1

Правительство Тюменской области

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

«Тюменский государственный нефтегазовый университет»

Ассоциация выпускников ТИИ – ТюмГНГУ

НЕФТЬ И ГАЗ

ЗАПАДНОЙ СИБИРИ

Материалы

Международной научно-технической конференции,

посвященной 55-летию

Тюменского государственного нефтегазового университета

Том III

Материалы и технология нефтяного машиностроения

Химия, нефтехимия и технология переработки нефти и газа

Тюмень

ТюмГНГУ

2011

2

УДК 665.6, 620.22

ББК 35.50 / 78

Н 583

Ответственный редактор — доктор технических наук,

профессор О. Ф. Данилов

Редакционная коллегия:

О. А. Новоселов; А. А. Силич; А. Г. Мозырев

Н 583 Нефть и газ Западной Сибири: материалы Международной

научно-технической конференции, посвященной 55-летию

Тюменского государственного нефтегазового университета. Т. 3;

отв. ред. О. Ф. Данилов. – Тюмень: ТюмГНГУ, 2011. – 256 с.

ISBN 978-5-9961-0418-5

В издании приведены результаты научно-исследовательских, опыт-

но-конструкторских и внедренческих работ, выполненных в вузах, науч-

ных учреждениях и производственных организациях в области нефтехи-

мии, технологии переработки нефти и газа, технологии и материалов

нефтяного машиностроения.

Книга предназначена для научных, социально-гуманитарных и ин-

женерно-технических работников, а также преподавателей, аспирантов и

студентов технических и гуманитарных вузов.

УДК 665.6, 620.22

ББК 35.50 / 78

ISBN 978-5-9961-0418-5 © Федеральное государственное

бюджетное образовательное

учреждение высшего

профессионального образования

«Тюменский государственный

нефтегазовый университет», 2011

3

МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИЯ НЕФТЯНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ

УДК 621-192

ДИАГНОСТИКА ПОВРЕЖДЕНИЙ ШЛЕЙФА

ГАЗОВОЙ СКВАЖИНЫ ПОСЛЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ

О. В. Балина, Л. Н. Нассонова г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет

В статье представлены результаты экспертного обследования шлей-

фа газовой скважины, эксплуатируемой в субполярной климатической

зоне. Работы по определению возможности продления срока безопасной

эксплуатации технического устройства выполнены в соответствии с [1].

Шлейф скважины смонтирован с использованием ручной электроду-

говой сварки и труб из стали 09Г2С и введен в эксплуатацию в 1986г.

Давление расчетное: 20 МПа; давление рабочее: 12,5 МПа; мини-

мально допустимая температура стенки: –60 С°; рабочая среда: газ, газо-

вый конденсат, водометанольная жидкость; протяженность: 4700 м.

В настоящее время скважина эксплуатируется в условиях снижения

пластового давления, соответственно снижено давление и в шлейфе сква-

жины до 4,0 МПа.

Возможность природных и техногенных опасностей и рисков чрез-

вычайных ситуаций в районе эксплуатации согласно [2]:

опасность и риск сильных дождей — менее 0,01 (низкий риск);

опасность снеговых нагрузок — 1–2 кПа, чс регионального уров-ня (в некоторых случаях более 2 кПа, чс межрегионального уровня);

опасность и риск сильных ветров, морские штормы — чрезвы-чайные ситуации межрегионального уровня;

опасность экстремально низких температур воздуха— более 0,1 (очень высокий риск).

По результатам визуального и измерительного контроля, проведен-

ного в соответствии с РД 03-606-03, с оценкой качества по

ПБ 03-585-03, СА 03-005-07, СТО Газпром 2-2.4-083-2006, дефектов ос-

новного металла и сварных соединений трубопровода не обнаружено.

По результатам ультразвуковой толщинометрии не обнаружено тол-

щин стенок обследованных участков шлейфа скважины, меньше отбрако-

вочных, указанных в РД 39-132-94. Распределение толщин стенок труб

описывается нормальным законом. Коррозионных язв и канавочной корро-

зии не обнаружено.

Для оценки механических свойств металла, сварных соединений и

изменения их свойств в процессе эксплуатации, проведены измерения

4

твердости на основных элементах трубопровода. По результатам контроля

установлено, что значения твердости находятся в допустимом диапазоне,

установленном ИТН – 93, ГОСТ 8733-87 и рекомендациях [3].

Ультразвуковая дефектоскопия проведена в соответствии с

ГОСТ 14782-86, ВСН 012-88, СТО Газпром 2-2.4-083-2006. Сварные со-

единения для контроля определялись по результатам ВИК. В проконтро-

лированных сварных соединениях недопустимых дефектов не обнаружено.

Магнитопорошковая дефектоскопия (МПД) проводилась для обна-

ружения невидимых или слабовидимых невооруженным глазом несплош-

ностей металла трубопровода, выходящих на контролируемую поверх-

ность, согласно СТО Газпром 2-2.4-083-2006. По результатам МПД трубо-

проводов видимых дефектов (следов индикации) не обнаружено.

Оценка остаточного ресурса трубопровода, подвергающегося дей-

ствию общей коррозии, выполнена согласно [4] с учетом рекоменда-

ций [5]. Для определения возможности дальнейшей эксплуатации трубо-

провода, выполнен расчет остаточного ресурса на участке Ø114×10

с наименьшей толщиной стенки (результаты толщинометрии удовлетвори-

тельно описываются нормальным законом распределения). Расчет на

прочность произведен для нижнего 5%-ного значения толщины стенки

трубы и нижних 5%-ных значений пределов прочности и текучести мате-

риала трубопровода.

На основании проведенных расчетов трубопровод обладает запасом

статической прочности, обеспечивающим возможность его дальнейшей

эксплуатации в течение назначенного срока —8 лет.

Для остальных участков трубопровода остаточный срок службы бу-

дет не менее расчетного, так как толщины стенок на остальных участках

больше принятой для расчета.

