 p / ln1 p . t (6.33) Можно пренебречь степенями выше первых при малых значениях р. Тогда ln1 p p и формула будет: N / N 0 exp pt . (6.34) Обозначая в момент времени t = 0 и t средние усилия на связках как f0 и f соответственно, при постоянной нагрузке, получается: N 0 f 0 Nf . (6.35) Тогда: f f 0 exp pt . (6.36) Последнее условие можно принять в качестве критерия устойчивости, поскольку f начинает быстро расти при pt 1 . Тогда время до разрушения: t c 1 / p . (6.37) Приняв 0 1 / , период колебания атомов: tc 0 / p . (6.38) Главное ограничение в этих рассуждениях то, что теория применима только для времен, больших по сравнению с периодом атомных колебаний. По Бики [113] энергия связи U понижается в результате действия усилий в связи f на величину f , где 2 – абсолютное удлинение связи Для напряжений зависимость от времени разрушения выглядит следующим образом: N 0 / eU N 0 KT / elntc / 0 . (6.43) Анализ результатов исследований показывает, что повышение энергии упруго-пластического разрушения намного больше того, которое можно было бы предсказать, исходя из молекулярной структуры. Это расхождение объясняется рассеянием энергии в процессе формирования слоя модифицированной структуры в плоскости разрушения. В основе полимерных связей лежат материалы, близкие по свойствам к эластомерам или имеющие в составе эластомеры. Они состоят из длинных гибких цепеобразных молекул, связанных между собой случайным образом поперечными связями (поперечными сшивками) и образующих нежесткую молекулярную сетку. Абразивный наполнитель играет роль дополнительных поперечных связей и влияет на степень подвижности сетки. Полученные композиционные материалы не могут быть совершенно упругими, некоторая часть энергии, затраченной на их деформирование, рассеивается. Основные механизмы диссипации энергии: внутреннее трение при изменении положения молекулярных цепей, кристаллизация, вызванная деформацией, разрушение структуры наполненного материала, как двухфазной системы, в рамках связи наполнитель – эластомер. Существует зависимость между значениями работы Wb, требуемой на единицу объема, для разрыва материалов типа эластомер, широкого круга характеристик: 95 2/3 d Wb 8,9W , (6.44) где Wd – энергия, рассеянная при растяжении до разрывного удлинения, кгс/см2; Wd dt . (6.45) Диссипативные процессы предотвращают образование трещин и их рост, можно полагать, и являются основной причиной отклонения от критерия разрушения Гриффитса для материалов с низким модулем упругости (наличием значительных, учитываемых деформаций и вязкого поведения). Предположено, что диссипация энергии есть основной фактор, обеспечивающий прочность материалов такого типа. В целом предполагается, что предельная кривая разрушения может рассматриваться как последовательность трех отдельных областей разрушения: области стеклообразного состояния, области рассеивающего энергию, полностью растяжимого вязкого материала и области, мало рассеивающей энергию, практически идеально упругого материала. Вязкоупругое поведение материала описывается соотношением для величины сопротивления : E , (6.46) где – деформация; – вязкость. Это вязкоупругое состояние может быть представлено следующей механической моделью – в виде параллельного соединения пружины с упругостью Е и жидкостного вязкого элемента (демпфера) с вязкостью [129], приведенной на рис. 6.4. E Рис. 6.4. Двухэлементная модель вязко-упругого состояния материала 96 Во времени вязкоупругое состояние можно описать интегралом Больцмана: t C t t0 0 dt0 , t (6.47) где С – ядра, представляющие собой различные, зависящие от времени, модули. В ряде исследований показано, что для вязкоупругого состояния можно использовать и критерий Гриффитса, заменив в формуле модуль упругости Юнга E на величину податливости, зависимой от времени, то есть, J(t). Рассмотрим роль наполнителя при вязко-упругом разрушении. Следует учитывать два случая в зависимости от размеров наполнителя. Первый – тонкодисперсный наполнитель, его размер сравним с размерами частиц первой фазы – связующего. Этот случай можно назвать, как введение усиливающего наполнителя, органично вписывающегося в структурную сетку связующего. При малых значениях размеров наполнителя абразива и его концентрации в объеме в индивидуальные цепи молекул могут встраиваться эти частицы с образованием очень прочных мостиков, что усиливает степень сшивания, приводит к увеличению модуля упругости, к меньшему рассеиванию энергии. Существует зависимость: д Wd д , 0 Wd0 (6.48) где Wdд , Wd0 – диссипация энергий наполненного и ненаполненного материала, соответственно. Второй случай – когда вводятся заметно более крупные по сравнению с частицами первой фазы (связующее) частицы абразива. В этом случае степень сшивания не улучшается, можно говорить о неусиливающем характере введения наполнителя. Конечно, разграничение только по размеру частиц не абсолютно. Во многом влияет вид связи между фазами. Этому помогать или препятствовать могут примеси, присадки, агенты, модификаторы разного рода со смачивающим (гидрофильным) или несмачивающим (гидрофобным) характером, определенная форма частиц, их физическая природа по степени адгезии, адсорбции и т.п. 97 Некоторые характеристики наполненных систем можно иллюстрировать схематической диаграммой, приведенной на рис. 6.5. A1 (max, L) F A (max, max) C E 0 Рис. 6.5. Схематические диаграммы – , иллюстрирующие характеристики разрушения различных типов наполненных материалов Для высоконаполненных смесевых материалов характерна кривая ОАВ. Точка А – мера прочности и растяжимости, хотя макроскопическое разрушение происходит в точке В уже после прохождения максимальной точки. При этом для max можно определить некоторую деформацию L , при которой начинается расслоение: L max / EL , где (6.49) EL – модуль, определяемый по начальному наклону графика. Материалы, наполненные в меньшей степени, дают кривые вида ОСDEF, особенно если связующие обладают повышенной вязкостью. При этом разрушение не происходит в т. С или т. D. Отслоение может начинаться даже раньше т. С и продолжаться вплоть до т. Е. Тогда разрушение может быть в зоне от т. D до т. F. Можно определить значение критической деформации c 1 , при которой происходит отслоение ( c – степень деформирования материала), в зависимости от содержания наполнителя абразива (Vд). При условии равномерного распределения в композите сферических частиц наполнителя: Vд c 1 ср 11 3 V д max , где ср – среднее значение степени деформирования по линии, проходящей через центры сфер; Vд max – концентрация наполнителя при плотной упаковке. Таким образом, при упруго-пластическом разрушении все процессы зависят от времени и температуры, степени ориентации структуры, построения молекулярных цепей, степени сшивки. В процессе деформирования происходит рассеивание энергии. Существенную роль играет в композиционных материалах размер дисперсных частиц абразива, расстояние между частицами. Очень важны также физическая природа первой фазы – связующего, а также степени адгезионного сродства частиц обеих фаз. B (B , B) D 98 6.2. Закономерности взаимодействия в контакте абразив – связка в зависимости от характеристики инструмента Абразивная масса представляет собой дисперсную гетерогенную систему. В этой системе абразивные частицы являются наполнителем, в наименьшей мере подверженной изменениям на всех стадиях технологии. Связующее, в частности, керамическое, наоборот участвует активно во всех структурных процессах. Чем выше дисперсности компонентов системы и, прежде всего, связки, то есть, чем меньше величина частиц, тем выше активность, больше свободной поверхностной энергии. Значительная часть энергии находится на межфазных поверхностях. При наличии избытка энергии появляется термодинамическая неустойчивость. Для устойчивости необходимы процессы уменьшения дисперсности, в частности, спекание, то есть, переход в термодинамически более устойчивое состояние за счет уменьшения свободной поверхностной энергии. Межфазные границы в композиционной системе на разных стадиях структурообразования имеют искривленную форму, что приводит к капиллярным явлениям. Давления с двух сторон искривленной поверхности разные. С вогнутой стороны – больше. Такая закономерность описывается уравнением Лапласа: 1 1 P , r1 r2 (6.50) где P – капиллярное давление; – свободная поверхностная энергия; r1, r2 – радиусы кривизны. (6.51) 99 В абразивном композите взаимодействие происходи в контактах частиц связка – связка и абразив – связка. Рассмотрим подробнее контакт связка – связка. По физико-механической природе это контакт одноименных тел. В зависимости от температуры плавления связки в таком контакте может быть диффузионное спекание в твердой фазе или диффузионное вязко-текучее спекание с наличием жидкой фазы. Первый случай характеризует процессы спекания стандартной спекающейся связки (типа К33), второй подходит для наиболее распространенных плавящихся керамических связок (К5, К5С, К38, К2ОПГ). На рис. 6.6 приведена схема контакта двух одноименных частиц (в форме сфер). 100 - плавление низкотемпературных эвтектик вследствие сдвига по диаграмме состояния (например, тальк с глиной). В жидкой фазе процессы могут идти за счет поверхностной диффузии или растекания. Условие растекания: 1 > 12 + 2 или 11 >> 12 . где ла; (6.53) 1 и 2 – поверхностное натяжение твердого тела и жидкого те- 12 и 11 – межфазное натяжение на границе твердое – жидкое тело и твердое – твердое тело. Растекание облегчается, если твердое тело частично растворено в жидком. Возникает жидкая прослойка. В ней образуется две силы, действующие на частицы: F1 – от кривизны поверхности жидкости вследствие лапласовского давления P , которая стягивает частицы, и F2 – обусловленная действием сил, вызванных стремлением к сокращению поверхности жидкости, раздвигающая частицы (рис. 6.7). A F2 F1 Рис. 6.6. Схема контакта одноименных частиц (керамическая связка) На рисунке стрелками показаны направления массопереноса из тела частиц в район образующейся шейки. Расстояние А уменьшается, шейка утолщается. При этом происходит постоянное слияние частиц с l уплотнением, уменьшением объема пор. Усадка обратно пропорl циональна вязкости и радиусу частиц: l 3 T , l 4 r где Рис. 6.7. Схема воздействия сил F1 и F2 на контакт частиц керамической связки (6.52) Т – время спекания; – вязкость. Отличие жидкофазного спекания от твердофазного в более активноммассопереносе, ускорении уплотнения. Причины образования жидкой фазы: - плавление низкотемпературных добавок, чаще всего, плавней.; - плавление тонкодисперсных составляющих; Суммирующая сила F F1 F2 зависит от соотношения F1 и F2, связано это прежде всего с количеством образующейся жидкости. С увеличением объема жидкости сила F1 уменьшается, так как кривизна снижается. Сила F2 при этом возрастает вследствие увеличения площади поверхности жидкости. Чтобы капиллярные силы преобладали, надо, чтобы количество жидкости было менее 50 % объема, минимум – 5 %. Кинетика спекания в присутствии жидкой фазы выглядит следующим образом. Можно наблюдать три стадии процесса. В первой 101 стадии идет перегруппировка твердых частиц, так как жидкость имеет искривленную поверхность, возникает избыточное давление, уменьшаются площади поверхности пор, и возрастает плотность. Во второй стадии идет перераспределение вещества по механизму «растворение – осаждение», может быть, обволакивание жидкой фазой твердых частиц, увеличение площади контакта, дальнейшая усадка. Третья стадия – консолидация отдельных частиц в единое твердое пористое тело без жидкости, с преобладанием замкнутых пор. Образуется жесткий «скелет» с уплотнением уже в твердой фазе. Взаимодействие частиц абразива и связки можно назвать контактом разноименных тел, достаточно значительно отличающихся по физическим и химическим характеристикам. Но и при этом взаимодействии может быть диффузионное спекание в твердой фазе (для спекающихся связок и карбида кремния) и спекание с наличием жидкой фазы (плавящаяся связка – электрокорунд). В первом случае происходит контакт взаимонерастворимых твердых тел, во втором – наличие взаимной растворимости материала и частиц. В контакте нерастворимых тел происходит обволакивание фазой с меньшей поверхностной энергией, то есть, керамической связкой, фазы с большей, то есть, абразивного зерна. Такой процесс показан на рис. 6.8. C C A C A A Рис. 6.8. Стадии взаимодействия частиц абразива А и связки С в условиях нерастворимости Толщина слоя связки и степени его неразрывности зависит от объемного содержания связки и номера структуры (плотности компоновки). В контакте частиц электрокорунда и плавящейся связки при температуре обжига абразивных инструментов происходит частичное образование жидкой фазы связки. Процесс происходит как у одноименных частиц. Образуется шейка, куда идет массоперенос материала связки, происходит сближение за счет усадки. Особенностью явля- 102 ется образование третьей, промежуточной зоны с химическим составом, отличным от исходных двух. Происходит смещение границы в сторону вещества, атомы которого более подвижны (эффект Киркенданна). В нашем случае данная переходная зона с увеличенным содержанием Al2O3 находится в пределах керамической связки. На рис. 6.9 показано наличие такой зоны в контакте электрокорунд – плавящаяся связка. Переходная зона A C A C Рис. 6.9. Схема контакта абразив – связка при наличии переходной зоны Контакт в условиях растворимости характеризуется повышенной реактивной диффузией, даже с учетом меньшего объемного содержания плавящейся связки, большая часть которой находится во взаимодействии с абразивом. Процесс спекания композиционного материала абразивных инструментов можно активировать технологическими методами: - механическим; - теплотехническим; - химическим. В первом случае применяется механическое измельчение частиц связки (повышение дисперсности). При этом возрастает удельная поверхность, пластичность поверхностного слоя и избыточная поверхностная энергия, уменьшаются размеры частиц связки, возрастает действие капиллярных сил. При технологической возможности надо оптимизировать температурный режим обжига, регулировать газовую среду. Химический способ заключается во введении активных добавок. К таким добавкам относятся: TiO2, ZrO2 в Al2O3, MgO в Al2O3, CaO, CdO в Al2O3 и другие. 