Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние исследуемого вопроса 10
1.1. Общие вопросы создания и совершенствования режущего инструмента 10
1.2. Исследования процесса разрушения горных пород резцовым инструментом 18
1.3. Твердые сплавы, применяемые для армирования режущего инструмента 34
1.4. Цель и задачи исследования 39
2. Методика проведения исследований 41
2.1. Методика проведения экспериментальных исследований физико-механических свойств армирующих твердых сплавов 41
2.2. Методика проведения экспериментальных исследований износостойкости режущего инструмента 49
2.3. Обработка экспериментальных данных 50
3. Теоретические предпосылки создания режущего инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород 52
3.1. Анализ напряженно-деформированного состояния и физических условий работы режущего инструмента 52
3.2. Теоретические предпосылки направленного изменения физико-механических свойств режущей вставки 68
3.3. Выводы по разделу 78
4. Изыскание способов направленного изменения физико-механических свойств армирующих твердых сплавов применительно к созданию режущего инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород 80
4.1. Исследование влияния структуры и состава карбидной фазы 80
4.2. Исследование влияния состава связующей фазы 85
4.3. Выводы по разделу 88
5. Исследование закономерностей изнашивания разработанного режущего инструмента при разрушении прочных и абразивных горных пород 89
5.1. Исследование закономерностей изнашивания разработанного режущего инструмента при резании на стенде 89
5.2. Исследование возможности расширения области эффективного применения серийных проходческих комбайнов, оснащенных разработанным режущим инструментом на прочные и абразивные породы 93
5.3. Дополнительные области применения разработанного твердосплавного инструмента 98
5.4. Выводы по разделу 99
Заключение 101
Список Использованной Литературы 103
Приложения 115
- Исследования процесса разрушения горных пород резцовым инструментом
- Методика проведения экспериментальных исследований износостойкости режущего инструмента
- Теоретические предпосылки направленного изменения физико-механических свойств режущей вставки
- Исследование влияния состава связующей фазы
Введение к работе
Одной из основных научно-технических проблем развития технологии механического разрушения горных пород является расширение области применения серийных проходческих комбайнов на более прочные и абразивные породы, а также повышение их производительности и надежности.
Выполненный в ИГД им. А.А. Скочинского анализ горногеологических условий перспективных шахт основных угольных месторождений России [1] показал, что около 70-80% объемов горноподготовительных работ можно достаточно эффективно выполнять проходческими комбайнами легкого (30-35%) и среднего (40-45%) типов, получившими наибольшее распространение в отечественной практике. Однако, основным фактором, сдерживающим увеличение объемов комбайновой проходки, является существенное повышение расхода режущего инструмента при разрушении горных пород с прочностью при сжатии более 50МПа и показателем абразивности по Барону-Кузнецову а>10-12 мг [2-3]. Это, естественно, ставит новые задачи по созданию породоразрушающего инструмента с повышенной прочностью и износостойкостью.
Качество резцов как прямо (через их стоимость), так и опосредованно (через затраты времени на их замену, снижение ресурсов исполнительного органа, элементов трансмиссии, приводов и других узлов комбайна) влияет на стоимость проведения горных выработок. По данным исследований, выполненных в научно-исследовательском центре ДМТ (Германия), удельный вес затрат, связанных с расходом режущего инструмента, в зависимости от горно-геологических условий может достигать 37% и более от затрат на проходку [4].
Общей реакцией производителей режущего инструмента на усложнение условий его применения обычно является увеличение размеров резцов, а также размеров и массы твердосплавных вставок (увеличение
5 ширины режущих кромок для неповоротных резцов и увеличение отношения
диаметра к длине вставки с увеличением первого для поворотных резцов) [5].
Использование такого подхода, во-первых, подразумевает использование
более мощных и тяжелых комбайнов с повышенной энерговооруженностью
исполнительного органа, а во-вторых, неизбежно ведет к повышению
стоимости режущего инструмента и ставит под сомнение вопрос
экономичности комбайновой проходки в целом.
Эффективность применения породоразрушающего инструмента в значительной степени обусловлена свойствами и качеством материала, из которого изготовлена режущая вставка. Поэтому одним из наиболее перспективных направлений исследований в вопросах повышения прочности и износостойкости режущего инструмента является изыскание новых материалов для его армировки.