Для оценки усталостных повреждений проанализированы диспет-

черские данные о суточных колебаниях давления в шлейфе и температуры

окружающей среды за 2005–2010гг. Средняя величина давления в шлейфе

не более 4 МПа при колебаниях давления около 1 МПа относительно сред-

него значения. С учетом концентрации напряжений амплитуда напряже-

ний равна 20 МПа. На основании [6,7] можно сделать вывод, что повре-

ждающее действие колебаний внутреннего давления обеспечивает вероят-

ность разрушения трубопровода менее 0,1% при расчетном сроке эксплуа-

тации 40 лет и 150 циклах в год изменений давления от 3 до 4 МПа. Фак-

тическая частота нагружения не более двух циклов в год за счет сезонных

колебаний давления.

За счет теплового расширения в компенсаторах могут возникнуть

упругие и пластические деформации (в проектной документации отсут-

ствует расчет компенсаторов на прочность).

5

Значительное число опор разрушено, и трубопровод лежит на земле.

Поэтому необходимо оценить крайние случаи нагружения, вплоть до захо-

да в область пластических деформаций:

компенсаторы работают вблизи предела текучести, но еще в об-

ласти упругих напряжений. Примем для расчетов 60 циклов колебаний

напряжений в год за счет термического расширения, что за 40 лет эксплуа-

тации составит 2,4 тыс. циклов. При амплитуде напряжений 200 МПа, со-

гласно [6], после наработки 7×103

циклов, вероятность разрушения

равна 0,1%;

компенсаторы работают вблизи предела текучести, в области

пластических деформаций. Примем для расчетов также 60 циклов колеба-

ний напряжений в год за счет термического расширения, что за 40 лет экс-

плуатации составит 2,4 тыс. циклов. При амплитуде напряжений 1,1-1,2

предела текучести, согласно [8], после наработки 4×103 циклов, вероят-

ность разрушения составит 5%. При рассмотренном режиме нагружения

вероятность разрушения компенсатора за 40 лет эксплуатации не превы-

шает 5%.

Согласно данным СТО Газпром 2-2.3-400-2009 для построенных до

1995 года газопроводов неочищенного газа примем частоту аварий, вклю-

чая все случаи нарушения герметичности, 0,2% на 1км/год.

На основании выполненных расчетов наибольший вклад в возмож-

ность разрушения трубопровода вносят циклические температурные

напряжения в области компенсаторов.

Список литературы

1. Порядок продления срока безопасной эксплуатации технических

устройств, оборудования и сооружений на опасных производственных объектах.

Утв. Приказом Минприроды РФ от 30.06.2009 № 195.

2. Атлас природных и техногенных опасностей и рисков чрезвычайных

ситуаций в РФ. Под общей редакцией С. К. Шойгу. – М.: 2005 г.

3. Методика оценки остаточного ресурса сосудов и аппаратов предприя-

тий ОАО «Лукойл». – М.: 1997 г.

4. ОСТ 153-39.4-010-2002 Методика определения остаточного ресурса

нефтегазопромысловых трубопроводов и трубопроводов головных сооружений.

5. Оценка ресурса газопроводных труб с коррозионными повреждения-

ми, под общ. редакцией д. т. н. проф. И. Ю. Быкова. – М.: 2008 г.

6. РД 50-694-90 Методические указания. Надежность в технике. Вероят-

ностный метод расчета на усталость сварных конструкций.

7. ГОСТ Р 52857.6-2007 Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на

прочность. Расчет на прочность при малоцикловых нагрузках.

8. Балина О. В., Ковенский И. М., Нассонов В. В. Влияние усталостного

нагружения в малоцикловой области на структуру и свойства трубных сталей.

Известия вузов. Машиностроение. – 2008. – №3. – С. 41–46.

6

УДК 621.789

ЗАТОЧКА ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ВИНТОВЫХ ФРЕЗ

С БОЛЬШИМ УГЛОМ НАКЛОНА ЗУБЬЕВ ДЛЯ ОБРАБОТКИ

МАТЕРИАЛОВ НЕФТЯНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ

Б. В. Барбышев г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет

Исследования показывают, что цилиндрические фрезы с большим

углом наклона винтовых зубьев обладают большой стойкостью и дают хо-

рошее качество обработанной поверхности.

Применяются винтовые инструменты с пластинами из твѐрдых спла-

вов и углом наклона зубьев, как правило, не более 045 .

Однако установлено, что при обработке материалов нефтяного ма-

шиностроения угол наклона зубьев, равный ω = 45, не всегда является оп-

тимальным с точки зрения прочности и стойкости инструмента. При этом,

как показывают опыты, требуется применять инструменты с большими уг-

лами наклона винтовых зубьев (ω > 45). Доказано, что с увеличением угла

наклона зубьев повышается плавность работы инструмента, улучшается

теплоотвод.

Увеличение угла наклона зубьев позволяет применять инструменты с

меньшим числом зубьев.

В литературе предполагается, что с увеличением угла наклона зубьев

должна существенно возрастать осевая составляющая силы резания. Одна-

ко исследования по изучению изменения осевой составляющей силы реза-

ния в зависимости от угла наклона винтовых зубьев не подтверждают это

предположение.

В Тюменский государственный нефтегазовый университет проводят-

ся исследования по изучению работы цилиндрических фрез с углом накло-

на винтовых зубьев ω > 45при обработке материалов нефтяного машино-

строения. Применяются фрезы с диаметрами 60–120 мм. Были изготовле-

ны и испытаны фрезы из быстрорежущих сталей, с наплавками из твердых

сплавов, а также ряд фрез с зубьями из пластинок твердого сплава.

Все вышеперечисленные конструкции фрез имеют три зуба и более,

угол наклона зубьев порядка 07060 .

В результате исследований получены интерферограммы режущей

части зубьев фрез, изготовленных из быстрорежущей стали и твѐрдого

сплава, которые позволяют определить поля напряжений, деформации и

температур.

Экспериментально определены опасные точки в режущей части ин-

струмента, являющиеся источником зарождения трещин, приводящие к

7

разрушению зуба фрезы. Исследования и расчѐты показали, что наиболее

опасной является режущая кромка инструмента, а величина коэффициента

интенсивности напряжения достигает в ней максимальной величины. В

связи с этим проведены расчѐты на распространения трещин в режущей

части фрез путѐм сравнения коэффициента интенсивности напряжений с

предельным.