103 6.3. Формирование структуры материала абразивных инструментов 104 V 1 где 6.3.1. Общие принципы формирования структуры композиционного материала где но. (6.55) N – номер структуры. Степень твердости при заданном номере структуры показывает соотношение объемов связки и пор. Специфической особенностью композиционного материала, в состав которого входят абразивные материалы, является, в основном, высокая наполненность композита этой составляющей, определяющей, как правило, свойства и назначение инструмента или изделий. Работоспособность абразивного инструмента или изделия, уровень их физико-механических и, что особенно важно, прочностных свойств, во многом определяется степенью равномерности структуры их композиционного материала. В конечном итоге, после термической обработки при изготовлении инструмента или изделия структура состоит из частиц абразива, связующего и пор. Поэтому одним из главных условий равномерности структуры можно принять соответствие количества зерен абразива и числа пор, то есть: n1 nпор , 62 2 N , зерно (шар) абразивные зерна пора связка пора связка а б (6.54) n1 и nпор – количество зерен абразива и число пор соответствен- При данном условии обеспечивается максимальное и примерно равное количество контактов абразивных зерен между собой, равномерное распределение связки с образованием мостиков. Теоретически, единичная пора образуется в объемном пространстве между четырьмя абразивными зернами с учетом содержания связующего. На рис. 6.10 приведена такая схема контакта зерен, а также модель контакта на примере шаров. Форма единичной пары зависит от многих параметров, прежде всего, от формы абразивных зерен и количественного содержания связующего, и может теоретически иметь вид от четырехконечной звезды (при малом содержании связки) до шара (при высоком содержании связки). Поры связаны друг с другом тем в большей степени, чем меньше связки в структуре. Представляет интерес анализ соотношения размеров абразивных зерен и пор при различных рецептурных характеристиках. Основные характеристики – номер структуры и степень твердости. По номеру структуры определяется объемное содержание абразива (для керамической связки): Рис. 6.10. Схемы контакта абразивных зерен, скрепления их связкой с образованием пор: а – фактическое состояние; б – модели с использованием шаров Объемное содержание керамической связки для инструмента из электрокорунда средних зернистостей можно определить: V св 0,5 2 N 1,5Н , (6.56) где Н – номер степени твердости, приняв НС2 за 0, НС1 = -1, НС2 = -2 и т.д., соответственно НСТ1 = 1, НСТ2 = 2 и т.п. Тогда объемное содержание пор в структуре материала: V пор 100 (62 2 N ) (0,5 2 N 1,5Н ) . После преобразования: Vпор 37,5 1,5Н . (6.57) (6.58) Анализ соотношения размеров зерен и пор особенно важен для открытых структур, когда объем содержания абразива с повышением номера структуры и, соответственно, количества зерен снижается. Тогда при одном и том же содержании связующего объем пор пропор- 105 ционально возрастает. С другой стороны, так как число пор по условию (6.54) также снижается, то объем и размер единичных пор, наоборот, возрастает. Рассмотрим изменение этих параметров. Объем инструмента с заданным номером структуры и степенью твердости: V0 n1 V1 nпор Vпор Vсв , 106 / Соотношение К1 диаметров поры d пор и абразивного зерна d1 со/ ставляет при условии n1 nпор или n1/ nпор : K1 (6.59) K1 3 Объем того же инструмента с изменением номера структуры, но без изменения количества связки: (6.60) где n и n – количество зерен абразива и число пор после изменения номера структуры; / Vпор – объем единичной поры после изменения структуры. Определим объем единичной поры: V0 n1/ V1 Vсв / nпор (6.64) пор , (6.65) 1 где V пор Vпор n пор . 1 / пор / Vпор V V V V n При этом соблюдаются условия: / n1 nпор ; n1/ nпор ; V1 – const; Vсв const ; V – const, / 1 . d1 После подставления и преобразований: где V1 и Vпор – объемы единичных абразивных зерен и пор, соответственно. / / V1/ n1/ V1/ nпор Vпор Vсв . / d пор 1 1 . (6.66) На рис. 6.11 приведен график зависимости соотношения диаметров поры и абразивного зерна в материале инструмента от номера структуры при различных степенях твердости. К1 1,1 1,081 1,05 . (6.61) 1 1,029 1,034 1,0 Исходя из представления зерна абразива и поры в виде шара, / диаметр поры при n1/ nпор : d / пор V0 Vсв 3 0,167n1/ d13 , (6.62) d1 1,912V1 . 0,985 0,944 0,936 2 0,982 0,95 3 0,925 0,9 0,895 где d1 – диаметр абразивного зерна (шара): 3 0,987 0,881 4 0,85 0,844 (6.63) Формулы (6.61) и (6.62) определяют значения объема и размера единичной пары для заданных номера структуры и степени твердости из условия обеспечения максимальной равномерности распределения составляющих структуры материала абразивного инструмента. 0,8 6 9 Номер структуры 12 Рис. 6.11. Зависимости соотношения диаметров пор и абразивных зерен от номера структуры и твердости ВМ2 (1), СМ1 (2), СТ1 (3) и Т2 (4) 107 Исходные данные по объемам зерна и пор взяты из табл. 28 [106], рекомендованной для структур абразивных инструментов из электрокорунда средних зернистостей (№ 16 – 63) на керамической связке. Из рисунка видно, что с увеличением номера структуры, т.е. с уменьшением объемного содержания абразива, при сохранении условия равенства количества абразивных зерен и числа пор, размер (диаметр) пор возрастает, приближаясь к диаметру зерна, причем наиболее близко, даже превышает его при невысокой твердости (СМ – ВМ). Для инструмента из карбида кремния в связи с большим содержанием связки (в 1,5 – 2 раза) при одинаковых номерах структуры, а значит, и объемах абразива соответственно меньше объем и размер пор – соотношение К1 уменьшается в 1, 1 – 1,15 раза. На величину К1 влияет и зернистость абразива: с уменьшением зернистости К1 уменьшается, с увеличением – возрастает, но в меньшей мере, чем от изменения других факторов. 108 зерно контактирует с 14-ю другими, находящиеся на поверхности – с 10-ю. Если связать центры четырех зерен в блоке, то получится равносторонняя пирамида (рис. 6.13). D A Рис. 6.12. Схема максимальной упаковки шаров (зерен) 6.3.2. Условия обеспечения максимальной плотности распределения компонентов Обеспечение высокой степени равномерности распределения абразивных зерен в композиционном материале абразивных инструментов – одна из наиболее важных и постоянных технологических проблем. Для получения при этом также высокой механической прочности необходимо достигнуть максимальной плотности упаковки абразивных зерен в материале. В качестве основного элемента модели такой упаковки наиболее достоверно было бы принять форму абразивного зерна в виде эллипсоида, известна также модель из двух сдвинутых основаниями конусов [101]. Однако такие модели слишком многовариантны, что не позволит получить достаточно простые зависимости структурообразования. Поэтому теоретически, с учетом последующей корректировки по соотношению объемных и насыпных весов, примем для расчета форму абразивных зерен в виде шаров [138]. Тогда максимальная плотность упаковки шаров одного диаметра может быть достигнута в соответствии со схемой, приведенной на рис. 6.12, с учетом объемного представления. В таком случае на 100 процентов реализуется возможность контактов поверхностей зерен. Возьмем блок четырех зерен, каждый из которых контактирует с тремя остальными. Из таких блоков, связанных между собой, состоит структура материала, в целом каждое B D d1 C E2 A E1 E B Рис. 6.13. Блок-схема, соединяющая центры четырех шаров (зерен) Как известно, объем материала абразивного инструмента состоит из объемов абразивных зерен, связки и пор. Определим, какая часть объема занимается абразивными зернами одинакового размера при плотной упаковке, какая остается на связку и поры. Объем одного зерна, как шара: 1 V1 d13 , (6.67) 6 где d1 – диаметр абразивного зерна. 109 Объем всего инструмента, определяемый через межцентровые расстояния, с учетом объемного расположения: V0 d13 sin 2 1 n1 , (6.68) где 1 – угол между ребром пирамиды и высотой боковой поверхности пирамиды (угол DCE на рис. 6.13); n1 – количество зерен в упаковке. Угол 1 определяется из представления, что точка E1 – центр, СЕ – высота боковой стороны пирамиды, точка Е2 – центр, а DE1 – высота всей пирамиды. Тогда cos 1 CE1 / CD , (6.69) 2 где CE1 CE , CE d1 sin (при 600 ). 3 В результате cos 1 = 0,5744, а 1 = 54035/. При известном объеме инструмента количество зерен в упаковке: V n1 3 0 2 . (6.70) d1 sin 1 Часть объема на связку и поры: V V0 V1 n1 V0 Отсюда d13 . n1 V0 1 2 6 6 sin 1 V 1 0,213 . V0 6 sin 2 1 110 количество зерен наполнителя можно определить по следующей формуле: (6.71) (6.72) Содержание абразивных зерен составляет 0,787 объема инструмента. Часть объема, занимаемая абразивными зернами и остающаяся на связку и поры, постоянна по величине и не зависит от размера зерен. Для максимальной упаковки, обеспечения наиболее плотной структуры материала в имеющиеся свободные ячейки между зернами можно вводить наполнитель – абразивные зерна другой зернистости (размера). Необходимо определить оптимальные размер и количество такого наполнителя [139]. Исходя из структуры на рис. 6.12 необходимое n2 3 3 n1 1 . (6.73) Однако, в реальных материалах n2 n1 . Центр единицы зерна наполнителя находится в геометрическом 3 центре пирамиды, точке E2 (рис. 6.13). Определяем E2 D E1 D , где 4 3 E1 D d1 sin 1 . Тогда E2 D d1 sin 1 . 4 Диаметр зерна наполнителя: d 3 sin 1 2 d 2 2 E2 D 1 d 1 0,223d1 . 2 2 (6.74) Объем всей суммы зерен наполнителя определяется по формуле: V 2 d 23 n2 0,0058d13 6 3 3 n1 1 . (6.75) Это примерно 1% от объема основных зерен или 5% от объема связки и пор. Таким образом, расчетным путем показано, что теоретически из условия обеспечения максимальной плотности структуры и высокой механической прочности материала абразивного инструмента содержание абразивных зерен основного размера должно быть 78,7% по объему, часть оставшегося объема, рассчитываемого по формуле (6.75), желательно занимать наполнителем, абразивными зернами меньшего размера (22,3% от диаметра основного зерна). В реальных технологических схемах, при различных требованиях к степени пористости и твердости, приведенные зависимости должны быть скорректированы. Плотной упаковке абразивных зерен (частиц) при рассмотрении их в виде шаров соответствует значение насыпной плотности нас.(теор) 0,787 . Для электрокорунда ( 3,9 г/см3) это 3,07 г/см3, для карбида кремния ( 3,2 г/см3) – 2,51 г/см3. В то же время известно, что при свободной насыпке реальных материалов, имеющих форму, отличную от шара, для электрокорунда нас 1,75 г/см3, для карбида кремния нас 1,4 г/см3. Тогда зависимость будет нас(факт) 0,45 . 111 Можно ввести понятие коэффициента развитости поверхности абразивного зерна, по форме близкого к эллипсоиду, как искажение от формы шара, в виде: нас(теор) нас(факт) 0,787 1,75 . 0,45 112 той структуре (№ 9 – 12). При твердости ВМ1 и структуре № 12 пористость составляет 49,5 %. (6.76) Этот коэффициент практически постоянен, немного зависит только от зернистости абразива. С учетом коэффициента развитости поверхности абразивного зерна доля объема, приходящаяся на поры (и связку) при свободной насыпке составляет: Vнас 1 0,45 0,55 . V0 а (6.77) Это значит, что фактический объем пор больше теоретического в 0,55/0,213 раз, т.е. в 2,582 раза. Тогда в пересчете на линейный размер - диаметр зерна наполнителя по сравнению с диаметром зерна абразива: d2 факт = 1,73 d2 = 1,73 0,223d1 = 0,385d1. (6.78) В формуле (6.78) коэффициент 1,73 получен из сравнения условных диаметров пор, фактического и теоретического. Для примера, по формуле (6.78), при зернистости основного абразива № 16 (160 мкм) оптимальный размер наполнителя 61,8 мкм. Это абразив зернистостью № М50 – М63. 