Исходя из этого, целью работы является разработка износостойкого твердосплавного режущего инструмента, позволяющего эффективно разрушать прочные и абразивные горные породы серийными проходческими комбайнами.
Основная идея работы заключается в повышении эффективности процесса разрушения прочных и абразивных горных пород режущим инструментом за счет использования новых материалов для его армировки, обеспечивающих снижение интенсивности усталостного изнашивания при докритических скоростях резания и соответствующих им температурах в рабочей зоне, а также повышение критической скорости резания.
Научные положения выносимые на защиту:
Эффективность процесса разрушения прочных и абразивных горных пород режущим инструментом в большей степени определяется ресурсом пластичности армирующего твердого сплава, чем величиной его статической прочности.
Износостойкость режущего инструмента при разрушении прочных и абразивных горных пород может быть повышена на 18-20% за счет использования для его армировки особокрупнозернистых (dwc=7-9 мкм и
6 более) твердых сплавов на основе карбида вольфрама, обладающих
повышенным ресурсом пластичности по сравнению с используемыми в
настоящее время серийными сплавами (dwcr^,5-4,5 мкм).
Прочность и износостойкость режущего инструмента при разрушении прочных и абразивных горных пород может быть повышена на 16—18% за счет использования для его армировки твердых сплавов на основе карбида вольфрама с кобальт-никелевой связкой с соотношением содержания кобальта и никеля 2:1, обладающих большей прочностью и пластичностью, чем сплавы WC-Co.
Для армирования режущего инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород наиболее эффективно применение твердосплавных режущих вставок из сплавов следующих составов:
WC-5,4%Co-2,6%Ni (dWc=8-9 мкм) - для разрушения пород с прочностью при сжатии до 60 МПа и показателем абразивности по Барону-Кузнецову а до 23 мг;
WC-6,7%Co-3,3%Ni (dwc=8-9 мкм) - для разрушения пород с прочностью при сжатии до 80 МПа и показателем абразивности по Барону-Кузнецову а до 18 мг.
5. Использование разработанного режущего инструмента позволяет
расширить область эффективного применения серийных проходческих
комбайнов на прочные и абразивные горные породы.
Структурно диссертация состоит их введения, 5 разделов и заключения, изложенных на 122 страницах машинописного текста, содержит 32 рисунка, 18 таблиц, список литературы из 117 наименований и приложения.
В первом разделе диссертации проведен анализ современного состояния исследуемого вопроса, поставлены цель и задачи исследования. Во втором - изложена методика и техника проведения экспериментальных исследований. Третий раздел диссертации посвящен обсуждению теоретических аспектов создания режущего инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород. Четвертый раздел посвящен
7 изысканию способов направленного изменения физико-механических
свойств армирующих твердых сплавов применительно к созданию режущего
инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород. Пятый
Исследования процесса разрушения горных пород резцовым инструментом
Изучению свойств горных пород, разработке и совершенствованию современных способов и средств их механического разрушения посвящены работы А.И. Берона, Л.И. Барона, Е.И. Шемякина, Л.Б. Глатмана, Е.З. Позина, СЕ. Чиркова, В.В. Присташа, СИ. Мультанова, Ю.Н. Линника, В.В. Тона, В.З. Меламеда, Г.В. Арцимовича и ряда других ученых. Современные представления о механизме разрушения горной породы резцовым инструментом кратко могут быть изложены следующим образом.
Внедрение резца в горную породу связано с преодолением сопротивления последней. Усилие, необходимое для преодоления общего (результирующего) сопротивления, обычно условно разлагают по трем осям прямоугольных координат (рис. 3) на три составляющие: усилие резания Р7, действующее в направлении резания; усилие подачи резца на забой Ру и боковое усилие Рх [12-15].
В результате воздействия резца на горную породу (при наличии усилий, обеспечивающих его перемещение) происходит дробление приповерхностного слоя и отделение породных частиц. В процессе разрушения формируются две резко различающиеся по характеру деструкции зоны: уплотненное ядро и хрупкий выкол. Уплотненным ядром называется объем мелкораздробленной и спрессованной породы, образующийся в процессе разрушения и прилегающий к пятну контакта инструмента с массивом. Ядро имеет выпуклую форму, вершиной направленную от пятна контакта вглубь массива [12-29].