Были приведены исследования фрез с большим углом наклона вин-

товых зубьев, показавшие, что с увеличением угла наклона зуба фрезы,

уменьшается контактная нагрузка, изменяется направление равнодейству-

ющей сил резания, уменьшается коэффициент интенсивности напряжений,

увеличивается запас прочности зуба фрезы.

Произведѐнные испытания фрез с большим углом наклона твѐрдо-

сплавных винтовых зубьев позволили увеличить производительность об-

работки труднообрабатываемых материалов, повысить стойкость режуще-

го инструмента в 5 раз по сравнению с быстрорежущими фрезами.

Выбор оптимальных режимов обработки производится по критерию

максимальной производительности труда. При этих режимах обеспечива-

лась высокая надѐжность режущей части фрез и повышения предельного

коэффициента интенсивности напряжений.

Разработанная методика ускоренных испытаний показала область

надѐжной работы фрез и позволила установить оптимальные режимы по

выработанным критериям. При эксплуатации этих фрез затруднения вызы-

вает их заточка и переточка. Заточка зубьев винтовых инструментов про-

изводится на универсально-заточном станке.

Предварительно инструмент обрабатывается по цилиндрической по-

верхности с последующим выводом фасок по задним поверхностям зубьев.

Для заточки разработано приспособление, которое состоит из копира

с винтовой канавкой, шаг которой равен шагу винтовых зубьев затачивае-

мого инструмента. Заточка производится в центрах. Инструмент и копир

крепятся на одной оправке.

При заточке поступательное и вращательное движения затачиваемо-

го инструмента согласованы между собой, что позволяет осуществлять

процесс заточки. Установка круга в горизонтальной и вертикальной плос-

костях рассчитывается по соответствующим формулам.

Эксплуатация фрез с большим углом наклона винтовых зубьев пока-

зала высокую эффективность при обработке материалов нефтяного маши-

ностроения, чугуна и сплавов из цветных металлов.

Например, при обработке меди наблюдается меньшее налипание ме-

талла на режущей кромке инструмента, что повышает качество обработан-

ной поверхности.

В ряде случаев фрезерования фрезами с большим углом наклона

винтовых зубьев позволяет устранить операции шлифования.

8

УДК 621.9.014.3

ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ ИНСТРУМЕНТАМИ

ИЗ СТМ ПРИ СВЕРХСКОРОСТНОМ ТОЧЕНИИ

В. А. Белозѐров, А. Н. Калиев г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет

Физическая природа сверхскоростного резания основывается на

фундаментальных закономерностях контактных процессов, особенностях

стружкообразования, изнашивания и обеспечения динамической прочно-

сти режущего инструмента в зависимости от скорости резания. Сверхско-

ростное резание возможно за счет, в том числе, применения инструмен-

тальных материалов с повышенными физико-механическими и теплофизи-

ческими характеристиками, к которым относятся инструменты из СТМ

(композитов) на основе кубического нитрида бора (КНБ).

Сверхтвердые материалы значительно превосходят природные мо-

нокристаллы алмаза по прочности. Если предел прочности на изгиб моно-

кристалла природного алмаза составляет ζи=300МПа, то предел прочности

на изгиб поликристаллов твердого нитрида бора (ПТНБ-композит 09) —

1180 МПа.

Учитывая, что тонкое точение резцами из СТМ проводится с малыми

толщинами срезаемого слоя, процесс резания в большей степени определя-

ется контактными температурами и напряжениями на задней поверхности.

Одной из основных особенностей тонкого точения жаропрочных сплавов и

закаленных легированных сталей резцами из СТМ является то, что по мере

увеличения фаски износа резца по задней поверхности контактная темпе-

ратура и контактные напряжения на задней поверхности резца из СТМ

выше, чем температура и контактные напряжения на передней поверхно-

сти. Важной задачей тонкого точения жаропрочных сплавов из СТМ явля-

ется уменьшение контактных напряжений и контактных температур на

задней поверхности. Это достигается благодаря применению инструмента

из СТМ с меньшими коэффициентами теплопроводности (гексанит-Р,

композит 05ИТ) и обработке жаропрочных сплавов этими инструментами

на оптимальных режимах резания.

Из трех рассмотренных резцов из СТМ – эльбор-Р, композит 05ИТ,

гексанит-Р – меньшей величине коэффициента теплопроводности инстру-

ментального материала у гексанита-Р соответствует большая температура

и контактные напряжения на передней поверхности при постоянном коэф-

фициенте укорочения стружки КL.

Соответственно у резца из гексанита-Р уменьшается температура и

контактные напряжения на задней поверхности.

9

Необходимость проведения экспериментальных исследований про-

цесса резания инструментами из СТМ при сверхскоростном точении опре-

деляется тем, что нами выдвинута гипотеза о возможности тонкого точе-

ния труднообрабатываемых материалов резцами из СТМ при высоких

температурах резания на сверхвысоких скоростях резания (частота враще-

ния шпинделя станка до n = 40000 мин-1

).

Эта гипотеза основывается на том, что круглые двухсторонние непе-

ретачиваемые пластины из инструментальных СТМ (композит 10Д-

гексанит-Р, композит 05ИТ) имеют высокую микротвердость, сравнимую с

микротвердостями природного и синтетического алмазов, сохраняют вы-

сокую микротвердость, которая почти остаѐтся постоянной, при темпера-

турах резания в области пластического(вязкого) состояния инструменталь-

ных СТМ (температуры от 1373 до 1873○К). Это, в свою очередь, позволя-

ет расширить области применения инструментов из СТМ при точении жа-

ропрочных сплавов и сталей за счѐт использования при резании предель-

ного с точки зрения пластической прочности состояния инструментально-

го материала.

Одновременно с установлением сверхвысоких скоростей резания,

необходимо обоснованно уменьшать глубины резания t до 0,03–0,05мм и

величины подач S до 0,005–0,01 мм/об, используя ресурс СТМ с учетом

физико-механических и теплофизических свойств в полной мере.