6.3.3. Формирование пористой структуры материала с введением порообразователей Структура композиционного материала абразивных инструментов определяется, прежде всего, номером структуры, то есть, объемным содержанием абразива. Содержание абразива до 52 % соответствует закрытой плотной структуре, с 44 % – открытой структуре, в промежутке – средняя структура. На рис. 6.14 показано строение материала инструмента различной структуры. Степень пористости не зависит от номера структуры при одной и той же твердости, а при одном номере структуры – снижается с увеличением степени твердости. Таким образом, повышение пористости происходит при снижении степени твердости, как правило, при откры- б Рис. 6.14. Строение материала абразивного инструмента с равномерным распределением зерна, связки и пор: а – плотная структура; 6 – открытая структура Расширить нижний предел по содержанию абразива и, соответственно, по увеличению пористости можно за счет введения порообразователя, в частности, выгорающего. Дело в том, что уже при структурах №10 и выше, особенно для низких твердостей (М – ВМ) проблемой является обеспечение достаточной для нормальной технологичности производства «сырой» прочности заготовок инструментов. Введение порообразователя позволяет за счет частичного (временного) заполнения пор поднять уровень «сырой» прочности, жесткости и конструкционной заготовки. При этом в зависимости от зернистости и количественного содержания порообразователя закладывается структура определенной, как правило, высокой пористости [140]. По зернистости, в зависимости от поставленной цели, размер порообразователя может быть от 0,223 d1 (где d1 – диаметр зерна абразива), как теоретически рассчитанной для наполнителя при плотной упаковке, до (4 6) d1 . Если в первом случае в основном решается задача повышения «сырой» прочности заготовок инструментов, то во втором случае преобладает цель обеспечения высокой степени пористости (с крупными порами). Такой инструмент принято называть крупно- или высокопористым (рис. 6.15). 113 114 Nстр А100 17 28 16 30 пора 3 15 32 2 стенка Рис. 6.15. Поры в крупнопористом инструменте Теоретически диаметр зерна порообразователя можно определить из соотношения: d пор d1 3 V К V пор пор где V и V 1 пор , (6.79) 14 34 13 36 12 38 11 40 10 42 1 9 – объемы содержания абразива и пор в соответст- вии с заданными номерами структуры и степени твердости; Кпор – коэффициент, характеризующий соотношение количества пор и количества зерен абразива, то есть количество пор на единицу зерна.В связи с тем, что порообразователь вводится дополнительно к расчетной рецептуре, при заданных номере структуры и степени твердости, фактически за счет увеличения степени пористости изменяется содержание абразивного зерна но отношению к остальным компонентам, а значит и номер структуры. Рецептура абразивной массы рассчитывается по отношению к 100 весовым частям (в.ч.) абразивного материала. Объемное содержание абразивного материала, отнесенные к 100 % (А100), можно определить по следующей формуле: А100 = 100 А / (А + В + С + D), 1 (6.80) где А, В, С и D – объемные содержания абразива, связки, клеящего увлажнителя и порообразователя, соответственно, определенные как отношения их массового содержания в в.ч. к насыпным весам. На рис. 6.16 приведены результаты расчета величины А100 для абразивного инструмента с исходным номером структуры № 10 для степени твердости ВМ-СТ при различном содержании порообразователя (до 30 в.ч.). 0 5 10 20 30 Содержание порообразователя, в.ч. Рис. 6.16. Фактическое объемное содержание абразивного зерна А100 и номер структуры в зависимости от содержания порообразователя при степенях твердости ВМ (1), СМ (2), СТ (3) Анализ показывает, что с увеличением содержания порообразователя объем абразива уменьшается, при этом фактический номер структуры возрастает в сторону открытости. Результат зависит и от степени твердости – для большей твердости изменение меньше, однако незначительно, в пределах 1 – 2 номеров структуры. Для инструмента из карбида кремния при равных условиях изменения по сравнению с электрокорундом меньше, примерно на 1 номер структуры. Важным параметром является размер частиц порообразователя, т.е. его зернистости, по отношению к зернистости абразива. Производным отсюда, в зависимости от содержания порообразователя, будет отношение количества зерен абразива n1 к количеству частиц порообразователя n2/ . Это отношение можно определить по формуле: 3 n1 Κ пор 2 100 , ' Χ 1 n2 (6.81) 115 где К пор / 2 – соотношение диаметров порообразователя d и абразив- ного зерна d1 : К = d 2/ / d1 ; γ1 и γ2 – удельные веса абразива и порообразователя, соответственно; Х – содержание порообразователя, в.ч. На рис. 6.17 приведены зависимости величины n1 / n2 от содержания порообразователя при различных значениях соотношения К для инструмента из электрокорунда. n1 n2/ 320 280 240 200 160 120 4 3 80 1 40 2 0 5 10 20 30 Содержание порообразователя, в.ч. Рис. 6.17. Зависимости отношения количества зерен абразива n1 к количеству частиц поробразователя n2' от содержания порообразователя при отношении К диаметров порообразователя d2 и абразивного зерна d1 (К = d2/ d1) равном 1 (1), 2 (2), 3 (3) и 4 (4) 116 Видно, что соотношение n1/n2/ , определяющее количество зерен абразива на одну частицу порообразователя, с увеличением содержания порообразователя существенно уменьшается, достигая при 30 в.ч. и К = 1 уровня примерно одного зерна на одну частицу. Это соотношение характерно для равномерной структуры обычного абразивного инструмента. Практичным для образования крупных пор является соотношение размеров порообразователя и зерна К = 3 – 4 при содержании порообразователя 10 – 20 в.ч. Тогда на частицу порообразователя приходится 40 – 180 зерен абразива. Получается высокопористый и высокоструктурный (№ структуры 13 –16) инструмент, работающий по принципу прерывистого шлифования, обеспечивающий бесприжоговую обработку с повышенными подачами и глубинами резания. Количество порообразователя также зависит от поставленной цели. Рассмотрим этот вопрос на примере абразивной смеси с электрокорундом при структуре №12 и твердости ВМ1 с расчетным содержанием абразива 38%, связки 12,5% и пор 49,5% (при порообразователя 1,4 г/см3). При этом, если планируется только повышение «сырой» прочности заготовок, то при зернистости порообразователя, вводимого как наполнитель, равной 0,368 d1 , объем одного зерна в 15,6 раз мень- ше зерна абразива. Тогда даже из оптимального расчета nабр / nпор 1 минимальное содержание порообразователя может быть в 21 раз меньше, чем абразива (на 38% абразива – 1,75% порообразователя по объему или на 100 в.ч. абразива – 1,66 в.ч. порообразователя). Если решается задача получения крупнопористого инструмента с зернистостью порообразователя, например, 2,5 d1 , то объем единицы зерна порообразователя в 15,6 раз больше зерна абразива и при nабр / nпор 1 на 38% абразива порообразователя будет приходиться более 500%, что нереально. Разумнее ограничиваться соотношением Vабр / Vпор 1 , тогда на 38% абразива нужно 38% порообразователя или на 1 зерно порообразователя размером 2,5 d1 придется 15 – 16 зерен абразива. Рецептурно на 100 в.ч. абразива (электрокорунда) – примерно 35 в.ч. порообразователя. Полученный материал все-таки будет чрезвычайно хрупким, нежестким и, главное, с твердостью ниже ВМ. Более реально введение 12 – 15 в.ч. порообразователя, или примерно 30 – 35%. Что касается высокопористых абразивных инструментов из карбида кремния, то в связи с существенно меньшей объемной пористостью и прочностью данных изделий порообразователя нужно вводить меньше в 2 – 3 раза. 117 6.3.4. Строение композиционного материала инструментов, изготовленных различными технологическими методами Как выше было сказано, композиты с использованием абразивных материалов изготавливаются различными технологическими методами, имеют различный состав материала, соответственно, различные характеристики и назначение. Так, основными параметрами, характеризующими материалы абразивных инструментов, являются номер структуры и степень твердости. Можно ввести понятие коэффициента структуры по долевому объемному содержанию абразива в инструменте. Тогда, например, для структуры № 0 – К = 0,62, №12 – 0,38. По аналогии для плотной упаковки шаров К = 0,787, что меньше нулевой структуры, для свободной насыпки реальных абразивных зерен К = 0,45. Это соответствует структуре № 8 – 9. Абразивные инструменты для керамической связке изготавливают методом прессования, то есть окончательная структура заготовок формируется из формовочной массы при приложении давления, с увеличением плотности и уменьшением объема, в том числе при возможном раздавливании зерен, изменении их формы, постепенному приближению к шарообразному виду. Рассмотрим структурные характеристики отформованных абразивных инструментов на примере электрокорунда с плавящейся керамической связкой. Рецептурно крайними вариантами можно принять следующие: структура №12 с твердостью ВМ1 – абразив 38%, связка 12,5%, поры 49,5%; структура №0 с твердостью ЧТ – абразив 62%, связка 14%, поры 24%. Это соответствует объемным весам изделий от 1,795 г/см3 до 2,768 г/см3 [43]. Можно определить коэффициенты уплотнения материала при прессовании как отношение объемного веса изделия 0 к плотности свободно насыпанного абразива нас : 0 . нас (6.82) В данном случае для рассматриваемых характеристик возрастает с 1,026 до 1,58. На этом фоне для плотной упаковки шаров равно 1,75. Видно, что в нижнем пределе уплотнения почти нет, в верхнем – всего на 11% ниже теоретически возможной максимальной плотности при одной и той же зернистости абразива в составе смеси. 118 Для абразивных инструментов из карбида кремния со спекающимися керамическими связками структурные характеристики несколько отличаются в связи с тем, что удельный вес карбида кремния = 3,2 г/см3 (в 1,22 раза меньше, чем электрокорунд), а связки вводится при одних и тех же параметрах структуры и твердости примерно на 10 – 15 % больше. Соответственно объемная пористость существенно ниже (на величину изменения связки), но и объемные веса готовых изделий на 5 — 7 % выше, соответственно выше степени уплотнения (коэффициент ). Другие инструменты, рассматриваемые в работе, а именно, абразивные инструменты на полимерных связках, в частности, абразивные шеверы для отделки зубьев закаленных колес, изготавливаются методом свободного литья абразивно-полимерной композиции, состоящей из электрокорунда, эпоксидной связки, пластификатора и отвердителя, с дальнейшей полимеризацией при нагревании. Обычный состав такой композиции: электрокорунд зернистости 6 – 25 – 100 в.ч., связки с другими компонентами - примерно 50 в.ч. В переводе на объем с учетом удельных весов компонентов выходит на единицу объема абразива 1,635 единиц объема полимерных составляющих, или примерно 38 % объемных абразива в смеси. Это соответствует структуре № 12 по принятой системе оценок. При этом фактически пор в правильно отвержденном образце не более 2 – 3 %, что можно не учитывать, соответственно твердость максимальная (ВТ – ЧТ). Состояние свободного литья близко к состоянию свободной насыпки без разрушения зерен. Разница в необходимости наличия «лишней» жидкой фазы (связующего) для обеспечения жидкотекучести композиции. Объемный вес материала шеверов на уровне 2,2 г/см3, коэффициент уплотнения = 1,268 (за счет большого содержания связки). Но и в данном случае для обеспечения максимальной однородности, плотности и прочности желательно введение наполнителя – абразива, в частности, электрокорунда зернистостью 6 – 8 (60 – 80 мкм) для основной зернистости 25 (250 мкм) в количестве 15 – 20 % от содержания основной фракции. Проведенный анализ позволил дать сравнительные структурные характеристики композиционных материалов инструментов на различных связующих в широком диапазоне параметров. 119 7. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ СОСТАВОВ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ИЗГОТОВЛЕНИЯ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА КЕРАМИЧЕСКОЙ СВЯЗКЕ 120 ной степенью реакционноспособности по отношению к абразивам. Связка К10 гораздо более реакционноспособна, чем К33, соответственно первой связки в одинаковых условиях требуется меньше, чем второй. Процесс прессования – это процесс сжатия полусухой, сыпучей абразивно-керамической массы с повышением плотности сформованной заготовки при уменьшении объема. Такое изменение параметров происходит за счет удаления части воздуха, находящегося в смеси, то есть, уменьшения степени пористости. Окончательная пористость материала заготовки абразивного инструмента определяется двумя факторами: первый – наличие расчетных количеств абразива и связки (навеска), второй – давление прессования. В соответствии с принятыми представлениями о характеристике абразивных инструментов объем пор (пористость) определяет степень твердости композиционного материала, оцениваемого как способность удержания абразивного зерна связкой. При одной и той же пористости, то есть, при одной и той же степени твердости в зависимости от объемного содержания абразивного материала оценивается тип структуры (по номеру от 0 до 12, от закрытой до открытой). Такие характеристики абразивных инструментов, как твердость и номер структуры, можно считать основными, они определяют распределение и взаимоположение частиц абразива в среде связующего и пор. На рис. 7.1 приведена зависимость изменения степени твердости от пористости (на примере смесей из электрокорунда на плавящейся связке и из карбида кремния на спекающейся связке). Уровень физико-механических свойств материала инструментов прежде всего связан с видом абразивного материала и его зернистостью, а с видом абразива связан тип связующего, для керамических связок – плавящаяся или спекающаяся. Для одной и той же структуры (объемное содержание абразивного зерна) и степени твердости (определенный уровень прочности удержания зерна связкой) количество спекающейся связки будет вводиться заметно больше, чем плавящейся, соответственно меньше будет пор. Кроме того, связки принято разделять как по химическому, так и по фракционному составу. Так, плавящиеся связки К5 и К5С имеют зернистость по основной фракции 80 – 63 мкм и 40 мкм соответственно. Связки, применяемые для карбида кремния, выпускаются с различ- Твердость 7.1. Физико-механические свойства материала абразивных инструментов в зависимости от типа структуры и степени твердости ЧТ ВТ2 ВТ1 Т2 Т1 СТ3 СТ2 СТ1 С2 С1 СМ2 СМ1 М3 М2 М1 ВМ2 ВМ1 1 2 16 20 24 28 32 36 40 44 48 Пористость в % объема Рис. 7.1. Зависимость изменения степени твердости от пористости материала абразивных инструментов из электрокорунда 1 и карбида кремния 2 Для данных вида абразива, его зернистости и типа связующего характеристика инструмента зависит только от взаимоотношения структуры и твердости. Номер структуры и степень твердости задаются потребителем или определяются изготовителем, исходя из назначения инструмента, требований к его работоспособности и условиям эксплуатации, могут меняться незначительно в рамках оптимизации. Поэтому требование к повышению физико-механических и, прежде всего, прочностных свойств приходится рассматривать в основном в рамках определенной структуры и твердости. На рис. 7.2 приведены зависимости прочности на разрыв от номера структуры (от №0 до №12) при различных твердостях для плавящихся связок К5 и К5С и спекающихся К33 и К10. Зависимости получены для смесей из электрокорунда белого марки 25А (плавящиеся связки) и из карбида кремния зеленого марки 64С (спекающиеся связки) зернистостей 25 (250 мкм) в обоих случаях. Заготовки инструментов обжигались при температуре 1250 0С. 121 раз, МПа 21 18 15 12 9 К5С К5 К10 К33 6 3 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 а раз, МПа 35 30 25 20 К5С К5 К10 К33 15 10 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 б раз, МПа 35 30 К5С К5 25 20 К10 15 К33 10 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 в Рис. 7.2. Зависимость прочности на разрыв от номера структуры материала инструмента при различных степенях твердости: а – ВМ1; б – СМ2; в – ЧТ; и типах связок: К5, К5С, К33, К10. Абразив – 24А25 и 64С25 122 Анализ зависимостей показывает, что с увеличением степени твердости прочность образцов возрастает во всех исследуемых вариантах при изменении на одну степень – примерно на 5 – 20 %. Минимальные значения прочности получаются, естественно, при низких твердостях (при открытых и средних структурах). Самая высокая прочность на разрыв достигается при высокой твердости (ВТ – ЧТ) и закрытой структуре. С повышением номера структуры изменение прочностных показателей не столь однозначно и существенно. Так, при низких твердостях наблюдается даже некоторый рост прочности в пределах низких значений (не выше 8 МПа). При средних твердостях наибольшая прочность достигается при 5 – 7 структуре, в остальных случаях происходит небольшое изменение величины прочности. При высокой твердости прочность с возрастанием номера структуры несколько снижается. По виду связующего, а это значит, и по виду абразивного материала, безусловно, видно, что наибольшая прочность получается с плавящимися связками, где преимущество имеет опять же более тонко молотая по фракционному составу (К5С по сравнению с К5). Реакционноспособная связка К10 обеспечивает несколько более высокую прочность, чем чисто спекающаяся К33. Прочностные свойства черепка абразивных инструментов на керамической связке корректируются в зависимости от зернистости абразива. Прочность возрастает с уменьшением размера частиц абразива (зернистости), так, с изменением зернистости с 25 до 10 прочность может увеличиваться на 30 – 40 %. Фактор давления прессования – еще один рычаг воздействия на обеспечение высокой твердости, а, значит, в основном и прочности материала инструментов. На рис. 7.3 приведена зависимость степени твердости от необходимого удельного давления прессования при различных абразивных материалах и номерах структур, а на рис. 7.4 – зависимость степени твердости от давления формования при различной зернистости абразива. Из рисунков видно, что чем выше твердость, тем при более высоком давлении необходимо формовать заготовку, более плотные (по структуре) инструменты требуют также большего давления. Инструменты из электрокорунда прессуются при меньшем давлении, чем из карбида кремния. Чем выше номер зернистости, то есть, крупнее абразив, тем при меньшем давлении прессуется заготовка инструмента. 123 Степень трвердости 1 2 3 4 ЧТ ВТ Т 7.2. Влияние на структурно-механические свойства материала инструмента содержания мелкозернистого наполнителя, дополнительного введения борного стекла и помола связки СТ С СМ М ВМ 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Р, МПа Степень трвердости Рис. 7.3. Зависимость степени твердости от удельного давления прессования Р при различных абразивных материалах и номерах структур: 1 – 25А 25, структура № 7; 2 – 25А 25, структура № 5; 3 – 64С 25, структура № 7; 4 – 64С 25. структура № 5 1 2 3 ЧТ ВТ Т СТ С СМ М ВМ 0 124 В практике изготовления абразивных инструментов принято для обеспечения заданной характеристики по твердости с уменьшением зернистости абразива несколько уменьшать его объемное содержание, то есть, увеличивать номер структуры. 5 10 15 20 25 30 35 40 Р, МПа Рис. 7.4. Зависимость степени твердости от удельного давления прессования Р при различной зернистости абразива (структура № 7): 1 – № 80; 2 – № 25; 3 – № 8 Как уже было сказано, задачу обеспечения прочности абразивных инструментов на керамической связке необходимо решать, как правило, при уже заданной степени твердости, в том числе, и низкой. С другой стороны, в ряде случаев необходимо создать технологические условия получения самой высокой твердости (ВТ – ЧТ). Большие возможности по обеспечению высокой прочности материала абразивных инструментов дает применение наполнителя той же марки абразива меньшей зернистости. Это подтверждает выводы теоретических исследований по определению оптимальных условий полной упаковки дисперсной фазы в структуре материала абразивных изделий. Так, введение в абразивную смесь к электрокорунду зернистости 16 (160 мкм) наполнителя электрокорунда зернистости М40 – М50 (40 – 50 мкм) в количестве 10 – 15 % от массы абразива позволяет дополнительно увеличить прочность обожженного черепка инструмента на 10 – 15 %. Как показано на рис. 7.5, прочностные свойства композиционного материала инструментов изменяются в зависимости от соотношения размеров мелкозернистого наполнителя и основного абразива. Оптимальное соотношение равно 0,2 – 0,3. При меньших и больших величинах соотношения не создаются благоприятные условия получения структуры с точки зрения большего числа контактов зерен, плотности упаковывания частиц и распределения связки в контактах. Из рисунка также видно, что чем больше заданная твердость, тем величина соотношения меньше. Это объясняется меньшей разреженностью структуры, наличием малых расстояний между зернами абразива. При введении мелкозернистого наполнителя вследствие уплотнения структуры часть связки может выдавливаться, она становится лишней. Таким образом, содержание связки может быть уменьшено на 15 – 20 %. Кроме того примерно на 20 % снижается давление прессования. 125 126 раз, МПа раз, МПа 30 40 20 30 10 20 10 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 dнап /dабр Рис. 7.5. Зависимость прочности на разрыв разр материала от соотношения диаметров наполнителя dнап и основного абразива dабр при твердости ВМ1 (1) , СМ2 (2) и ЧТ (3) Наибольшее значение имеет введение наполнителя при прессовании заготовок инструментов высокой твердости. В этом случае без наполнителя вообще затруднительно решить технологическую задачу в связи с работой на предельных давлениях формования, что отрицательно влияет на состояние пресса и прессформы. Исследования также показали, что применение связки промышленного производства тонкого помола (К5С – 40 мкм) все-таки не является предельным для обеспечения высокой прочности материала инструмента. Так, проведение дополнительного помола данной связки на шаровой мельнице в течение 10 – 12 часов несколько снижает ее зернистость, примерно до 32 – 36 мкм и, главное, обеспечивает высокую равномерность. Такое технологическое воздействие приводит к повышению прочности (на 7 – 10 %). На рис. 7.6 показана зависимость прочностных свойств материала инструмента от зернистости керамической связки. Видно, что в пределах возможностей применяемых технологий и оборудования прочность с уменьшением зернистости связки возрастает. Зависимость на рисунке построена для абразивной массы из электрокорунда 25А зернистости 25, твердостью СМ2, структурой №7. 32 40 63 80 100 Зернистость связки, мкм, менее Рис. 7.6. Зависимость прочности на разрыв разр материала инструмента от зернистости керамической связки Увеличение дисперсности связки влияет на повышение ее реакционной способности, усиление диффузионных процессов в контакте зерно – связка. Кроме того, эффективно в этом плане дополнительное введение в массу борного стекла В2О3 в количестве до 15 % от массы связки; это также приводит к повышению прочности материала инструмента. Фактически так называемое борное стекло представляет собой борно-силикатную фритту примерно следующего состава: SiO2 – 69 %; Al2O3 – 3 %; MgO – 5 %; CaO – 3,5 %; Na2O+K2O – 3,5 %; B2O3 –17 %; Таким образом, видно, что реально добавление к связке примерно 15 % борного стекла (фритты) дает возрастание B2O3 на 2 – 3 %. Однако и такое изменение влияет на прочностные свойства. На рис. 7.7 показана зависимость прочности материала от содержания борного стекла в керамической связке. Увеличение содержания в керамической связке борного стекла приводит прежде всего к некоторому уменьшению температуры ее плавления. В данном случае – до 1170 – 1190 оС. Повышается степень растекания связки по поверхности зерна абразива, в частности, элек- 127 трокорунда, повышается уровень реакционной способности связки, усиливается активность диффузионного процесса, возрастает содержание Al2O3 в приграничной зоне связки. В конечном итоге повышается прочность удержания зерна связкой и в целом прочность инструмента. раз, МПа 30 128 ния абразива, связки и пор, то есть, номинально при тех же значениях структуры и твердости достигается повышение жесткости самого материала инструмента за счет увеличения числа контактов абразивных зерен, адгезионных связей и, в конечном итоге, прочности инструмента. Повышается вероятность удержания зерен под действием нагрузок при эксплуатации, большее число раз контактируют они с материалом детали, что приводит к увеличению стойкости инструмента, как по размеру, так и по числу обработанных деталей, так и к повышению съема металла и коэффициента шлифования. раз, МПа 20 30 10 20 0 5 15 40 30 Содержание борного стекла, % Рис. 7.7. Зависимость прочности разрыв разр материала инструмента от содержания борного стекла в керамической связке 10 0 1 Оптимальный вариант – одновременное использование приведенных путей повышения прочности абразивных инструментов на керамической связке. Величины прочности на разрыв материала абразивных инструментов из электрокорунда белого зернистости 25 с плавящейся связкой К5 и К5С без наполнителя, с наполнителем 25АМ50, с дополнительным помолом связки и при дополнительном введении борного стекла приведены на рис. 7.8. Таким образом, проблема повышения физико-механических свойств, прежде всего, прочности композиционного материала абразивных инструментов на керамической связке решается на фоне, как правило, заданных характеристик: вида абразива, его зернистости, твердости, структуры, вида связки. Основные параметры – твердость и структура. При использовании связки с более тонким фракционным составом, имеющей более высокие адгезионные свойства по отношению к абразиву и собственные прочностные показатели, введением наполнителя – абразива того же вида, но меньшей в 3 – 4 раза зернистости в количестве 10 – 15% от массы абразива основной фракции, также дополнительно борного стекла до 15 % от массы связки и помоле связки до крупности 32 – 36 мкм при том же соотношении содержа- 2 3 4 5 6 Рис. 7.8. Прочность на разрыв материала абразивных инструментов из электрокорунда с плавящейся связкой К5 (1), К5С (2), с наполнителем 25АМ50 (3), с дополнительным помолом связки (4), с дополнительным введением борного стекла (5), К5С с наполнителем, дополнительным борным стеклом и помолом (6) 7.3. Особенности структурообразования и физикомеханические свойства высокопористых абразивных инструментов К высокопористым, а, точнее, к крупнопористым абразивным инструментам относятся инструменты из абразивно-керамического материала высоких или открытых структур (от №10 до № 12 и выше) с, как правило, низкой твердостью (ВМ1 – М3, максимум СМ2). При этом, в частности, для инструмента из электрокорунда обеспечивается объемная пористость 35 – 70 % с размером пор более размера абразивных зерен. При малом содержании абразива и связки, высокой пористости естественно наличие невысокой прочности материала инстру- 130 Т а б л и ц а 7.1 Плотность, г/см3 Пористость, % Газопроницаемость (м2/Ра.