ԲԱՆԲԵՐ ՀԱՅԱՍՏԱՆԻ ՊԵՏԱԿԱՆ ՃԱՐՏԱՐԱԳԻՏԱԿԱՆ

ՀԱՄԱԼՍԱՐԱՆԻ

Սերիա Թողարկում №

ՄԵՏԱԼՈՒՐԳԻԱ, ՆՅՈՒԹԱԳԻՏՈՒԹՅՈՒՆ, ԸՆԴԵՐՔՕԳՏԱԳՈՐԾՈՒՄ

17 2

ВЕСТНИК ГОСУДАРСТВЕННОГО ИНЖЕНЕРНОГО

УНИВЕРСИТЕТА АРМЕНИИ

Серия Выпуск №

МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ

17 2

PROCEEDINGS OF STATE ENGINEERING UNIVERSITY

OF ARMENIA

Series

Issue №

METALLURGY, MATERIAL SCIENCE, MINING ENGINEERING

17 2

Yerevan 2014

Ереван 2014

Երևան 2014

2

Հանդեսը հրատարակվում է 1998 թվականից, սերիան` 2012 թ.

Բանբերի խմբագրական խորհուրդ. Յու. Լ. Սարգսյան (գլխավոր խմբագիր, տ.գ.դ.), Հ.Ա. Թերզյան (գլխավոր խմբագրի տեղակալ, տ.գ.դ.), Ա.Խ. Գրիգորյան (գլխավոր խմբագրի տեղակալ, տ.գ.դ.), Ա.Գ. Ավետիսյան (պատասխանատու քարտուղար, տ.գ.դ.), Ս.Գ. Աղբալյան (տ.գ.դ.), Մ.Ք. Բաղդա-սարյան (տ.գ.դ.), Հ.Վ. Թոքմաջյան (տ.գ.դ.), Ն.Բ. Կնյազյան (տ.գ.դ.), Ս.Հ. Սիմոնյան (տ.գ.դ.), Ս.Շ. Խրիստաֆորյան (տ.գ.դ.)

Սերիայի խմբագրական խորհուրդ. Ս.Գ. Աղբալյան (սերիայի գլխավոր խմբագիր, տ.գ.դ.), Լ.Ե. Սարգսյան (սերիայի գլխավոր խմբագրի տեղակալ, տ.գ.դ.), Ա.Ա. Պետրոսյան (սերիայի պատասխանատու քարտուղար, տ.գ.թ.), Յու.Ա. Աղաբալյան (տ.գ.դ.), Գ.Ս. Հովսեփյան (տ.գ.դ.), Ա.Մ. Հովհաննիսյան (տ.գ.դ.), Ա.Հ. Հովհաննիսյան (տ.գ.դ.), Հ.Ս. Ղարիբով (տ.գ.դ.), Ս.Գ. Մամյան (տ.գ.դ.), Լ.Ա. Մանուկյան (տ.գ.դ.), Վ.Հ. Մարտիրոսյան (տ.գ.դ.), Հ.Ս. Պետրոսյան (տ.գ.դ.)

Խմբագիրներ` Ժ.Ս. Սեյրանյան, Հ.Ց. Պետրոսյան, Հ.Զ. Ղազարյան

© Հայաստանի պետական ճարտարագիտական համալսարան (ՀՊՃՀ) «Ճարտարագետ» հրատարակչություն, հասցեն` 0009, Երևան, Տերյան 105, ՀՊՃՀ

banber.seua.am

Журнал издается с 1998 г., серия – с 2012 г.

Редакционная коллегия Вестника: Ю.Л. Саркисян (главный редактор, д.т.н.), А.А. Терзян (зам. главного редактора, д.т.н.), А.Х. Григорян (зам. главного редактора, д.т.н.), А.Г. Аветисян (ответственный секретарь, д.т.н.), С.Г. Агбалян (д.т.н.), М.К. Багдасарян (д.т.н.), Н.Б. Князян (д.т.н.), С.О. Симонян (д.т.н.), О.В. Токмаджан (д.т.н.), С.Ш. Христафорян (д.т.н.)

Редакционная коллегия серии: С.Г. Агбалян (главный редактор серии, д.т.н.), Л.Е. Саргсян (зам. главного редактора серии, д.т.н.), А.А. Петросян (ответственный секретарь серии, к.т.н.), Ю.А. Агабалян (д.т.н.), Г.С. Гарибов (д.т.н.), С.Г. Мамян (д.т.н.), Л.А. Манукян (д.т.н.), В.А. Мартиросян (д.т.н.), Г.С. Овсепян (д.т.н.), А.М. Оганесян (д.т.н.), А.Г. Оганесян (д.т.н.), А.С. Петросян (д.т.н.)