Таким образом, одним из преимуществ инструментальных СТМ яв-

ляется то, что, наряду с высокой микротвердостью, сравнимой с микро-

твердостью природного алмаза, они имеют самый высокий уровень темпе-

ратур в процессе резания при переходе от хрупкого состояния инструмен-

тального материала к пластическому (квазихрупкого перехода) из всех су-

ществующих инструментальных материалов. Для резцов из СТМ при то-

чении жаропрочных сплавов и сталей температура квазихрупкого перехода

составляет 1373К. Кроме того, СТМ на основе КНБ имеют очень высокий

температурный предел устойчивости при переходе от хрупкого состояния

инструментального материала к пластическому, в процессе резания он до-

стигает 1873К у некоторых марок СТМ. Это позволяет использовать рез-

цы из СТМ при сверхскоростном точении на скоростях резания, когда

температура резания близка по величине к температуре квазихрупкого пе-

рехода для этих инструментальных материалов.

Установленные экспериментально и всесторонне обоснованные к

применению параметры режимов сверхскоростного тонкого точения ин-

струментами из СТМ жаропрочных сплавов и сталей с учетом динамиче-

ской прочности резцов из СТМ позволяют осуществлять обработку этих

труднообрабатываемых материалов на автоматизированном оборудова-

нии — станках с ЧПУ, обрабатывающих центрах и гибких производствен-

ных модулях (ГПМ).

10

УДК 622.276.012.05

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОГО КОЭФФИЦИЕНТА

НАГРУЗКИ ДЛЯ БУРОВОГО ПОДЪЕМНОГО МЕХАНИЗМА

Р. А. Гасанов, Ф. М. Гафаров Азербайджан, г. Баку, Азербайджанская государственная нефтяная академия

Проектировочный расчет деталей машин обычно проводится по кри-

териям работоспособности и качества. Ниже рассмотрим задачу по опре-

делению эквивалентного коэффициента нагрузки для бурового подъемного

механизма.

Как известно, для определения эквивалентного коэффициента

нагрузки, необходимо знать график нагрузки оборудования, кривых Вел-

лера или же уравнение Веллера для рассчитываемых материалов, а также

закон накопления повреждений. В результате определяются параметры по-

стоянного цикла нагружения, который эквивалентен реальным перемен-

ным циклам нагружения.

Как это указано выше вероятность частоты нагрузки F при степен-

ном законе измерения нагрузки определяется по формуле

c

F

FFP

1

max

1)(

, (1)

где С — эмпирически определяемая величина.

Если учесть, что maxmaxmaxmax i

i

X

X

F

F

, и имея в виду ,0FiF

где — напряжение; i — количество свеч при глубине х; F0 — вес одной свечи, получим

c

i

iiFP

1

max0 1)(

. (2)

Функция плотности распределения нагрузки в дискретной форме

можно определить следующим образом:

0

1

max

11

00

000

)1(

)1(

])1[()()(

Fi

ii

FiFi

FiPiFPiFf

c

cc

. (3)

11

На основании линейного закона накопления повреждения [1, 2]:

p

i

i i

i aN

n

1

0

max, (4)

где ∆ni — количество циклов нагружения, соответствующее заданным

уровням нагрузки; Ni — количество разрушающих циклов нагружения при

той же нагрузке Fi. Тогда

c

cc

ii

i

iiniFiFiFfnFiFfnn

1

max

11

0000

)1(])1([)()(

, (5)

где n — суммарное количество циклов нагружения.

Эквивалентный коэффициент нагрузки (КF) определяется, исходя из

условий, приравниваем количество циклов нагружения на n:

mэк

m FnNF . (6)

Отсюда

0Fi

Fn

F

FnN эк

mэк . (7)

Тогда выражение (3) примет вид

p

i

im

экc

cci a

F

Fin

iin

1

0

0

1

max

11

max ])1[(. (8)

Отсюда

m

i

i

m

cp

экcc iii

ia

FF

1

01

max

0

max 11

11

. (9)

12

Эквивалентная нагрузка имеет вид

maxFKF Fэк . (10)

Если в (9) учесть, что

max

max0

i

FF , (11)

тогда из выражений (9) и (10) видно, что

mccm

i

ic

p

F iii

ia

K ])1[(1

111

01

max

max

. (12)

Для удобства составления программы следует изменить пределы

суммирования i = 0 до imax–1 на i = 1 до imax. При этом соответствующее

выражение КF примет вид

mcc

i

i

m

cp

F iii

ia

K ])1([)1(1

11

01

max

max

. (13)

В таблице приведены результаты расчета при значениях ар= 1.

Результаты расчета при значениях ар= 1

imax С m КF

50 0,63 3 0,6930

100 То же То же 0,6975

150 -"- -"- 0,6991

200 -"- -"- 0,6996

50 -"- 6 0,7615

100 -"- То же 0,7660

150 -"- -"- 0,7675

200 -"- -"- 0,7613

50 -"- 9 0,8098

100 -"- То же 0,8064

150 -"- -"- 0,8069

200 -"- -"- 0,8077

13

Полученное выражение (13) позволяет определить эквивалентный

коэффициент нагрузки КF для бурового подъемного механизма. Достовер-

ность значений КF позволяет реализовывать расчетные работы по констру-

ированию подъемного механизма буровой установки на стадии его проек-

тирования.

Список литературы

1. Ильский А. Л., Миронов Ю. В., Чернобыльский А. Г. Расчет и конструиро-вание бурового оборудования. – М.: Недра, 1985. – 452 с.

2. Когаев В. П. Расчеты на прочность при напряжениях, переменных во време-ни. – М.: Машиностроение, 1977. – 232 с.

УДК 621.78.621.785.5

ВЫГЛАЖИВАТЕЛИ ИЗ БЕЛОГО ЧУГУНА

ДЛЯ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ

Ю. Г. Гуревич, В. В. Марфицын, С. В. Шишкина, Е. А. Чудинова г. Курган, Курганский государственный университет

Разработана технология электроконтактной химико-термической об-

работки стали (ЭКХТО), в результате которой на ее поверхности, с целью

повышения износостойкости, наносится слой белого чугуна. Исследованы

структура и свойства поверхности стали после ЭКХТО и показано, что вы-

глаживатели, сделанные из углеродистой стали, после ЭКХТО могут быть

использованы для обработки деталей из цветных металлов.