с).10-8) Прочность при сжатии, МПа 25 Показатели Содержание от массы абразива, % Зернистость 25 Порообразователь Зернистость Электрокорунд 91А Вид и марка Абразивный материал Номер структуры Физико-механические свойства обожженных образцов различных характеристик с порообразователем Карбид кремния 64С 129 мента. Несмотря на это, в целях расширения технологических возможностей абразивного инструмента в состав формовочных смесей вводят порообразователи, в частности, выгорающие, с размером частиц в несколько раз больше, чем абразивное зерно. Проведены исследования влияния введения в качестве порообразователя дробленых фруктовых косточек различной крупности (№25, 40 и 80) в различном количестве (7, 10 и 15 % от объема абразивных зерен) в формовочные массы из электрокорунда белого или хромтитанистого, а также из карбида кремния зеленого зернистостью № 25 в обоих случаях при различной заданной структуре (№6, 8, 10 и 12) на физико-механические свойства, включая плотность, пористость, газопроницаемость и прочность при сжатии. Параметр газопроницаемости характеризует степень открытости структуры, скорость прохождения объемов воздуха через пористый материал, что связано косвенно и с условиями эксплуатации инструмента. Результаты таких исследований приведены в табл. 7.1 и на рис. 7.9 – 7.11. Результаты показывают, что плотность образцов с введением порообразователя, выгорающего после обжига, уменьшается на 13 – 20 %, причем больше для карбида кремния. Уменьшение происходит примерно пропорционально увеличению номера структуры, зернистости и количества порообразователя. Пористость образцов возрастает примерно на 30 % с увеличением структуры, зернистости и количества порообразователя. Однако при низкой зернистости порообразователя (№25) пористость образцов может быть не выше, чем у образцов 6 структуры без порообразователя (для электрокорунда). Изменение газопроницаемости, в отличие от других исследуемых показателей, с введением порообразователя более существенно, одновременно с повышением структуры она возрастает в 5 – 6 раз, с повышением зернистости и количества порообразователя – в 1,25 – 1,5 раза (в пределах 8 – 12 структур). Обращает на себя внимание существенно более низкий (почти в 4 раза) уровень газопроницаемости образцов из карбида кремния при равных заданных параметрах. Только при 10 – 12 структурах за счет введения порообразователя образцы из карбида кремния достигают уровня газопроницаемости образцов 6 структуры из электрокорунда без порообразователя. Такая разница не может не отражаться на работоспособности соответствующих абразивных инструментов [141, 142]. 6 – – 2,16 39 320 49 8 80 10 2,02 40 1080 36 10 25 10 2,01 33 1190 35 10 40 10 1,95 39 1320 35 10 80 7 1,96 41 1380 39 10 80 10 1,93 43 1550 37 10 80 15 1,90 46 1680 33 12 80 10 1,88 48 1720 34 6 – – 1,93 32 85 48 8 80 10 1,74 37 180 32 10 25 10 1,77 35 210 33 10 40 10 1,71 37 255 32 10 80 7 1,68 38 280 32 10 80 10 1,62 39 300 31,5 10 80 15 1,59 41 340 29 12 80 10 1,55 42 495 28 132 2,3 2,2 46 2,2 3 2,0 42 1,9 40 1 1,8 38 4 42 41 3 40 2,1 39 2,0 38 1,9 37 1 4 1,8 1,7 36 1,7 1,6 34 1,6 32 1,5 36 Пористость, % 44 2,1 Плотность, г/см3 48 Пористость, % Плотность, г/см3 131 2,3 35 34 2 1,5 6 8 10 2 32 0 12 33 25 40 80 Номер зернистости порообразователя Номер структуры а а 46 5 1200 43 1000 40 800 37 34 600 7 8 31 400 1400 46 5 1200 43 1000 40 800 37 7 600 34 400 28 200 31 200 6 0 49 1600 6 25 6 8 10 12 Номер структуры б Рис. 7.9. Зависимость плотности (1, 2) пористости (3, 4), газопроницаемости (5, 6) и прочности при сжатии (7, 8) высокопористого материала от номера структуры: 1, 3, 5, 7 – электрокорунд 91А; 2, 4, 6, 8 – карбид кремния 64С (зернистость порообразователя № 80, количество 10% от массы абразива) Прочность при сжатии, МПа 1400 Газопроницаемость, (м2/Ра.с).10-8 49 1600 Прочность при сжатии, МПа Газопроницаемость, (м2/Ра .с).10-8 1800 8 28 0 25 40 80 Номер зернистости порообразователя б Рис. 7.10. Зависимость плотности (1, 2) пористости (3, 4), газопроницаемости (5, 6) и прочности при сжатии (7, 8) высокопористого материала от зернистости порообразователя: 1, 3, 5, 7 – электрокорунд 91А; 2, 4, 6, 8 – карбид кремния 64С (номер структуры № 10, количество 10% от массы абразива) 48 2,2 46 2,1 1 44 3 2,0 42 1,9 40 2 1,8 4 Пористость, % Плотность, г/см3 133 2,3 38 1,7 36 1,6 прочности при сжатии сж от номера структуры N, зернистости порообразователя dn и содержания порообразователя Vn аппроксимируется следующими уравнениями с достоверностью 0,98 – 1,00 для инструмента на электрокорунде: 34 1,5 32 0 7 15 10 134 Дело в том, что величина газопроницаемости в данном случае характеризует, прежде всего, размер пор, то есть с увеличением размера пор в несколько раз при почти той же степени объемной пористости соответственно возрастают скорости и объем проникновения воздуха или СОЖ через структуру материала. Прочностные свойства снижаются при переходе от 6 до 8 номера структуры с введением порообразователя на 27 – 40 %, затем уровень в основном стабилизируется, почти независимо от фракционного и количественного содержания порообразователя (колебание результатов не более 15 %).Полученные и приведенные на рис. 7.9, 7.10 и 7.11 зависимости плотности , пористости П, газопроницаемости G и Содержание порообразователя, % масс. а 49 1600 5 1400 46 1200 43 1000 40 800 37 7 600 34 8 400 31 200 Ппрочность при сжатии, МПа Газопроницаемость, (м2/Ра.с).10-8 1800 28 6 25 0 7 10 15 Содержание порообразователя, % масс. б Рис. 7.11. Зависимость плотности (1, 2) пористости (3, 4), газопроницаемости (5, 6) и прочности при сжатии (7, 8) высокопористого материала от содержания порообразователя: 1, 3, 5, 7 – электрокорунд 91А; 2, 4, 6, 8 – карбид кремния 64С (номер структуры №10, зернистость порообразователя № 80) 0,004 N 3 0,0175N 2 0,2533N 3,15 ; П = 0,2438N2 – 2,8525N + 47,085; G 31,95 N 2 799,5N 3373 ; (7.1) (7.2) (7.3) сж 0,316 N 3 9,225 N 2 89,033N 319,5 ; (7.4) 5E 05d n2 0,0071d n 2,1574 ; (7.5) 3 n 2 n П 0,0002d 0,02d 0,7872d n 39 ; 2 n G 3,108d 39,393d n 362,18 ; 3 n 2 n сж 0,0001d 0,0204d 0,9711d n 49 ; 3 n 2 n 8E 05V 0,0034V 0,0498Vn 2,16 ; 2 n (7.6) (7.7) (7.8) (7.9) П 0,0215V 0,1122Vn 39,495 ; G 8,2872Vn2 214,01Vn 325,24 ; (7.10) (7.11) сж 0,0711Vn2 2,1166Vn 48,908 . (7.12) Для инструмента из карбида кремния зависимости представлены в следующем виде: 3,4717 N 0, 3288 ; (7.13) П 0,054 N 3 1,5875N 2 16,558 N 21,7 ; (7.14) 2 G 9,375N 114,25 N 442 ; 3 2 сж 0,2937 N 8,7 N 87,575 N 309,7 ; (7.15) (7.16) 135 5E 05d 0,0073d n 1,9207 ; 136 (7.17) 2 n (7.18) 2 n G 0,0075d 3,8976d n 127,39 ; (7.19) сж 0,0002d n3 0,0253d n2 1,1259d n 47,5 ; (7.20) П 0,0006d 0,1409d n 31,914 ; 2 n 0,0016V 0,0489Vn 1,949 ; (7.21) П 0,0061Vn3 0,1818Vn2 1,9414Vn 32 ; (7.22) 2 n G 0,2922V 10,981Vn 119,84 ; 2 n сж 0,1048V 2,7257Vn 46,854 . (7.23) (7.24) Проблемой является низкая «сырая» прочность, осыпаемость кромок и в конечном итоге невысокая прочность обожженного черепка абразивных инструментов, особенно из карбида кремния. Такой недостаток в целом характерен для инструментов открытых структур и низких твердостей. Отчасти этот недостаток исправляется (для «сырой» прочности) как раз введением в состав смесей выгорающего порообразователя. Но применение порообразователя, с другой стороны, приводит к ряду других технологических проблем, главная из них – неравномерность распределения частиц порообразователя в смеси, что в конечном итоге приводит к существенному расхождению значений твердости как от центра к периферии по радиусу, так и по высоте инструмента. Кроме того, это отражается и на степени неуравновешенности инструментов. Причина – различие в удельном и насыпном весе порообразователя по сравнению с другими компонентами смеси, особенно с абразивом. Так, насыпной вес абразивных материалов – 1,4 – 1,8 г/см3, связки – 0,8 – 0,9 г/см3, а косточкового порообразователя примерно 0,6 г/см3. В результате исследований выявлено, что для компенсации такого различия необходимо порообразователь предварительно перед использованием пропитать жидкой составляющей смеси: водой, лучше раствором лигносульфоната натрия (ЛСН) или раствором декстрина. В этом случае будет решена и другая проблема – слишком быстрое высыхание высокопористой смеси перед формованием, потеря пластических свойств. И главное – повышается равномерность распределения пор и твердости на 20 – 25 % по радиусу и высоте инструментов (рис. 7.12). 100 Равномерность твердости, %1 2 n 80 60 40 20 0 1 2 3 Рис. 7.12. Равномерность распределения твердости по радиусу и высоте инструмента без порообразователя (1), с порообразователем (2), с предварительно пропитанным порообразователем (3) Второе направление совершенствования качества высокопористых абразивных инструментов, повышения прочностных свойств при заданных параметрах структуры и твердости – применение керамической связки с «тонким» фракционным составом 40 – 32 мкм. Это еще дает повышение прочности на 15 – 20 %. Общей мерой, крайне необходимой для высокопористых инструментов, является назначение более высокой точности геометрических параметров (классы А – АА) и степени неуравновешенности (1 – 2 классы). Следует отметить также еще один случай применения порообразователей. У высокопористых инструментов размер частиц порообразователя и, соответственно, получаемых крупных пор больше размера зерен абразива в 2 – 4 раза. При этом число частиц порообразователя должно быть в десятки раз меньше числа зерен абразива. Но однако можно применить и порообразователи с размером частиц менее размера зерен абразива. В таком случае необходимо использовать соотношение размеров частицы порообразователя и диаметра зерна абразива, равное 0,2 – 0,3, как для мелкозернистого наполнителя, и выше, вплоть до 1,0. Количество частиц порообразователя может быть равно количеству зерен абразива, что способствует получению равномернопористой структуры различной разреженности с номерами структур, как средних (№ 6 – 8), так и открытых(№ 9 – 12). 