На первой стадии внедрения режущей вставки (до начала образования системы магистральных трещин выкола) энергия, сообщаемая массиву породы, расходуется в большей мере на рост уплотненного ядра, чем на его расклинивающее действие. Все составляющие объемного деформированного состояния в процессе разрушения знакопеременны. После достижения критического состояния, при котором начинает образовываться система магистральных трещин, необходимо некоторое время для ее развития и выхода на поверхность, в результате чего формируется лунка выкола. Уплотненное ядро при этом оказывает расклинивающее действие [12, 16]. Таким образом, при резании горных пород взаимодействуют как бы три тела: резец, уплотненное ядро и разрушаемая среда. На формирование уплотненного ядра и отделение кусков породы, несомненно, оказывают влияние физико-технические свойства породы, неоднородность ее строения, пористость и трещиноватость. На рис. 4 приведена схема образования трещин при резании хрупкой горной породы, позаимствованная нами из работы [12] и несколько видоизмененная применительно к случаю резания поворотным резцом. На этом же рисунке внизу помещена диаграмма усилий резания Рг на некотором пути /.
Трещина 3, как это видно на схеме, сначала распространялась в сторону массива и только потом изменила свое направление в сторону обнаженной поверхности. В связи с этим усилие резания на некотором участке в интервале ОА оставалось равным нулю, пока резец не прошел соответствующий участок пути без резания, по воздуху. Зубцы на диаграмме перед падением усилия резания до минимальных значений указывают на реализацию имеющихся в породе местных нарушений - последние снижают величину необходимого усилия резания. При расчетах усилий, действующих на инструмент в случае разрушения горных пород проходческими комбайнами, вопросы резания со скоростями до 5-10 м/с рассматривают как статические. Средние значения усилий резания и подачи используют для установления средней нагрузки на привод проходческой машины. Оценка неравномерности усилий осуществляется по соотношению максимальных и средних нагрузок, а также по параметрам корреляционных функций. Максимальные усилия резания превышают их средние значения примерно в 2,5-4 раза при разрушении пластичных пород (tgq 1,5) и в 5—7 раз при разрушении хрупкопластичных и хрупких горных пород [9, 12-20]. По взаимному расположению резцов на исполнительном органе различают виды (или схемы) резания. Л.И. Барон [12] предложил в зависимости от числа поверхностей обнажения (не считая поверхности забоя резца) разделить известные виды резания на три класса: - первый класс (с одной поверхностью обнажения) - блокированное резание; - второй класс (с двумя поверхностями обнажения) — полублокированное резание; - третий класс (с тремя поверхностями обнажения) - свободное резание. Согласно предложенной классификации к первому классу относятся следующие три вида резания: резание в щели, резание в кутке и резание с выровненной (гладкой) поверхности. Во втором классе выделяют повторное резание, шахматное резание (иногда его называют сотовым) и тангенциальное (первоначальное название - подрезное) резание. Третий класс (свободное резание) не имеет практического значения, хотя и может быть использован в исполнительных органах комбайнов наряду с блокированным резанием. Первые исследования процесса разрушения угля и горных пород тангенциальными поворотными резцами у нас в стране были выполнены во второй половине 70-ых гг. в основном в ИГД им. А.А. Скочинского. При проведении исследований использовали серийно выпускаемые резцы РКС-1, РКС-2 и РКС-3, а также некоторые их модификации. Это обусловило, как стало ясно в последующие годы, определенную ограниченность диапазона исследуемых форм и параметров режущей части инструмента. Однако эти исследования позволили впервые установить зависимости усилий резания и подачи от диаметра твердосплавной вставки (9, 12, 14 и 16 мм), угла ее заострения (60, 70, 80, 90 и 100), трех форм головки твердосплавной вставки (конической, биконической и пирамидальной) и двух форм головки державки (конической и биконической).
Естественно, что логическим завершением этих исследований должен был стать метод расчета силовых показателей процесса разрушения пород. Для неповоротных резцов такой метод был разработан раньше [12]. Анализ показал, что этот метод может быть использован и для расчета усилий, действующих на поворотные резцы, путем введения в зависимости соответствующих поправочных коэффициентов взамен коэффициентов, учитывающих геометрию неповоротных резцов.