Известно, что одним из лучших материалов, работающих в условиях

трения, является белый чугун, который обладает низким коэффициентом

трения и высокой износостойкостью. Поэтому деталь из белого чугуна, ра-

ботающая в условиях трения, обладает не только повышенной износостой-

костью, но и эффективным видом изнашивания. Вместо изнашивания со

схватыванием, которое часто наблюдается при работе стальных деталей,

наблюдается абразивное изнашивание при трении деталей из белого чугу-

на. Такие свойства белого чугуна обусловлены высокой твердостью леде-

буритной эвтектики, а также наличием карбидов (цементита) в структуре

заэвтектоидного чугуна.

Чугун с ледебуритной структурой может быть получен двумя спосо-

бами: отбелом соответствующих зон детали в процессе ее отливки и мето-

дом местного эвтектического (контактного) плавления [1, 2].

Исследования показали, что оба варианта ледебуритной структуры

имеют одинаковую работоспособность [3]. Между тем, способ местного

14

эвтектического плавления имеет преимущества, состоящие в большей точ-

ности и стабильности результатов, существенно большей производитель-

ности, возможности автоматизации производства.

Процесс эвтектического (контактного) плавления происходит в том

случае, когда нагреваются до эвтектической температуры приведенные в

соприкосновение кристаллы двух компонентов, образующих эвтектиче-

скую систему. Контактное плавление, как известно, характеризуется тем,

что оно происходит при температуре ниже температур плавления обоих

компонентов. Очень важно, что эффект контактного плавления не связан с

определенным соотношением масс соприкасающихся кристаллов, полный

переход в жидкое состояние происходит при постоянной температуре.

Самым дешевым источником тепла для организации контактного

плавления является локальный нагрев за счет электроконтактного выделе-

ния тепла. Это положение легло в основу предложенного и разработанного

нового способа электроконтактной химико-термической обработки стали

(ЭКХТО).

На поверхность стальной детали наносится графитовый порошок,

после чего к ней прижимается графитовый ролик-электрод, через который

пропускается электрический ток и движется по поверхности детали. В ка-

честве контакта используется соединение деталь-графит (рис. 1).

Рис. 1. Схема электроконтактной обработки стали

Важное значение имеют толщина (вк) и радиус (Rэ) ролика-

электрода. С одной стороны, чем больше его диаметр и толщина, тем

больше долговечность и выше производительность процесса, особенно,

когда обрабатывается большая площадь поверхности. С другой стороны,

при большом диаметре и толщине ролика-электрода трудно обеспечить

равномерный нагрев поверхности детали вследствие неизбежных колеба-

ний площади и плотности контакта. Поэтому оптимальные размеры роли-

ка-электрода были подобраны экспериментально: толщина ролика-

электрода вк=2–8 мм и радиус Rэ=40–80 мм.

15

При нагреве контакта до 1200°С возникает контактное плавление си-

стемы железо-графит, на поверхности стальной детали образуется капля

жидкого чугуна, которая из-за быстрого охлаждения отбеливается.

Контактное эвтектическое плавление системы железо-графит являет-

ся наиболее важным и характерным этапом формирования покрытия в

процессе ЭКХТО. В зависимости от режима процесса (плотности тока

g, А/см2 и скорости движения ролика-электрода V, см/с) на поверхности

стали можно получить доэвтектический, эвтектический или заэвтектиче-

ский белые чугуны.

Под слоем белого чугуна, независимо от его химического состава,

образуются переходная зона и зона химико-термического влияния. Метал-

лографическим исследованием установлено, что непосредственно под бе-

лым чугуном образуется слой мелкоигольчатого мартенсита с микротвер-

достью 8000–8500 МПа. Под мартенситом просматривается зона с перли-

то-ферритной структурой, причем доля перлита постепенно уменьшается

до величины исходной структуры стали. Глубина переходной мартенсит-

ной зоны 30–50 мкм, а перлито-ферритной — до 1000 мкм (рис. 2).

Рис. 2. Слои заэвтектического чугуна на стали 20

и структура переходных зон

Таким образом, наплавленный слой белого чугуна крепко соединен с

основным металлом.

На рис. 3 представлена построенная по экспериментальным данным

диаграмма, на которой показаны в координатах g, А/см2 – V, см/с области

наиболее вероятного образования эвтектического, за- и доэвтектического

чугуна.

Абразивный износ покрытия определяли на установке ЗФ ЧПИ [4].

Результаты показали, что по сравнению с цементированными изделиями,

опытные образцы после ЭКТХО имели большую твердость и

износостойкость.

16

Экспериментальные исследования по определению стойкости ин-

струмента — выглаживателей из термоупрочненных сталей проводились

по сравнению с металлокерамикой ВОК-60 для двух групп материалов:

Бр. 9-4-190 (90–180 НВ); сталь 40Х (180–220 НВ).

Рис. 3. Режимы ЭКХТО, способствующие образованию белого чугуна

различного состава

Выбор величины радиуса выглаживателя определяется твердостью

материала обрабатываемых деталей. Для материалов из мягких сталей и

цветных сплавов применяли радиус выглаживателя более 3,5 мм.

В качестве инструментального материала для изготовления рабочих

частей выглаживающего инструмента применялись упрочненные методом

ЭКХТО стали и инструментальная металлокерамика марки ВОК-60. Для

стабилизации упругих свойств рабочей части державку изготовляли из за-

каленной стали У8 твердостью 44–48 HRC.

Заточка формы рабочей части выглаживателей осуществлялась на

универсально-заточном станке модели ЗВ642. Доводка проводилась ал-

мазной пастой АМ40/28, АМ28/20, затем окончательно доводилась пастой

АМЗ/2. После доводки шероховатость рабочей части инструмента соответ-

ствовала Ra 0,015–0,020.

Стойкость выглаживателей из минералокерамики и стали 45 упроч-

ненной ЭКХТО исследовалось при обработке двух групп материалов:

Бр. 9-4-1 (90–180 НВ) и стали 40Х (180–220НВ).