137 7.4. Оптимальные составы абразивных смесей и технологические параметры изготовления инструментов различного назначения, их работоспособность 7.4.1. Инструмент с различным сочетанием структура – твердость С целью повышения физико-механических свойств проведены разработка и совершенствование составов абразивных смесей различных характеристик, реализующих конкретные требования к инструментам в ключевых сочетаниях твердости и структуры. Первое такое сочетание – средние твердости (СМ2 – С1) и структура (6 – 7) для инструментов средней зернистости (№ 16 – 25), средней точности (класса Б – А). Для этих инструментов основные требования к работоспособности – высокие значения стойкости и съема металла. На примере характеристики электрокорунд белый зернистости 16 – 25 с заданными значениями твердости и структуры на среднем уровне разработан состав смеси с керамической связкой плавящегося типа с уменьшенным фракционным составом (32 мкм), с дополнительным введением в связку борного стекла В2О3. Составы исходных связок К5 и К5С, а также разработанной связки приведены в таблице 7.2. Т а б л и ц а 7.2 Композиционный состав и зернистости основных видов плавящихся связок Компоненты Глина Полевой шпат Борное стекло Тальк Размер основной фракции Огнеупорность Размернос ть % % % % мкм 0 С К5 К5С 30 49 15 6 30 34 30 6 Разработанный состав 36 30 39 5 63 – 80 40 30 – 36 1220 – 1250 1170 – 1190 1160 – 1180 Применение разработанного состава керамической связки уменьшенной фракционности с увеличенным содержанием борного стекла позволило повысить прочность на разрыв материала инструментов с 22 МПа до 25,5 МПа. 138 Влияние увеличения содержания борного стекла объясняется воздействием его на повышение реакционноспособности связующего, снижение температуры плавления. В пределах рассматриваемого вопроса решается отдельная проблема – изготовление «высоких» инструментов, то есть, с соотношением высоты к диаметру более, чем 1 : 1. Лучшим решением здесь является применение послойного формования. Для этого необходима установка с последовательной подачей массы и вибрационным утрамбовыванием специальной «лыжей» [143]. Для производительного и качественного изготовления мелкоразмерного инструмента, в частности, шлифголовок, предлагается схема с формовкой абразивного тела на металлической оправке с последующим обжигом в поле СВЧ, защищенная патентом 2005436 [144]. Второе ключевое сочетание – высокая твердость (ВТ – ЧТ) при закрытых структурах (вплоть до нулевой, в реальных составах – №4–5, при меньших номерах структур инструменты практически не изготавливаются, так как не имеют удовлетворительных эксплуатационных свойств), с зернистостью абразива от микропорошков, например, М40 до № 16 – 25, как правило, для инструментов повышенной размерной точности (классы А – АА), работающих с высокими скоростями (50 – 60 м/с). Здесь основная задача – обеспечение высокой разрывной прочности, размерной стойкости и кромкостойкости. Высокая прочность наиболее важна, так как для данных работ с большой скоростью применяются обычно шлифкруги больших диаметров (400 – 600 мм), с высоким значением соотношения радиусов наружной поверхности и отверстия, с малой высотой, что вызывает значительные центробежные нагрузки [145, 146]. Теоретически именно в этом случае необходимо обеспечение максимальной плотности упаковки дисперсных частиц (зерен абразива) в матрице (связке). Практически это и решается введением дополнительно наполнителя абразивного материала меньшей зернистости. Для решения данного вопроса разработано несколько составов. Первый – на основе электрокорунда нормального (14А – 15А) или хромотитанистого (91А – 95А) зернистости 16 твердостью ВТ2 – ЧТ структурой № 5. В качестве связующего – плавящаяся керамическая связка фракцией (зернистостью) 40 – 32 мкм. Второй – на основе карбида кремния зеленого 63С – 64С или черного 53С – 54С зернистости М40 – М50, твердостью ВТ1 – 2 структурой 5 – 6. В качестве связующего применена реакционно-активная связка К10, переходная между плавящимися и спекающимися, зернистостью 40 мкм, что обеспечено дополнительным помолом серийной 139 связки К10 зернистостью 63 – 80 мкм в шаровой мельнице в течение 12 часов. Здесь в связи с малой зернистостью абразива уже закладываются условия получения достаточно высокой прочности. Однако требуется довести до оптимума соотношение зернистости абразива и связки. Для разработанных составов достигается вообще предельно возможные для абразивных инструментов данных характеристик значения прочности на разрыв: с электрокорундом – 36 МПа, с карбидом кремния – 24 МПа. 7.4.2. Высокопористый инструмент с порообразователем Существует ряд рецептурных характеристик абразивных инструментов на керамической связке с самым сложным сочетанием параметров: низкая твердость (ВМ – М), иногда до СМ2 при открытых структурах (№ 10 и более). Чаще всего это инструмент из электрокорунда в широком диапазоне зернистости, от микропорошков до, примерно, № 40 (400 мкм). Основные требования для таких инструментов – гарантированное обеспечение низкой твердости для бесприжоговой обработки и при этом сохранение достаточно высокой стойкости (износостойкости). Как уже выше указывалось, при изготовлении данных инструментов возникают проблемы: прежде всего – низкая прочность «сырых» заготовок. Кроме того, такой высокоструктурный инструмент не имеет достаточный ресурс по обеспечению бесприжоговой обработки. Решаются эти проблемы превращением высокоструктурного инструмента в высокопористый или крупнопористый путем введения в состав смеси выгорающего порообразователя, в нашем случае – дробленых фруктовых косточек зернистостью большей, чем абразив. Технологическая схема получения такого порообразователя следующая: косточки фруктов, лучше всего, абрикосов и персиков, отделяются от ядер, сушатся, дробятся, например, на валковой дробилке, затем идет помол на мельницах типа роторной или барабанномаятниковой, после чего следует ситовой рассев с использованием качающегося грохота. В условиях экспериментального производства ВИСТех организовано изготовление косточкового порообразователя следующих фракционных зернистостей: -800 +630 мкм (№ 80), -630 +400 мкм (№ 63), -400 +250 мкм (№ 40) и -250 +200 мкм (№ 25). 140 Проводились предварительные исследования по определению оптимального клеящего увлажнителя абразивных смесей с косточковым порообразователем. В связи с тем, что плотность частиц порообразователи почти в 3 раза меньше, чем абразива, проблемой является обеспечение равномерности распределения компонентов в такой смеси. В качестве увлажнителей рассматривались следующие варианты: силикат натрия растворимый (жидкое стекло), то же с декстрином, декстрин, растворенный в воде при нагревании, лигносульфонат технический (ЛСН) и ЛСН с декстрином. Лучший результат по равномерности распределения порообразователя в смеси достигается за счет применения растворов ЛСН или декстрина с предварительным «замачиванием» косточек в этих растворах. Разработан ряд составов с дроблеными косточками и раствором ЛСН или декстрина, изготовлена опытная партия инструментов, проведена оценка их работоспособности. Характеристика шлифкругов: ПП 150х20х32 из электрокорунда 91А зернистостью 25, твердостью СМ2. Обрабатывалась сталь ХВГ. Определялись следующие показатели: составляющие силы шлифования Рz и Рy; коэффициент шлифования Кш; шероховатость поверхности Ra; образование прижогов. Рецептура составов высокопористых кругов по сравнению с базовым 6-й структуры приведены в табл. 7.3. Т а б л и ц а 7.3 Рецептуры составов смесей для изготовления шлифкругов разных структур с порообразователем, масс. доли Состав Абразив 91А25 Связка К5 Жидкое стекло ЛСН Декстрин Вода Косточки дробленые Зернистость косточек 6 100 8,0 4,3 1,2 0,5 – 10 100 16,0 – 3,0 2,0 0,5 10 – 25 Номер структуры 10 10 10 100 100 100 16,0 16,0 16,0 – – – 3,0 3,0 3,0 2,0 2,0 2,0 0,5 0,5 0,5 10 10 10 40 63 80 10 100 16,0 – 3,0 2,0 0,5 7 10 100 16,0 – 3,0 2,0 0,5 15 80 80 Состав с косточковым порообразователем и лигносульфанатом защищены а.с. № 1812087 [147]. 141 В табл. 7.4 приведены значения составляющих силы шлифования Рz и Рy. Наибольшие значения составляющих сил шлифования получены на базовом круге. Предельная глубина бесприжогового шлифования данным кругом стали ХВГ составила 0,02 мм/дв.ход. Далее (при 0,03 мм/дв.ход)уже проявляются штриховые прижоги, потом усиливаются. Введение порообразователя увеличивает предельную глубину шлифования до 0,04 мм/дв.ход. При обработке высокопористыми кругами снижаются силы шлифования на 6 – 10 %, чем больше порообразователя, тем больше степень снижения. С увеличением зернистости порообразователя силы шлифования также снижаются. Т а б л и ц а 7.4 142 Установлена следующая закономерность влияния содержания порообразователя и его зернистости на коэффициент шлифования: с увеличением содержания и зернистости порообразователя Кш снижается (рис. 7.13 и 7.14). Кш 40 2 30 3 1 20 Составляющие силы шлифования (Рz , Рy) стали ХВГ шлифкругами различной степени пористости 4 6 10 10 10 10 10 10 – 25 40 63 80 80 80 Количество, % от массы образцов Зернистость Номер структуры 0 Рz, Н Порообразователи – 10 10 10 10 7 15 Рy, Н 0,025 Глубина шлифования, мм/дв.ход 0,02 0,03 0,04 0,02 0,03 0,03 0,035 0,04 мм/дв.ход Рис. 7.13. Зависимость коэффициента шлифования от глубины шлифования при различном количестве порообразователя: 7 % (2), 10 % (3) и 15 % (4) в сравнении с кругом 6 структуры (1) 0,04 Кш 47 46 44 44 43 45 43 65 62 58 57 57 60 56 – 76 73 71 70 74 68 105 104 103 102 102 103 102 146 149 136 135 135 140 130 – 173 170 168 166 172 162 Значения коэффициентов шлифования шлифкругами стали ХВГ хорошо коррелируют со значениями составляющих силы шлифования: большим значениям Кш соответствуют большие значения сил. При шлифовании базовым кругом в этой области Кш выше, чем при шлифовании высокопористыми кругами. С увеличением глубины шлифования Кш для всех кругов снижаются. Наиболее интенсивное падение Кш происходит на базовом круге; на глубине 0,03 мм/дв.ход получается ниже, чем у высокопористых. 40 30 2 1 20 3 4 5 0 0,025 0,03 0,035 0,04 мм/дв.ход Рис. 7.14. Зависимость коэффициента шлифования от глубины шлифования при различной зернистости порообразователя: №25 (2), №40 (3), №63 (4) и №80 (5) в сравнении с кругом 6 структуры (1) Полученные зависимости коэффициента шлифования Кш для базового шлифкруга (1) без порообразователя и для круга (2) с порообразователем в количестве 15 % от массы абразива в зависимости от глубины шлифования t представлены следующим образом: 143 Кш1 = -2400 t + 95,833; Кш2 = 5357 t2 - 1148,2 t + 52,268. 144 (7.25) (7.26) Уравнение для шлифкруга (3) с порообразователем зернистости № 80 (800 мкм): Кш3 = 1Е + 06 t3 - 124921 t2 + 3296,3 t + 3,746. (7.27) В связи с тем, что введение порообразователя с зернистостью выше, чем абразив, увеличивает расстояние между зернами абразива, шероховатость поверхности при шлифовании высокопористыми кругами несколько выше, чем при шлифовании базовым кругом (рис. 7.15 и 7.16). С увеличением содержания и зернистости порообразователя шероховатость поверхности несколько возрастает. Наибольшее влияние на шероховатость оказывает зернистость порообразователя. С увеличением номера зернистости с 25 до 80 значение шероховатости поверхности по Ra возрастает в 1,25 – 1, 3 раза, а с изменением количества порообразователя от 7 до 15 массовых долей Ra изменяется не больше, чем на 10 %. Кроме того, шероховатость возрастает и при увеличении глубины резания, что характерно при использовании высокопористых шлифкругов. Ra, мкм 5 1,5 4 1,3 3 2 1,1 0,9 1 0,7 0,025 0,03 0,035 0,04 мм/дв.ход Рис. 7.16. Зависимость шероховатости обработанной поверхности Ra от глубины шлифования при различной зернистости порообразователя: №25 (2), №40 (3), №63 (4) и №80 (5) в сравнении с кругом 6 структуры (1) Зависимости шероховатости поверхности Ra после обработки базовым шлифкругом (1) и после обработки кругом с порообразователем в количестве 15% (2) в зависимости от глубины шлифования имеют следующий вид: Ra, мкм 4 1,5 3 1,3 2 Ra1 = 21t + 0,5183; Ra2 = -2148 t3 + 1944,4 t2 – 41,838 t + 1,4792. (7.28) (7.29) Уравнение для обработки шлифкругом с порообразователем зернистости №80 (3): 1,1 1 Ra3 = -28889 t3 + 2938 t2 – 77,73 t + 1,7724. (7.30) 0,9 0,7 0,025 0,03 0,035 0,04 мм/дв.ход Рис. 7.15. Зависимость шероховатости обработанной поверхности Ra от глубины шлифования при различном количестве порообразователя: 7 % (2), 10 % (3) и 15 % (4) в сравнении с кругом 6 структуры (1) В целом, в связи с негативным влиянием повышения пористости шлифкругов на шероховатость обрабатываемой поверхности появляется необходимость при прочих равных условиях снижать зернистость абразивного материала высокопористого инструмента на 1 – 2 номера. Выведены зависимости коэффициента шлифования и шероховатости поверхности от зернистости dп и количества Vп порообразователя. Такие зависимости для глубины шлифования t = 0,04 мм/дв.ход представлены следующим образом: К ш 0,0001d n3 0,0248d n2 1,4989d n 47,13 ; (7.31) 145 К ш 0,6327Vn 27,582 ; 3 n 2 n Ra 5E 06d 0,0008d 0,0477d n 0,4966 ; 2 n Ra 0,0035V 0,0995Vn 0,825 . (7.32) (7.33) (7.34) Таким образом, видно, что работоспособность высокопористых абразивных инструментов непосредственно зависит от их структурномеханических свойств. Выявленные закономерности распространяются и на инструменты другой зернистости и из карбида кремния, и на обработку других материалов. 