В результате упомянутых выше исследований были определены поправочные коэффициенты, учитывающие диаметр твердосплавной вставки, угол ее заострения, исследованные формы головок твердосплавной вставки и державки. С учетом таких изменений метод расчета усилий, действующих на поворотные резцы, был включен в ОСТ 12.44.197-81 "Комбайны проходческие со стреловидным исполнительным органом. Расчет
Методика проведения экспериментальных исследований износостойкости режущего инструмента
Экспериментальные исследования закономерностей изнашивания поворотных резцов РГ501 (рис. 14) с различными вариантами армировки проводились в лабораторных и шахтных условиях.
Лабораторные исследования выполнялись на стенде, оборудованном на базе продольно-строгального станка при резании двух блоков песчаника с контактной прочностью Рк=560МПа (предел прочности при одноосном сжатии асж=60МПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову «=23мг) и Рк=755МПа (предел прочности при одноосном сжатии СТсж=83МПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову я=18мг).
Орошение поверхности забоя при проведении опытов по резанию осуществляли водопроводной водой при помощи оросителя, установленного на резцедержателе.
В процессе исследования определяли потерю массы резцов в зависимости от объема разрушенной породы. Взвешивание резцов проводили на лабораторных весах BP2100S с точностью до 0,06 г.
Натурные испытания резцов РГ501, армированных сплавом WC 5,4%Co-2,6%Ni, проводились при проходке вентиляционного штрека №418 на шахте "Первомайская" ОАО "УК "Кузбассуголь" проходческим комбайном S-100. Коэффициент присечки боковых пород составлял 0,78. Более чем 70% (в среднем по участку - 73%) общей площади присечки боковых пород приходилось на породы основной кровли с пределом прочности при одноосном сжатии 60-90МПа. Средневзвешенное значение предела прочности при сжатии разрушаемых пород - 62 МПа, показателя абразивности по Барону-Кузнецову - 12 мг. Всего было разрушено 306 м3 породы. Объективная оценка возможных отклонений индивидуальных показаний от среднего значения задавалась так называемым средним квадратичным отклонением или основным отклонением, вычисляемым по формуле: В случае нормального распределения результаты индивидуальных
определений в общей совокупности достаточно большого числа определений с вероятностью 95% находятся в пределах следующего доверительного интервала: М - 2-а М( М + 2-а. Обработка результатов экспериментальных исследований в настоящей работе осуществлялась при помощи компьютерной техники с использованием методов математической статистики и теории вероятностей. При обработке результатов экспериментальных исследований, а также при построении графиков и диаграмм использовались следующие программные продукты для статистического анализа: Statsoft Statistica 6.0 и Microsoft Excel 2000. Изыскание возможных путей повышения эффективности и износостойкости режущего инструмента необходимо начать с рассмотрения системы "инструмент — горная порода". Резец поворотного типа представляет собой стержень переменного сечения, находящийся в условиях совместно происходящей осевой деформации (сжатия) и поперечного изгиба [66, 67].
Для оценки характера напряженно-деформированного состояния и величины напряжений, возникающих в опасных сечениях державки и армирующей вставки поворотного резца РГ501, нами был проведен расчет параметров напряженно-деформированного состояния применительно к случаю резания песчаника с контактной прочностью Рк = 755 МПа. Толщина стружки /г=10 мм, шаг резания t = 20 мм, угол атаки 45, угол разворота 8. Схема действия сил представлена на рис. 12.
По формулам (3) и (4) согласно ОСТ 12.44.197-81 [30] были рассчитаны средние значения усилий резания Pz = 3866 Н и подачи PY = 2204 Н. Значения изгибающей силы Р и сжимающей силы Nz вычислялись из средних значений трех составляющих усилий, действующих на инструмент (Рх, Ру и Pz) в результате осуществления двух последовательных поворотов системы координатных осей (см. рис. 3): вокруг оси ОХ на угол атаки резца и вокруг оси OY на угол разворота резца с тем условием, чтобы совместить направление оси OZ с осью резца.