В качестве критерия износа рабочей части выглаживателя принима-

лось значение среднего арифметического отклонения профиля поверхно-

сти (Ra),превышающее минимально получаемое значение на один уровень.

17

Эксперимент прекращался при достижении предпочтительного значения

Ra=0,100 мкм.

Полученные данные убедительно показывают, что для цветных ме-

таллов (бронзы) целесообразно применять дешевые выглаживатели из

термоупрочненной стали 45.

Список литературы

1. Андрияхин В. М. Влияние схемы упрочнения гильз цилиндра лазер-ным излучением на износостойкость // М: Металловедение и термическая обра-

ботка металлов, 1982. №9. – С. 41–43.

2. Гуревич Ю. Г., Дорфман Д. Е., Марфицын В. В. Электроконтактное термоупрочнение стали / Новые материалы и ресурсосберегающие технологии

термической и химико-термической обработки деталей машин и инструмента. –

Пенза: ЦДНТП, 1990. – С. 40–41.

3. Марфицын В. В. Обработка изделий инструментами из упрочненных сталей / Совершенствование технологических процессов изготовления деталей

машин. – Курган: 1993. – С. 20–22.

4. Серебряков В. Е., Соколов Н. М., Гунякова С. С. Установка для испы-тания металлов и сплавов на износ / Совершенствование машиностроительных

материалов, конструкций машин и методов обработки деталей. – Челябинск,

1988. – С. 14–17.

УДК 536.51 + 621.91

МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ДЕФОРМАЦИЙ И ТЕМПЕРАТУР

В РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТА В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ

И. А. Ефимович, Е. И. Швецова, И. С. Золотухин г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет

При изготовлении деталей нефтегазопромыслового оборудования,

работающих в сложных природно-климатических условиях, возникает

необходимость применения высокопрочных коррозионно-стойких матери-

алов. Обработка резанием указанных материалов весьма затруднена, так

как в режущей части инструмента (РЧИ) возникают большие температуры,

которые главным образом определяют его работоспособность.

Для повышения работоспособности режущего инструмента (РИ)

требуется обеспечить благоприятные температурные условия работы ма-

териала РЧИ. Это делает актуальным вопрос исследования характера рас-

пределения температур и деформаций в РЧИ в процессе резания.

Аналитический расчет полей температур в РЧИ сводится к большим

допущениям, что ставит под сомнение полученные результаты. Причем

большинство расчетных методик по определению распределения темпера-

18

тур используют контурные условия, полученные в эксперименте. Слож-

ность вычисления температуры и градиентов температур в режущем клине

в пределах зоны контакта даже при очень простых условиях резания при-

дает особое значение экспериментальным методам измерения темпера-

туры, особенно бесконтактным. Рассмотрим те из них, которые могут быть

применены к измерению полей температур в РЧИ в процессе резания.

Известен бесконтактный цветовой метод измерения температуры

РЧИ с помощью фотоэлемента, который заключается в том, что инфра-

красное излучение нагретого тела попеременно подают на фотоэлемент

через два светофильтра, пропускающих только излучения с определенной

длиной волны. Температуру нагретого тела определяют по разности полу-

ченных на выходе фотоэлемента двух импульсов электрического напряже-

ния [1]. Приведенный метод позволяет производить измерения лишь в

диапазоне от 300 до 1000ºС и с площади излучения в 1 мм2 и более, тогда

как вся изучаемая зона контакта в РЧИ составляет площадь в 1 мм2 или

менее, то исследование температурных полей в таких условиях не пред-

ставляется возможным. Кроме того, при небольших скоростях резания

максимальная температура в зоне контакта составляет 120–300ºС, что

находится за пределами возможностей данного метода.

Есть метод определения температур по длине контакта стружки с пе-

редней поверхностью резца с помощью естественной термопары, образуе-

мой стружкой и проводящей пластиной, расположенной под углом к глав-

ной режущей кромке и на различном расстоянии от нее [2]. В процессе об-

работки детали в виде диска резцу кроме подачи сообщают дополнитель-

ное движение вдоль главной режущей кромки и регистрируют величину

термо-ЭДС как функцию дополнительного перемещения резца. Термо-

ЭДС, возникающая между стружкой и пластиной, в каждый момент вре-

мени соответствует температуре резания в точке, лежащей на расстоянии

от главной режущей кромки до точки контакта стружки с проводящей пла-

стиной. Однако этот метод является контактным и позволяет получить

распределение значений температур лишь по передней поверхности резца,

а не полю режущего клина.

Существует также метод определения температуры заключающийся

в измерении термо-ЭДС естественной термопарой, образуемой заготовкой

и разрезанной по диагонали фаской на задней поверхности, имеющей ну-

левой задний угол [3]. Заготовке сообщают дополнительное движение

вдоль главной режущей кромки. Об искомой температуре судят по вели-

чине приращения термо-ЭДС и площадок контакта вдоль главной режу-

щей кромки. Данный метод не позволяет определить картину температур

по всему полю РЧИ, а лишь значения температур по задней поверхности.

Известен метод определения температуры, в котором на поверхности

РЧИ электроискровым методом наносят многослойное покрытие из метал-

лов и их сплавов таким образом, чтобы температура плавления слоев убы-

19

вала по мере нанесения покрытия [4]. При резании в процессе нагревания

РИ и последовательного оплавления слоев покрытия фиксируют границы

распределения постоянных температур на РЧИ. Однако данный метод от-

личается сложностью нанесения многослойных покрытий и недостаточно

точен. Он не позволяет проводить измерение температурного поля в про-

цессе резания, так как фиксируются лишь изотермы с максимальными зна-

чениями температур, связанных с температурами плавления используемых

сплавов. Для увеличения количества получаемых изотерм необходимо

проведение повторных экспериментов с нанесением многослойного по-

крытия из другого сочетания сплавов.