146 Заключение В условиях рыночной экономики качеств выпускаемого абразивного инструмента предопределяет его конкурентоспособность. Назначение характеристик абразивного инструмента для заданных операций обработки в отсутствии системного подхода носит случайный характер. Важнейшие, с позиций технологии производства абразивных инструментов, показатели: номер структуры, степень твердости не раскрывают физическую сущность процесса формирования структуры абразивного композита. Общим вопросам теории и практики разработки и применения абразивных инструментов разных видов и характеристик посвящены научные работы Худобина Л. В., Бабичева А. П., Маслова Е. Н., Ящерицина П. И., Якимова А. В., Богомолова Н. И., Байкалова А. К., Саютина Г. И., Оробинского В. М., Зубарева Ю. М., Кремня З. И., Муцянко В. И., Королева А. В., Бржозовского Б. М., Шумячера В. М., Носенко В. А., Носова Н. В., Полянчикова Ю. Н. и других. Проблемы создания и выбора абразивных инструментов на керамической связке, технологии их изготовления рассмотрены в работах Згонника Н. П., Рыбакова В. А., Эфроса М. Г., Гуревича А. С., Воронова С. Г. Особенности свойств и применения высокопористых абразивных инструментов приведены в работах Федотовой С. М., Курдюкова В. И., Макарова В. Ф. и других. Вопросами разработки специального инструмента для отделочной обработки зубьев колес – абразивных шеверов – занимались Сухоруков Ю. Н., Фрагин Е. С., Сахаров Г. Н., Волчков А. И. и другие. Приведенные научные работы, безусловно, решают стоящие перед исследователями задачи в соответствующих сферах разработки и применения абразивных инструментов, в том числе в обеспечении необходимого уровня физико-механических свойств их композиционного материала. Однако отсутствуют комплексные исследования структурномеханических характеристик материала абразивных инструментов в широком диапазоне значений модуля упругости, позволяющие систематизировать выявленные закономерности и использовать их для повышения эффективности обработки, расширения области применения инструментов. Реализованный в данной работе подход к технологии производства абразивного инструмента, основанный на представлениях физикохимической механики материалов, позволяет вести целенаправленный поиск его оптимального состава в соответствии с показателями производительности и качества обработки. 147 БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Урьев, Н. Б. Высококонцентрированные дисперсные системы / Н. Б. Урьев. – М. : Химия, 1980. – 319 с. 2. Урьев, Н. Б. Физико-химическая механика в технологии дисперсных систем. – М. : Знание, 1975. – 64 с. 3. Клебанов, Ю. Д., Привезанцева, Т. В. // Порошковая металлургия. 1977. № 3. – С. 16. 4. Бальшин, М. Ю. Научные основы порошковой металлургии и металлургии волокна / М. Ю. Бальшин. – М. : Металлургия, 1977. – 336 с. 5. Бартенев, Г. М. Строение и механические свойства неорганических стекол / Г. М. Бартенев. – М. : Госстройиздат, 1966. – 281 с. 6. Кипарисов, С. С. Порошковая металлургия / С. С. Кипарисов, Г. А. Либенсон. – М. : Металлургия, 1972. – 528 с. 7. Полак, А. Ф. Твердение мономинеральных вяжущих веществ / А. Ф. Полак. – М. : Стройиздат, 1966. – 208 с. 8. Глекель, Ф. Л. Регулирование гидратационного структурообразования поверхностно-активными веществами / Ф. Л. Глекель, Р. З. Копп, К. С. Ахмедов. – Ташкент : ФАН, 1986. – 224 с. 9. Сегалова, Е. Е. Возникновение кристаллизационных структур твердения и условия развития их прочности / Е. Е. Сегалова, П. А. Ребиндер // Избранные труды. Т. 2. – М. Наука, 1979. – С. 86 – 95. 10. Васильев, Е. М., Головина, С. В., Яхнин Е. Д. // Коллоидн. ж. – 1980. – № 2. – С. 339 – 341. 11. Сегалова, Е. Е. Исследование структурно-механических свойств и тиксотропии в олеколлоидных системах / Е. Е. Сегалова, П. А. Ребиндер // Избр. Т. 2. – М. Наука, 1979. – 48 – 66. 12. Лиштван, И. И. // Успехи коллоидной химии. – Ташкент : ФАН, 1987. – С. 278 – 289. 13. Дейнега, Ю. Ф. [и др.] // Защита металлов. – 1977. – № 2. – С. 247. 14. Влодавец, И. Н. Пористые материалы на основе конденсационных структур / И. Н. Владавец, П. А. Ребиндер // Избранные труды. Т. 2. – М. : Наука, 1979. – 95 – 104. 15. Кулезнев, В. Н // Коллоидн. ж. – 1983. – № 4. – С. 627 – 635. 16. Чанг, Дей Хан. Реология в процессах переработки полимеров : Пер. с англ. / Чанг Дей Хан. – М. : Химия, 1979. – 368 с. 17. Федоров, Н. Ф. [и др.] // Изв. АН СССР. Неорганические материалы. – 1978. – 10. – С. 1895 – 1987. 148 18. Кайнарский, И. С. Процессы технологии огнеупоров / И. С. Кайнарский. – М. : Металлургия, 1969. – 350 с. 19. Ковальчук, Ю. М. Развитие производства абразивного и эльборового инструмента. – М. : Машиностроение, 1976. – 32 с. 20. Клименко, В. П., Урьев, Н. Б. // Огнеупоры. – 1987. – № 1. – С. 26 – 29. 21. Абразивная и алмазная обработка металлов : справочник / Под ред. А. Н. Резникова. – М. : Машиностроение, 1977. – 391 с. 22. Дерягин, Б. В., Внуков, С. П., Федосеев, Д. В. // Адгезия и пористость. – М. : Наука, 1976. – С. 117 – 121. 23. Ландау, Л. Д. Механика сплошных сред / Л. Д. Ландау, Е. М. Лифшиц. – М. : Гостехиздат, 1953. – 796 с. 24. Тябин, Н. В., Трусов, С. А., Майснер, К. Реология и процессы и аппараты химической технологии / Н. В. Тябин, С. А. Трусов, К. Майснер // Труды Волгоградского политехнического института. – Волгоград, 1977. – С. 46 – 54. 25. Зимон, А. Д. Адгезия пыли и порошков / А. Д. Зимон. – М. : Химия, 1967. – 372 с. 26. Виноградов, Е. Л. [и др.] // Коллоидн. ж., 1983. – № 2. – С. 313 – 316. 27. Виноградов, Е. Л. [и др.] // Коллоидн. ж., 1982. – № 2. – С. 201 – 205. 28. Колосов, Н. В., Черномаз, В. Е., Урьев, Н. Б. // Теоретические основы химической технологии. – 1982. – № 2. – С. 267 – 268. 29. Ребиндер, П. А. Избранные труды. Т. 1 и 2 / П. А. Ребиндер. – М. : Наука. – С. 1978—1979. 30. Никитина, Т. Н. // Абразивы. Экспресс информация НИИМаш, 1979. – № 6. – С. 16. 31. Ющенко, В. С., Яминский, В. В., Щукин, Е. Д. // Коллодиный журнал. – 1982. – № 5. – С. 947 – 955. 32. Сумм, Б. Д. Физико-химические основы смачивания и растекания / Б. Д. Сумм, Ю. В. Горюнов. – М. : Химия, 1976. – 231 с. 33. Васириньш, А. Я., Лидумс, А. К., Коваленко, А. И. // Абразивы. Экспресс-информация НИИМАШ. – 1979. – № 7. – С. 9. 34. Сиротин, В. П. [и др.] // Абразивы. Экспресс-информация НИИМАШ. – 1982. – № 10. – С. 4 – 7. 35. Воронов, С. Г. Кудрявцева, Г. П. // Абразивы. Экспрессинформация НИИМАШ. – 1972. – № 8. – С. 7 – 9. 36. Шухман, В. Д., Козодаев, Г. А., Урьев, Н. Б. // Технология переработки, физико-химические и структурно-механические свойства дисперсных материалов. Т. 5. – Минск : Наука и техника, 1973. – С. 116 – 129. 149 37. Шаталова, И. Г., Горбунов, Н. С., Лихтман, В. И. Физикохимические основы вибрационного уплотнения порошковых материалов. – М. : Наука, 1965. – 164 с. 38. Яхнин, Е. Д., Таубман, А. Б. // ДАН СССР. – 164. – Т. 155. – № 1. – С. 179. 39. Потанин, А. А., Урьев, Н. Б., Муллер, В. М. // Коллоидн. ж. – 1987. – Т. 49. – № 5.– С. 915 – 922. 40. Композиционные материалы : справочник / Под общ. ред. В. В. Васильева и Ю. М. Тарнопольского. – М. : Машиностроение. – 1990. – 512 с. 41. Порошковая металлургия и напыленные покрытия / Под ред. Б. С. Митина. – М. : Металлургия,1987. – 792 с. 42. Порошковая металлургия. Спеченные и композиционные материаллы / Под ред. В. Шатта ; пер с нем. – М. : Металлургия, 1983. – 520 с. 43. Любомудров, В. Н. Абразивные инструменты и их изготовление / В. Н. Любомудров, Н. Н. Васильев, Б. И. Фальковский. – М.– Л. : Машгиз, 1953. – 376 с. 44. Крюков, С. А. Феноменологическая модель прочности рабочей поверхности абразивного инструмента на керамическом связующем / С. А. Крюков, В. М. Шумячер // Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы : сборник трудов конференции. – Волжский, 1999. – С. 51 – 54. 45. Носов, Н. В. Повышение эффективности и качества абразивных инструментов путем направленного регулирования их функциональных показателей : дис. … докт. техн. наук / Н. В. Носов. – Самара, 1997. – 560 с. 46. Репринцев, Н. И. Физико-механические свойства абразивного инструмента в связи с его прочностными показателями / Н. И. Репринцев, В. М. Шумячер // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1999. – С. 75 – 76. 47. Браутман, Л. Композиционные материалы. Разрушение и усталость / Л. Браутман, Р. Крок. – М.: Мир, 1978. – 483 с. 48. Шумячер, В. М. Теоретические основы создания абразивного инструмента на основе представлений физико-химической механики материалов / В. М. Шумячер В.М. // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1999. – С. 73 – 75. 49. Згонник, Н. П. Влияние технологических параметров на свойства абразивного черепка / Н. П. Згонник // Абразивы : науч.-техн. реф.сб. – М.: НИИМАШ. – 1959. – № 23. – С. 35 – 44. 150 50. Гуревич, А. С. Оборудование для производства абразивных инструментов / А. С. Гуревич. – М.–Л.: Машиностроение, 1964. – 260 с. 51. Жданова, З. П. Влияние СОЖ на процесс зубохонингования / З. П. Жданова // Металлорежущие и деревообрабатывающие станки, автоматические линии : науч.-техн. реф.сбор. – М.: НИИМАШ, 1969. – Вып. 9. – С. 13 – 18. 52. Курдюков, В. И. Опыт применения шлифовальных кругов открытых структур при обработке концевого лезвийного инструмента из быстрорежущих сталей / В. И. Курдюков, А. Б. Переладов // Сборник трудов конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1999. – С. 50 – 51. 53. Старков, В. К. Высокопроизводительное шлифование без применения смазочно-охлаждающих средств / В. К. Старков, О. В. Макаров // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1997. – С. 68 – 71. 54. Сиротин, В. П. Исследование влияния строения и конструкции кругов на их режущую способность и качество поверхностного слоя шли-фуемых деталей : автореф. дис. … канд. техн. наук / В. П. Сиротин. – Одесса, 1980. – 17 с. 55. Федотова, С. М. Влияние борных стекол в составе связки на физико-механические свойства абразивного черепка из карбида кремния / С. М. Фе-дотова // Абразивы : науч.-техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ, 1972. – № 8. – С. 1 – 4. 56. Федотова, С. М. Высокопористый абразивный инструмент на керамической связке с применением различных порообразующих наполнителей / С. М. Федотова, В. В. Казанская, С. Г. Гуричева // Абразивы : науч.-техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ, 1980. – № 12. – С. 5 – 8. 57. А. с. 933428 СССР. Абразивная масса для изготовления пористого инструмента / Э. М. Довгаль, В. И. Копатилов, И. В. Шарина и др. – № 2915002/25-08; Заявл. 18.02.80 // Открытия. Изобретения. – 1982. – № 21. 58. Тарамыкин, Ю. П. Исследования нового высокопроизводительного процесса – зубохонингования термообработанных зубчатых колес и разработка промышленной конструкции хонинговального станка : дис. … канд. техн. наук / Ю. П. Тарамыкин. – М., 1965. – 240 с. 59. Тарамыкин, Ю. П. Результаты исследования процесса зубохо-нингования / Ю. П. Тарамыкин // Высокопроизводительная обработка металлов резанием. – Челябинск, 1966. – С. 37 – 40. 151 60. Щиголев, А. Г. К вопросу о скорости резания при зубохонинговании эвольвентных цилиндрических зубчатых передач и вопросы надежности / А. Г. Щиголев // Омский политехн. ин-т. – Омск, 1975. – С. 69 – 78. 61. Бабак, В. Ф. Исследование геометрических параметров и условий работы режущих кромок шеверов : дис. … канд. техн. наук / В. Ф. Бабак. – М., 1971. – 306 с. 62. Бабак, В. Ф. Исследование изменения скорости резания вдоль линии зацепления при шевинговании / В. Ф. Бабак // Тр. Фрунз. политехн. ин-та. – Фрунзе, 1969. – Вып. 33. – С. 204 – 210. 63. Корзинкин, В. И. Современные методы зубохонингования цилиндрических зубчатых колес / В. И. Корзинкин // Технология механической обработки и сборки в прецизионном машиностроении. – М., 1970. – С. 194 – 217. 64. Романов, В. Ф. Абразивное шевингование зубьев закаленных цилиндрических шестерен / В. Ф. Романов, Т. В. Шабанова // Автомобильная промышленность. – 1961. – № 12. – С. 33 – 36. 65. Рябов, В. В. Хонингование зубьев зубчатых колес / В. В. Рябов // Станки и инструмент. – 1962. – № 8. – С. 23 – 24. 66. Saanen E.V., Barzacovschi V. Unele probleme ridikate de procedebe noi de finisare. – Constr. Mas., 1966, 18, № 6 – 7, 362 – 369 (рум.). 67. Багайсков, Ю. С. Выбор характеристики шлифовального шевера для финишной обработки колес с шлифованными зубьями / Ю. С. Багайсков, Н. И. Богомолов, В. П. Манунин // Тезисы докдадов семинара «Оптимизация условий эксплуатации и выбора характеристик инструмента на отдельных операциях абразивной обработки». – Челябинск, 1978. – С. 21 – 23. 68. Сухоруков, Ю. Н. Влияние инерционно-жесткостных параметров системы на динамику процесса зубохонингования / Ю. Н. Сухоруков, М. Б. Вагенштейн // Производство зубчатых передач и вопросы надежности : Омский политехн. ин-т. – Омск, 1975. – С. 24 – 31. 69. Сухоруков, Ю. Н. Технологические основы отделки эвольвентных прямозубых цилиндрических колес, закаленных на высокую твердость, методами свободного обката : дис. … докт. техн. наук / Ю. Н. Сухоруков. – Тула, 1974. – 140 с. 70. Щиголев, А. Г. Исследование процесса алмазного зубохонингования и разработка инструмента с учетом особенностей зацепления хон-колесо : дис. … канд. техн. наук / А. Г. Щиголев. – Киев, 1979. – 251 с. 71. Завин, В. В. Исследование эксплуатационных показателей алмазных зубчатых хонов для отделочной обработки закаленных зуб- 152 чатых колес : дис. … канд. техн. наук / В. В. Завин. – Киев, 1977. – 15 с. 72. Чернин, И. З. О двух механизмах кратковременной прочности соединений, склеенных эпоксидными клеями холодного отверждения / И. З. Чернин, Г. Л. Слонимский , В. М. Цвелев // Вестник машиностроения. – 1978. – № 5. – С. 54 – 55. 73. Prohazka, J. Honovani celnich ozubenych kol. – Strojirenska vijroba, 1966, 14, № 7, 491 – 492 (чешск.). 74. Young, A. W. Gear honing to improve their working capability. – Jron Age Metalwork, Jnternal, 1967, 6, № 1, 38 – 39 (анг.). 75. Koella, C. G. What gear honing can do. – Machinery (USA), 1969, 75, № 7, 82 – 83 (анг.). 76. Пат. 1428113 (Великобритания). Frictions or abrasive compositions = Фрикционные или абразивные композиции / National Research Development Corp.; Aut. Hiles Maurice Arthur Frederick. – Заявл. 