Теоретические предпосылки направленного изменения физико-механических свойств режущей вставки
Пластическая деформация, повышая величину работы разрушения, численно равную площади ограниченной кривой деформации и осью абсцисс, увеличивает сопротивление разрушению и оказывает значительное влияние на работоспособность режущего инструмента в условиях весьма интенсивных нагрузок. Таким образом, сопротивление разрушению не определяется однозначно пределом прочности материала, а в значительной степени зависит от величины деформации [66-68, 81, 82].
Способность твердых сплавов пластически деформироваться определяется количеством связки в сплаве, ее пластическими свойствами и механизмом деформации, что подтверждается на практике наличием прямо пропорциональной зависимости прочности при кручении и ударной вязкости сплавов WC-Co от содержания кобальта [72, 83-88]. Повышение пластичности твердых сплавов возможно двумя путями: за счет увеличения содержания кобальта в сплаве и за счет увеличения размера зерна карбидной фазы. Однако и то, и другое непременно ведет к снижению твердости [72, 83-89]. Ввиду высокой стоимости кобальта второй путь более выгоден в экономическом плане. Кроме того, анализ литературных данных по исследованию свойств твердых сплавов показывает, что при увеличении содержания кобальта скорость деформации на стадии установившейся ползучести повышается, а при увеличении размера зерна карбидной фазы, наоборот, снижается [56, 81, 83, 90].
Наряду с этим немалый интерес представляет модифицирование состава связки с целью повышения ее вязкости и жаропрочности, однако при этом не следует забывать, что основным требованием, предъявляемым к связке, является хорошая смачиваемость монокарбида вольфрама ее расплавом.
Исследования по модифицированию состава связки твердых сплавов проводятся в течение достаточно долгого периода времени, но до сих пор полноценной замены ей найдено не было. Некоторых положительных результатов удалось достичь при замене кобальта никелевой связкой, легированной хромом, танталом и молибденом, железоникелевой связкой и при легировании кобальтовой связки рением, однако по свойствам в целом новые сплавы уступают сплавам с кобальтовой связкой [91-95]. При рассмотрении различных вариантов замены кобальтовой связки в сплавах на основе карбида вольфрама наше внимание привлек уникальный комплекс свойств стали Гадфильда - высокая вязкость и способность упрочняться под действием ударных нагрузок [96]. Эта высокомарганцевая аустенитная сталь применяется для изготовления деталей, работающих на износ и удар одновременно (захватывающие части ковшей экскаваторов, траки гусеничных машин, дробящие детали щековых и конусных дробилок, переводные крестовины железных дорог и др.).
Анализ литературных данных позволил установить, что механизм деформации стали Гадфильда (деформация неограниченным расщеплением дислокаций и двойникование) неразрывно связан с наличием минимума энергии дефекта упаковки в системе Fe-Mn-C вблизи ее состава.
Судя по оценкам термодинамических активностей ГЦК и ГПУ фаз в системе Fe-Mn-C, энергия дефекта упаковки близ состава стали Гадфильда имеет глубокий минимум (безразмерная энергия дефекта упаковки єду=3-10 [97]), но до границы растворимости и мартенситного превращения (при Єду— 0) еще далеко. Уникальность стали Гадфильда заключается в умеренности накопления дефектов упаковки без мартенситного превращения (у—+а). Несмотря на измельчение зерна в процессе деформации до 10 нм, она остается 100 % аустенитной, хотя и со многими дефектами упаковки [98].
Однако использование стали Гадфильда в качестве связки для твердых сплавов поставило бы нас перед необходимостью введения дополнительной (и достаточно энергоемкой) технологической операции -закалки с целью получения требуемой аустенитной структуры. Ввиду значительной разницы в коэффициентах термического расширения карбида вольфрама и стали Гадфильда, быстрое охлаждение с температур закалки повысит риск появления дефектов критического размера и отрицательноскажется на прочности.
Для того чтобы предложить другой состав, не требующий закалки для достижения заданного комплекса свойств, рассмотрим, как связан механизм деформации стали Гадфильда с низким значением энергии дефекта упаковки, соответствующим ее составу. Начнем с самого понятия энергии дефекта упаковки.