Представляет интерес метод определения температурных полей в

РЧИ с помощью цветовых многопозиционных термоиндикаторных ве-

ществ (ЦТИВ). Состав, включающий ЦТИВ, наносят на рабочие поверхно-

сти РЧИ и, после работы РИ в течение определенного времени при интере-

сующих режимах резания, исследует изменение цветовой картины, по ко-

торой определяют поле распределения температур [5, 6]. Однако время

срабатывания ЦТИВ составляет более одной секунды, что является до-

вольно длительным в отношении динамики процесса резания и позволяет

проводить измерение температурного поля лишь на микроскоростях. Тем-

пературные поля получаются с невысокой точностью, так как линии тер-

мопереходов показывают лишь приближенную картину распределения

температур, фиксируется только максимальная температура процесса.

Таким образом, большинство методов имеют большие погрешности

и нестабильность измерений, являются инерционными, а зачастую фикси-

руют только максимальное значение параметра. В основу решения постав-

ленной задачи может быть положен метод исследования деформации ма-

териалов в процессе снятия стружки резанием [7]. В нем боковую поверх-

ность РЧИ полируют, осуществляют процесс резания на реальных режи-

мах, освещают боковую поверхность когерентным монохроматическим

излучением, формируют в предметной плоскости видеокамеры интерфе-

ренционную картину в результате взаимодействия отраженного и опорно-

го пучков и по зарегистрированным интерференционным картинам опре-

деляют деформации материала РЧИ по формуле

Δt = m ∙ λ, (1)

где Δt — поперечная деформация режущего клина инструмента; m — раз-

ность порядков интерференционных полос; λ — длина волны монохрома-

тического когерентного излучения.

В процессе резания интерференционная картина несет совместную

информацию о силовых и температурных деформациях. Для разделения

этих составляющих РИ выводят из зоны резания в интересующий момент

времени. По разности порядков полос, прошедших через расчетные

20

сечения, с помощью графического вычитания эпюр порядков

интерференционных полос, полученных в процессе резания и после выве-

дения РИ из зоны резания, определяют деформации от действия силовых

контактных нагрузок, действующих на РЧИ, а по изменению интерферен-

ционных картин до резания и после выведения РИ из зоны резания опреде-

ляют температурное поле в РЧИ.

Однако этот метод не позволяет исследовать динамику изменения

деформаций и температур в РЧИ при нестационарных условиях резания,

например, при врезании с изменяющейся толщиной срезаемого слоя.

Данная задача может быть решена следующим образом. Предвари-

тельно на заготовке делают с необходимым шагом поперечные пазы не-

большой ширины. Изменения интерференционных картин, сформирован-

ных в предметной плоскости видеокамеры в результате взаимодействия

отраженного и опорного пучков, непрерывно регистрируют с помощью

видеосъемки и средства записи, например, ПЭВМ (рисунок).

Рисунок. Схема осуществления метода:

1 — заготовка; 2 — поперечные пазы; 3 –— боковая поверхность РЧИ;

4 — РЧИ; 5 — лазер; 6 — коллиматор; 7 — видеокамера; 8 — светоделитель;

9 — оптический клин; 10 — специальный держатель; 11 — средство записи

Далее осуществляют процесс резания на интересующих режимах

(скорости резания V и подаче S). По изменению интерференционных кар-

тин до резания и в моменты нахождения РЧИ в поперечных пазах заготов-

ки в процессе резания определяют температурные поля по формуле

,αt

λmTT t0t

(2)

5

ПЭВМ

6

3

4

9

8

7 11

10

1

V

S 2

3

S

4

1 2

V

21

где T0 — начальная температура РЧИ до резания (T0 = 20С); Tt, — темпе-

ратура в интересующий момент времени в рассматриваемой точке РЧИ;

mt — разность порядков интерференционных полос в рассматриваемой

точке режущего клина до резания и в момент нахождения РЧИ в попереч-

ном пазу в процессе резания; — длина волны монохроматического коге-

рентного излучения; t — толщина РЧИ до его деформирования при темпе-

ратуре T0; — коэффициент температурного расширения материала РЧИ.

Предлагаемый бесконтактный метод измерения температуры безы-

нерционен и позволяет с высокой точностью фиксировать динамику изме-

нения полей деформаций и температур в РЧИ при нестационарных усло-

виях резания на реальных режимах.

Список литературы

1. Остафьев В. А., Вестфаль А. Н., Чернявская А. А. Устройство для бес-контактного измерения температуры в зоне резания цветовым методом // Изве-

стия вузов – Машиностроение. – № 4, М., 1976. – С. 159–162.

2. А.с. СССР № 416166, МПК B01B 1/00, Бюл. № 7. – 1974. 3. А.с. СССР № 1355358, МПК B01B 1/00, Бюл. № 44. – 1987. 4. Пат. РФ № 2100173, B23Q11/00, Бюл. № 48. – 1997. 5. Верещака А. С. и др. Исследование теплового состояния режущих ин-

струментов с помощью многопозиционных термоиндикаторов // Вестник маши-

ностроения. – № 1. – М., 1986. – С. 45–49.

6. Верещака А. С., Третьяков И. П. Режущие инструменты с износостой-кими покрытиями. – М.: Машиностроение, 1986. – С. 108–109.

УДК 621.762

АНАЛИЗ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ НАНОДИСПЕРСНЫХ

ЖЕЛЕЗНЫХ ПОРОШКОВ И ИЗДЕЛИЙ ИЗ НИХ

Е. В. Золотарева г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет

Одним из самых перспективных направлений современного матери-

аловедения являются наноструктурные материалы. Эти материалы могут

обладать принципиально новыми свойствами, а также значительно более

высокими механическими, физическими и эксплуатационными свойствами

по сравнению с обычными материалами, что может обусловить значитель-

ный прогресс в самых разных отраслях (военная и космическая техника,

электроника, связь, энергетика, машиностроение, химическая промышлен-

ность, медицина и т. д).

К наноструктурным материалам обычно относят материалы с разме-

рами элементов структуры до 100 нм. В порошковой металлургии исполь-

22

зуются частицы таких размеров, при которых роль поверхности резко воз-

растает и становится сравнимой с ролью объемных эффектов, хотя свой-

ства поверхности этих частиц в основных чертах совпадают с аналогичны-

ми свойствами соответствующих массивных материалов. При этом на по-

верхности ультрадисперсных частиц происходит радикальная перестройка

расположения атомов и изменение типа межатомных связей по сравнению

с поверхностью массивного материала.