6.06.72, № 26403/72; Опубл. 17.03.76. 77. Акц. Заявка 1327601 (Великобритания). Honings gears = Хонингование зубчатых колес / Tsukihoshi Kasei KK. – Приор. 30.09.69, № 78361; Япония; Опубл. 22.09.73, № 4404. 78. Пат. 3708925 (США). Screw-shaped gear hone and method of forming and using the same / Tsukihoschi Gomu K. k. Kashifuji Tekkosho; Aut. Ainoura Masato. – Заявл. 24.09.70; приор. 30.09.69, Япония; Опубл. 09.01.73. 79. Ананьян, В. А. Метод изготовления абразивных зубчатых хонов на связке из эпоксидных смол / В. А. Ананьян, В. Д. Сидоров // Станки и инструмент. – 1969. – № 4. – С. 33 – 35. 80. Дрововозов, Г. П. Чистовая обработка круговых зубьев колес спи-рально-дисковыми хонами / Г. П. Дрововозов, Э. В. Ратманов, В. Е. Сызранцев // Теория и расчет передаточных механизмов. – Хабаровск. – 1973. – С. 77 – 81. 81. А.с. 200462 СССР. Абразивная масса для изготовления зубчатых хонов: / С. Н. Калашников, И. И. Глухов, В. Т. Чеканов и др. – № 1020750/25-8; Заявл. 23.07.65 // Открытия. Изобретения. – 1967. – № 16. 82. Ковальзон, Г. М. Изготовление хонов, червяков и других фасонных изделий на эпоксидной смоле / Г. М. Ковальзон // Труды ВНИИАШ/ВНИИ абразивов и шлифования. – М.-Л., 1967. – №5. – С. 66 – 77. 83. Освоение промышленной технологии производства зубчатых хонов методом литья из абразивно-эпоксидных композиций : отчет о НИР / Волжский фил. ВНИИ абразивов и шлифования; руководитель 153 темы В. П. Манунин; шифр темы 14-69. – № ГР 71043728; инв. № Б280025. – Волжский. – 1973. - 140 с. 84. А. с. 192657 СССР Масса для изготовления абразивного инструмента / ВНИИ абразивов и шлифования / Г. М. Ковальзон, С. М. Прокофьев, В. А. Цыганков. – № 1049118/25-8; Заявл. 10.01.66 // Открытия. Изобретения. – 1967. – № 5. 85. Ли, Х. Справочное руководство по эпоксидным смолам / Х. Ли, К. Невилл. – М.: Энергия, 1973. – 416 с. 86. Николаев, А. Ф. Синтетические полимеры и пластические массы на их основе / А. Ф. Николаев. – М.-Л.: Химия, 1966. – 768 с. 87. Чубриков, К. Д. Исследование дисковых шеверов – условия работы режущих кромок, силовые зависимости при шевинговании : дис. … канд. техн. наук / К. Д. Чубриков. – М., 1974. – 235 с. 88. Маржине, Н. И. Исследование некоторых технологических факторов процесса зубохонингования эвольвентных цилиндрических колес : дис. … канд. техн. наук / Н. И. Маржине. – М., 1970. – 210 с. 89. Ковальзон, Г. М. Изготовление хонов, червяков и других фасонных изделий на эпоксидной смоле / Г. М. Ковальзон // Труды ВНИИАШ/ВНИИ абразивов и шлифования. – М.-Л., 1967. – №5. – С. 66 – 77. 90. А. с. 192657 СССР Масса для изготовления абразивного инструмента / ВНИИ абразивов и шлифования / Г. М. Ковальзон, С. М. Прокофьев, В. А. Цыганков. № 1049118/25-8; Заявл. 10.01.66 // Открытия. Изобретения. – 1967. – № 5. 91. Эрлих, Э. М. Эпоксидно-тиокольные композиции для герметизации элементов электронной техники / Э. М. Эрлих. – Л.: ЛДНТП, 1968. – С. 4 – 6. 92. Романов, В. Ф. Новый технологический процесс отделки цилиндрических колес / В. Ф. Романов, Ц. З. Кринзберг, Я. М. Хасин // Вестник машиностроения. – 1964. – № 1. – С. 44 – 50. 93. Корытко, М. Ф. Исследование зубохонингования в связи с повышением нагрузочной способности редукторов : автореф. дис. … канд. техн. наук / М. Ф. Корытко . – Ижевск, 1971. – 19 с. 94. Смирнов, В. А. Акриловые пластмассы в качестве связующего для изготовления сложнопрофильного абразивного инструмента / В. А. Смирнов, В. П. Манунин, Н. В. Чернышова // Абразивы : науч.техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ. – 1973. – № 4. – С. 12 – 15. 95. Сухоруков, Ю. Н. Исследование влияние некоторых факторов на производительность процесса зубохонингования / Ю. Н. Сухоруков, М. С. Краснюков // Производство зубчатых передач и вопросы надежности ; Омский политехн. ин-т. – Омск. – 1967. – С. 66 – 71. 154 96. А. с. 475374 СССР. Композиция для получения абразивного инструмента / В. П. Манунин, В. А. Смирнов, Н. В. Чернышова ; Волжский фил. ВНИИ абразивов и шлифования; № 1751539/23-5; Заявл. 25.02.72 // Открытия. Изобретения. – 1975. – № 24. 97. А. с. 810742 СССР. Композиция для изготовления абразивного инструмента / В. П. Мануние, Н. В. Суровяткина, Ю. С. Багайсков и др.; Волжский филиал ВНИИ абразивов и шлифования; № 2721935/23-00; Заявл. 07.02.79 // Открытия. Изобретения. – 1981. – № 9. 98. Манунин, В. П. Шлифовальные шеверы на акрилополиуретановой связке / В. П. Манунин, Н. В. Суровяткина, Ю. С. Багайсков // Абразивы : науч.-техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ. – 1980. – № 2. – С. 4 – 6. 99. А. с. 543511 СССР. Абразивная масса для изготовления инструмента / Волжский филиал ВНИИ абразивов и шлифования / В. П. Манунин, В. А. Смирнов, Н. В. Чернышова; № 2102868/08 ; Заявл. 04.02.75 // Открытия. Изобретения. – 1977. – № 3. 100. Апухтина, Н. П.Уретановые эластомеры / Н. П. Апухтина, Э. Н. Сотникова // Синтетический каучук. – Л.: Химия, 1976. – С. 523 – 551. 101. Курашев, В. Д. Исследование износостойкости полиуретанов в парах трения скольжения, работающих в гидроабразивной среде : автореф. дис. … канд. техн. наук / В. Д. Курашев. – М., 1976. – 26 с. 102. Манунин, В. П. Эксплуатационные характеристики зубчатых хонов на различных связках / В. П. Манунин, Ю. С. Багайсков // Абразивы : науч.-техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ. – 1976. – Вып. 5. – С. 4 – 6. 103. Багайсков, Ю. С. Выбор характеристики шлифовального шевера для финишной обработки колес с шлифованными зубьями / Ю. С. Багайсков, Н. И. Богомолов, В. П. Манунин // Оптимизация условий эксплуатации и выбора характеристик инструмента на отдельных операциях абразивной обработки : тезисы докдадов семинара. – Челябинск, 1978. – С. 21 – 23. 104. Манунин, В. П. Влияние вида связующего материала зубчатых хонов на точность шестерен / В. П. Манунин, Ю. С. Багайсков, О. С. Новинюк // Абразивы : науч.-техн. реф. сб. – М.: НИИМАШ. – 1979. – Вып. 2. – С. 7 – 8. 105. Жданова, З. П. Влияние СОЖ на процесс зубохонингования / З. П. Жданова // Металлорежущие и деревообрабатывающие станки, автоматические линии : науч.-техн.реф.сбор. – М.: НИИМАШ. – 1969. – Вып. 9. – С. 13 – 18. 155 106. Романов, В. Ф. Основные вопросы внедрения абразивного шевингования зубчатых колес / В. Ф. Романов // Труды НИИТавтопрома ; НИИ технологии автомобильной промышленности. – М., 1965. – Вып. 15. – С. 92 – 101. 107. Романов, В. Ф. Новый технологический процесс отделки цилиндрических колес / В. Ф. Романов, Ц. З. Кринзберг, Я. М. Хасин // Вестник машиностроения. – 1964. – № 1. – С. 44 – 50. 108. Жилин, В. А. Абразивное шевингование – высокопроизводительный способ отделки зубчатых колес / В. А. Жилин, А. Л. Тимофеева, А. Г. Маркарьян // Сборник работ Ростовского НИИ технологии машиностроения. – Ростов, 1968. – Вып. 12. – С. 181 – 193. 109. Багайсков, Ю. С. Особенности физико-механических свойств материалов абразивных шеверов повышенной упругости / Ю. С. Багайсков // Технология, оборудование, организация и экономика машиностроительного производства. Сер. 2. Технология и оборудование обработки металлов резанием. – 1988. – Вып. 2. – С. 7 – 8. 110. Багайсков, Ю. С. Анализ упруго-деформированного состояния материала абразивных инструментов / Ю. С. Багайсков // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1998. – С. 3 – 4. 111. Ионов, В. Н. Динамика разрушения деформируемого тела / В. Н. Ионов, В. В. Селиванов. – М.: Машиностроение, 1987. – 272 с. 112. Партон, В. З. Механика упругопластического разрушения / В. З. Партон, Е. М. Морозов. – М.: Наука. – 1985. – 504 с. 113. Разрушение неметаллов и композиционных материалов / Под ред. Г. Либовица ; Пер. с англ. – М.: Мир, 1976. – 633 с. 114. Черепанов, Г. П. Механика разрушения композиционных материалов / Г. П. Черепанов. – М.: Наука. – 1983. – 296 с. 115. Kelli F., Strong Solids, Oxford Univ Press (Clarendon), London and New York, 1966, p. 1 – 35. 116. Brenner, S. S., J. Appl. Phys., 27. 1484 (1956). 117. Ernsberger, F. M. Proc. Jnt. Conf. Glass 8th, Soc. Glass Tech., 1969. 118. Jnglis, C. E., Jnst. Naval Archetets. Trans. 55, 219 (1913). 119. Griffith, A. A., Philos. Trans. Roy. Soc., London, 221A, 163 (1920). 120. Браутман, Л. Композиционные материалы. Разрушение и усталость / Л. Браутман, Р. Крок. – М.: Мир. – 1978. – 483 с. 121. Lange, F. F., ONR Contract NO. N00014-68-C-0323, Tech. Rep. NO. 7, 1972. 156 122. Andrews, E. H, Fracture in Polimers, Chapter 5, American Elsvier, New York, 1968, p. 133 – 138. 123. Berry, J. P. Nature (London), 185, 91 (1960). 124. Davidge, R. W., Evans A. G., Mater. Sci. and Eng., 6, 281 (1970). 125. Lange, F. F., J. Amer Ceram. Soc. 54, 614 (1971). 126. Bethge, H., Phys. Status Solidi, 2, 814 (1962). 127. Forwood, C. T., Forty A. J., Philos. Mag., 11, 1067 (1965). 128. Oheberg, S. M., Golob H. R., Hollabaugh C. M., J. Amer. Ceram. Soc., 45, 1 (1962). 129. Lange, F. F., Philos. Mag., 22, 983 (1970). 130. Lange, F. F., J. Amer Ceram. Soc. 54, 614 (1971). 131. Cohen, L. J., Jshai O. J. Comros, Mater., 1, 390 (1967). 132. Davidge R. W., Green T. J., J. Mater. Sci., 3, 629 (1968). 133. Браутман, Л. Композиционные материалы. Разрушение и усталость / Л. Браутман, Р. Крок. – М.: Мир. – 1978. – 483 с. 134. Goodier, J. N., Trans. ASME, J. Appl. Mech., 1, 39 (1933). 135. Багайсков, Ю. С. Физико-механические и эксплуатационные свойства шлифовальных шеверов / Ю. С. Багайсков, Г С. Генина, В. Ф.Заев // Станки и инструмент. – 1982. – № 3. – С. 19 – 20. 136. Багайсков, Ю. С. Анализ механизма разрушения композиционного материала абразивных изделий с матрицей различной упругости / Ю. С. Багайсков // Сборник трудов конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 2001. – С. 95 – 97. 137. Александров, А. В. Основы теории упругости и пластичности : учебник для строительных специальностей вузов / А. В. Александров, В. Д. Потапов. – М.: Высшая школа. – 1990. – 400 с. 138. Байкалов, А. К. Введение в теорию шлифования материалов / А. К. Байкалов. – Киев : Наукова думка, 1978. – 207 с. 139. Багайсков, Ю. С. Обеспечение максимальной плотности упаковки абразивных зерен в инструменте / Ю. С. Багайсков // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 2002. – С. 81 – 83. 140. Багайсков, Ю. С. Анализ особенностей формирования пористой структуры абразивных инструментов / Ю. С. Багайсков // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1999. – С. 67 – 69. 141. Багайсков, Ю. С. Особенности разработки и применения высокопористого абразивного инструмента / Ю. С. Багайсков, Т. Н. Дуличенко, А. В. Лежнева и др. // Сборник трудов конференции 157 «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 1997. – С. 58 – 60. 142. Багайсков, Ю. С. Физико-механические и эксплуатационные свойства высокопористых фасонных шлифкругов для заточки лезвийного инструмента / Ю. С. Багайсков, В. А. Носенко, А. В. Лежнева и др. // Тезисы докладов конференции «Интерграйнд – 91». – Л., 1991. – С. 83 – 88. 143. Багайсков, Ю. С. Особенности и эффективность послойного формования абразивных инструментов на керамической связке / Ю. С. Ба-гайсков, Е. Г. Савченко, Т. Н. Дуличенко // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы». – Волжский, 2000. – С. 35 – 37. 144. Пат. 2005436 Россия Способ изготовления шлифовальной головки стоматологического инструмента: / С. И. Сухонос, С. А. Сафонов, Е. П. Жуленев, Л. Ю. Юрченко, Ю. С. Багайсков; № 4829734/14; Заявл. 31.05.90 // Открытия. Изобретения. – 1994. – № 1. 145. Манунин, В. П. Круги шлифовальные специальные для обработки высокоточных деталей / В. П. Манунин, Ю. С. Багайсков, А. В. Лежнева и др. // Технология и оборудование. Вопросы оборонной техники. – 1990. – № 2 (221). – С. 10 – 12. 146. Харченко, И. В. Абразивный инструмент для ремонта автотракторных деталей / И. В. Харченко, Ю. С. Багайсков, М. П. Волков // Сборник статей конференции «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы» – Волжский, 2002. – С. 79 – 81. 147. А. с. 1812087 СССР. Масса для изготовления пористого абразивного инструмента / В. П. Манунин, Ю. С. Багайсков, А. В. Лежнева, Т. Н. Дуличенко ; № 4852328/08 ; Заявл. 18.07.90 // Открытия. Изобретения. – 1993. – № 16. 158 Научное издание Славин Андрей Вячеславович Багайсков Юрий Сергеевич Шумячер Вячеслав Михайлович ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОИЗВОДСТВА АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ Монография Публикуется в авторской редакции Технический редактор Е. В. Румянцева Подписано в печать 14.11.2013. Формат 60х84/16. Бумага офсетная. Печать трафаретная. Гарнитура Times New Roman. Усл. печ. л. 9,2. Уч.-изд.л. 9,87. Тираж 100 экз. Заказ № 16 Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет» _________________________________________________________________________ Отпечатано в РИО ВИСТех ВолгГАСУ в полном соответствии с предоставленным авторами макетом 404111, г. Волжский Волгоградской обл., пр. Ленина, 72 159 160