В чередовании плотноупакованных слоев возможны отступления от того порядка, который свойственен ГПУ и ГЦК решеткам. Прослойку с нарушенным чередованием плотноупакованных слоев называют дефектом упаковки. Дефект упаковки можно создать разными путями: сдвигом в плоскости плотнейшей упаковки, удалением (дефект упаковки вычитания) или, наоборот, внедрением (дефект упаковки внедрения) одной плотноупакованной плоскости (или части ее) и другими способами. Вдоль краев такой неполной атомной плоскости проходят частичные дислокации, являющиеся границами самого дефекта упаковки. Дефект упаковки имеет атомные размеры в одном измерении и значительно большие размеры в двух других измерениях, т.е. является представителем поверхностных (двумерных) дефектов. С появлением дефекта упаковки связан избыток энергии, который называют энергией дефекта упаковки (уду, измеряемая в Дж/м2, или безразмерная еду= уду/Gb) [99, 100].
Чем меньше энергия дефекта упаковки уду, тем на большее расстояние упруго отталкивается одна частичная дислокация от другой. Приложенные извне касательные напряжения в плоскости скольжения изменяют ширину расщепления. В зависимости от знака приложенное напряжение сужает или расширяет дефект упаковки. Возможно два предельных случая: либо дислокация становится нерасщепленной (это напряжение тем выше, чем ниже энергия дефекта упаковки), либо дислокация расщепляется неограниченно (например, в дефект упаковки, рассекающий все зерно поликристалла) при гКІ,/С 2є.ІУ [99-101]. Последнее возможно в некоторых концентрированных растворах, но не в чистыхметаллах, где тКР/G 4-Ю"3слишком высоко [102].
Расщепление дислокаций осложняет реакции между ними. Фактически реагируют только две частичные дислокации (по одной от каждой полной). Образуется система из двух дефектов упаковки (в разных плоскостях) и трех частичных дислокаций. Расщепление полной дислокации в двух плоскостях делает ее неподвижной (сидячей), и она служит барьером для последующих дислокаций в обеих этих плоскостях. Если дислокации расщеплены, то и ступеньки на них могут расщепиться. Плоское расщепление однозначно задает единственную плоскость скольжения в плоскости дефекта упаковки, как для краевой, так и для винтовой дислокации [99-101].
При низкой энергии дефекта упаковки расщепление во все зерно наблюдается уже в начале пластического течения. Такой дефект упаковки пересекает много других дислокаций. Не у всех из них векторы Бюргерса лежат в той же плоскости. Поэтому плоскость дефекта упаковки, строго говоря, - многосвязная поверхность, периметр дефекта упаковки "перистый", а "щель" между его ветвями окаймлена разноименными частичными дислокациями, образующими диполь высотой h b (рис. 20, а). Если где-то напряжение достаточно для того, чтобы расцепить диполь, то частичные дислокации бегут в нескольких плоскостях, образуя стопку дефектов упаковки (рис. 20, б). Регулярная (в каждой атомной плоскости) стопка дефектов упаковки есть слой, отличающийся по укладке от исходной решетки. Это могут быть в частности, или пластинка новой фазы (рис. 20, г) или двойник (рис. 20, в), где решетка та же, но зеркально отражена в плоскости скольжения дислокации [99].
Исследование влияния состава связующей фазы
Замена кобальтовой связки на кобальт-никелевую с соотношением содержания кобальта и никеля 2:1 способствует повышению пластичности при одновременном увеличении прочности при сжатии и изгибе на 5—15%. Величина удельной работы пластической деформации при этом увеличивается на 20-30% (табл. 15, рис. 25-28). Твердость сплавов WC-Co-Ni находится на том же уровне, что и сплавов WC-Co.