Наличие комплекса новых качеств и свойств ультрадисперсных си-

стем свидетельствует о существовании особого конденсированного состо-

яния вещества, которое реализуется в ультрадисперсных средах.

Важнейшим способом получения наноструктурных металлических,

керамических, композиционных материалов является применение порош-

ковых технологий с использованием нанодисперсных порошков. Посколь-

ку значительную долю продукции порошковой металлургии (более 50%)

составляют изделия из железных порошков, значительный интерес пред-

ставляет возможность использования железных нанодисперсных порошков

для получения таких изделий с повышенным уровнем эксплуатационных

характеристик [1].

Нанодисперсные порошки обладают повышенной структурной и по-

верхностной активностью, что может позволить, если и не получить нано-

структурный материал, то за счет активации спекания, во-первых, пони-

зить температуру спекания, и во-вторых, получить спеченный материал с

большей плотностью и более высокими характеристиками [2].

В работе использовали электровзрывной порошок, то есть порошок,

полученный пропусканием мощных электрических импульсов наносе-

кундного диапазона через тонкую железную проволоку в аргоне, в резуль-

тате чего она мгновенно превращалась в частицы размеров наномасштаб-

ного уровня, а также стандартный железный порошок марки ПЖВ3

(ТУ 14-1-386-84) [3]. Порошок ПЖВ 3 подвергали отжигу в вакуумной пе-

чи при 750ОС в течение 1 часа. Отожженный порошок разделяли на фрак-

ции на стандартных ситах, в работе использовали фракцию – 160+100.

Смешивание порошка ПЖВ с нанопорошком железа проводили в

турбулентном смесителе С 2,0 в этиловом спирте. Приготовили порошко-

вые шихты с различным содержанием нанопорошка железа. Навески по-

рошков массой 4 грамма компактировали путем одностороннего статиче-

ского сухого прессования в стальной пресс-форме при давлениях

100 – 600 МПа. Прессовки спекали в вакуумной печи СНВЭ –1.3.1/16И4

при гомологических температурах 0,4–0,85. Время изотермической вы-

держки составляло 1 час [4, 5].

Наноструктурный порошок исследовали с применением электронно-

микроскопического, дифференциального термического, рентгеноструктур-

ного анализов. Далее из исходных порошков составляли смеси с различ-

ным содержанием нанодисперсного порошка (от 0 до 100%), исследовали

23

их поведение при формовании и последующем спекании, а также структу-

ру и свойства полученных спеченных материалов (остаточную пористость,

твердость).

Электронно-микроскопические исследования показали, что исполь-

зованный электровзрывной порошок является полидисперсным и состоит

из частиц почти сферической формы диаметром до ≈ 110 нм.

Определение атомной структуры, размещение атомов в кристалличе-

ской решетке и измерение расстояний между ними, величины микрона-

пряжений проводили по стандартным методикам на дифрактометре

ДРОН-2,0 в излучении железа. Запись дифракционной картины осуществ-

ляли потенциометром КСП-4 на диаграммной ленте.

Рентгеноструктурный анализ исходных нанодисперсного и стан-

дартного порошков показал, что параметр их решеток почти не отличается

от параметра решетки компактного железного образца, однако, судя по по-

луширине пиков, величина напряжений 2 рода в нанопорошках суще-

ственно больше.

Методом дифференциального термического анализа исследовали

влияние дисперсности порошка на магнитное (критическая точка А2) и по-

лиморфное α↔γ (критическая точка А3) превращения.

Полученные результаты показывают, что на температуры А2 и А3 дисперсность порошков существенного влияния не оказывает, но энталь-

пия превращений в нанопорошке примерно в 1,5 раза меньше, чем в стан-

дартных порошках.

Исследование процесса прессования показало, что электровзрывной

нанопорошок железа имеет низкие технологические характеристики:

прессовки формуются в интервале давлений 200–350 МПа до

относительной плотности не выше 60%.

При больших давлениях прессования происходит расслой. Это

объясняется повышенной жесткостью наночастиц и значительными

потерями усилия прессования на преодоление внутреннего трения.

Шихты на основе грубодисперсного порошка марки ПЖВ,

содержащие до 20% нанопорошка железа, имеют хорошую уплотняемость

и формуемость [6].

Установлено, что спекание нанопорошка железа является

активированным. Интенсивное уплотнение прессовок из нанопорошка

начинается уже при гомологической температуре 0,4, а при 0,5Тпл

прессовки из нанопорошка спекаются до относительной плотности 94%,

которая не достигается при спекании грубодисперсного порошка даже

при 0,85Тпл.

Механизм уплотнения прессовок на начальной стадии спекания

обусловлен поверхностной диффузией атомов железа, которая

дополнительно интенсифицируется восстановлением оксида железа (III) до

оксида железа (II) на поверхности спекаемых наночастиц Fe.

24

Использование электровзрывного нанопорошка железа в чистом

виде и в виде добавки в стандартный порошок не обеспечивает получения

спеченного материала с наноструктурой, однако, обусловливает активацию

процесса спекания и способствует получению спеченных образцов с более

мелкокристаллитной структурой и повышенными физико-механическими

характеристиками. Из результатов исследования прессуемости порошков

следует, что добавка НП свыше 20% не целесообразна.

Список литературы

1. Маслюк В. А., Львова Г. Г. Перспективные тенденции развития мето-

дов получения порошковых конструкционных материалов // Порошковая метал-

лургия. 2006. № 5/6. – С. 92.

2. Валиев Р. З., Александров И. В. Объемные наноструктурные металли-

ческие материалы: получение, структура и свойства. – М.: Академкнига,

2007. – 398 с.

3. Назаренко О. Б. Электровзрывные нанопорошки: получение, свойства,

применение / Под ред. А. П. Ильина. – Томск: Изд-во Том. ун-та, 2005. – 148 с.

4. Матренин С. В., Ильин А. П., Слосман А. И., Толбанова Л. �