Таким образом, результаты лабораторных испытаний физико-механических свойств армирующих твердых сплавов полностью подтвердили оба высказанных предположения о положительном влиянии увеличения размера зерна карбидной фазы и замены одной трети кобальтовой связки никелем на пластичность армирующих твердых сплавов. Кроме того, использование состава Co-33%Ni [115] в качестве связки дополнительно позволило повысить прочностные характеристики твердых сплавов для армирования режущего инструмента. 1. Научно обосновано и экспериментально установлено, что повышение ресурса пластичности и жаропрочности материала режущей вставки возможно за счет использования для ее изготовления особокрупнозернистых твердых сплавов на основе карбида вольфрама (dwc=7-9 мкм) взамен серийных сплавов (dy/c=3,5-4,5 мкм), используемых в настоящее время для армировки режущего инструмента.2. Научно обосновано и экспериментально установлено, что повышение ресурса пластичности и жаропрочности материала режущей вставки возможно за счет использования для ее изготовления разработанных твердых сплавов WC-Co-Ni с соотношением содержания кобальта и никеля 2:1, обладающих большей прочностью и пластичностью, чем сплавы WC—Со. При этом себестоимость режущих вставок из сплавов WC—Co-Ni на 10-12% ниже, чем аналогичных из сплавов WC-Co.3. Подтверждено, что рост пластичности при увеличении зернистости сплавов WC—Со оказывает большее влияние на величину работы разрушения при сжатии, чем снижение статической прочности.4. Установлено, что применение сплавов с карбидом тантала в режущем инструменте для разрушения прочных и абразивных горных пород не совсем оправдано в силу того, что величина достижимого эффекта несоизмерима с удорожанием твердого сплава вследствие высокой стоимости карбида тантала.
На основании положительных результатов лабораторных исследований физико-механических свойств разработанных армирующих твердых сплавов, для проведения дальнейших исследований были изготовлены опытные образцы поворотных резцов РГ501 (см. рис. 14), армированных особокрупнозернистыми твердыми сплавами WC-8%Co, WC-5,4%Co-2,6%Ni и WC-6,7%Co-3,3%Ni.
Износостойкость поворотных резцов РГ501 с различными вариантами армировки оценивалась в сравнении с серийными резцами РГ501, оснащенными твердым сплавом ВК8КС. Опыты проводились на стенде, оборудованном на базе продольно-строгального станка при резании двух блоков песчаника с контактной прочностью Рк=560МПа (предел прочности при одноосном сжатии стсж ОМПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову я=23мг) и Рк=755МПа (предел прочности при одноосном сжатии сж=83МПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову я=18мг). Орошение поверхности забоя при проведении опытов по резанию осуществляли водопроводной водой при помощи оросителя, установленного на резцедержателе. В процессе исследования определяли потерю массы резцов в зависимости от объема разрушенной породы.
На рис. 29 приведены зависимости износа резцов РГ501 с различными вариантами армировки от объема разрушенного песчаника с контактной прочностью Рк=560МПа (предел прочности при одноосном сжатии сж=60МПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову д=23мг).
Износ резца, армированного особокрупнозернистым твердым сплавом WC-8%Co, оказался на 18-20% ниже, чем серийного резца, армированного сплавом ВК8КС. Это объясняется повышенным ресурсом пластичности особокрупнозернистого твердого сплава WC-8%Co. Рост пластичности сплава с 8% кобальта при увеличении размера зерна карбидной фазы с 4,2 мкм (ВК8КС) до 9,4 мкм оказал большее влияние на эффективность процесса разрушения, чем снижение статической прочности армирующего твердого сплава.
Еще большее снижение величины износа наблюдается для резцов, армированных особокрупнозернистыми сплавами WC-Co-Ni с соотношением Co/Ni 2:1: на 25% для сплава WC-6,7%Co-3,3%Ni и на 30-35% для WC-5,4%Co-2,6%Ni. Не смотря на то, что величина удельной работы пластической деформации для первого сплава почти на 20% выше, чем для второго, износ резца РГ501, оснащенного им, все же выше, что объясняется меньшей твердостью первого сплава (85HRA против 86,5HRA). Такое снижение твердости оказалось недопустимым и определило увеличение износа для данной абразивности горной породы (а=23мг). Это подтверждают результаты опытов по резанию блока более прочного и менее абразивного песчаника с контактной прочностью Рк=755МПа (предел прочности при одноосном сжатии Осж=83МПа, показатель абразивности по Барону-Кузнецову а=18мг), приведенные на рис. 30. Толщина стружки h = 10 мм, шаг резания t = 20 мм, угол атаки резца 45, угол разворота 8. В данном случае износ резца, армированного сплавом WC—6,7%Со— 3,3%Ni, оказался ниже, чем армированного сплавом WC-5,4%Co-2,6%Ni. По
Похожие диссертации на Разработка твердосплавного режущего инструмента для разрушения прочных и абразивных горных пород