Редакторы: Ж.С. Сейранян, А.Ц. Петросян, А.З. Казарян © Издательство Государственного инженерного университета Армении (ГИУА) “Чартарагет”,

Адрес: 0009, Ереван, ул. Теряна 105, ГИУА vestnik.seua.am

The journal has been published since 1998, the Series since 2012

Editorial Council of Proceedings: Yu.L. Sargsyan (Editor-in-chief, doctor of tech. sciences), H.A. Terzyan (vice Editor-in-chief, doctor of tech. sciences), A.Kh. Grigoryan (vice Editor-in-chief, doctor of tech. sciences), A.G. Avetisyan (responsible secretary, doctor of tech. sciences), S.G. Aghbalyan (doctor of tech. sciences), M.K. Baghdasaryan (doctor of tech. sciences), N.B. Knyazyan (doctor of tech. sciences), S.H. Simonyan (doctor of tech. sciences), H.V. Tokmajyan (doctor of tech. sciences), S.Sh. Khristaphoryan (doctor of tech. sciences)

Editorial Council of the series: S.G. Aghbalyan (Editor-in-chief of the Series, doctor of tech. sciences), L.Ye. Sargsyan (vice Editor-in-chief of the Series, doctor of tech. sciences), A.A. Petrosyan (responsible secretary of the Series, cand.of tech. sciences), Yu.A. Aghabalyan (doctor of tech. sciences), N.S. Garibov (doctor of tech. sciences), S.G. Mamyan (doctor of tech. sciences), L.A. Manukyan (doctor of tech. sciences), V.H. Martirosyan (doctor of tech. sciences), G.S. Hovsepyan (doctor of tech. sciences), A.M. Hovhannisyan (doctor of tech. sciences), A.H. Hovhannisyan (doctor of tech. sciences), H.S. Petrosyan (doctor of tech. sciences)

Editors: Zh.S. Seyranyan, H.Ts. Petrosyan, H.Z. Ghazaryan © State Engineering University of Armenia (SEUA) “Tchartaraget” Publishing House

Address: 0009, Yerevan, 105 Teryan, SEUA proceedings.seua.am

ISSN 1829-3395

3

ԲՈՎԱՆԴԱԿՈՒԹՅՈՒՆ

Խմբագրի կողմից 6

ԱԿՆԱՐԿԱՅԻՆ ՀՈԴՎԱԾՆԵՐ

Աղբալյան Ս.Գ., Վասիլյան Գ.Ա., Բոյաջյան Ս.Գ., Սարգսյան Ա.Ռ. Համաձուլվածքներ կոնտակտային եռակցման էլեկտրոդների համար 9

ՄԵՏԱԼՈՒՐԳԻԱ

Սարգսյան Լ.Ե., Հովհաննիսյան Ա.Մ., Ֆրանգուլյան Ա.Ա. Պիրիտային և պիրիտ-խալկոպիրիտային խտանյութերի բովման մեխանիզմի հետազոտումը դիֆերենցիալ-ջերմային վերլուծության մեթոդով 31 Մարտիրոսյան Մ.Վ., Առստամյան Ժ.Մ., Աղբալյան Ալլա Ս. Կապարի երկրորդային հումքում մետաղական բաղադրիչների որոշման մեթոդների համեմատական բնութագիրը 40

ՆՅՈՒԹԱԳԻՏՈՒԹՅՈՒՆ

Պետրոսյան Հ.Ս. Արտամղման եղանակով ստացված ամրանավորված նյութերի կառուցվածքը և հատկությունները 49 Աղբալյան Արտակ Ս., Մարտիրոսյան Ա.Մ., Օրդյան Ն.Ա., Ղազարյան Ա.Ն. Ալմաստամետաղական կոմպոզիցիայի ֆիզիկամեխանիկական հատկությունների վրա նրա պատրաստման տեխնոլոգիական ռեժիմների պարամետրերի ազդեցության հետազոտումը 59 Մարգարյան Ս.Մ., Սարոյան Ա.Վ. Սուլֆատացված սոյայի յուղի ստացումը և դրա հատկությունների ուսումնասիրությունը 67 Աբեսաձե Ն.Մ., Վադաչկորիա Զ.Ա. Տարբեր լայնություններով բժշկական տրիկոտաժե գործվածքների հյուսման եղանակը 72 Փուրցխվանիձե Օ.Գ., Գոգոլաձե Մ.Շ. Պնևմամանող БД-200 մեքենաներից միջնաթելի ձգման հետազոտումը П-105 պնևմատիկ գործող հաստոցի վրա 77

ԸՆԴԵՐՔՕԳՏԱԳՈՐԾՈՒՄ

Մանուկյան Լ.Ա. Կիրճում ձևավորվող բազմաստիճան լցակույտի կայունության որոշման մեթոդի կատարելագործումը 84 Հովհաննիսյան Տ.Լ. Սևանա լճի ջրի որակի փոփոխության հիմնախնդիրը

94 Հեղինակների ցուցակ

100

Հոդվածների ձևավորման կանոնները 103

4

СОДЕРЖАНИЕ

От редактора 7

ОБЗОРНЫЕ СТАТЬИ

Агбалян С.Г., Василян Г.А., Бояджян С.Г., Саркисян А.Р. Сплавы для электродов контактной сварки 9

МЕТАЛЛУРГИЯ

Саргсян Л.Е., Оганесян А.М., Франгулян А.А. Изучение механизма обжига пиритовых и пирит-халькопиритовых концентратов методом дифференциально-термического анализа 31 Мартиросян М.В., Арстамян Ж.М., Агбалян Алла С. Сравнительная характеристика методов определения металлических составляющих во вторичном свинцовом сырье 40

МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

Петросян А.С. Структура и свойства армированных материалов, полученных экструзией 49 Агбалян Артак С., Мартиросян А.М., Ордян Н.А, Казарян А.Н. Исследование влияния параметров технологического режима изготовления алмазно-металлической композиции на физико-механические свойства 59 Маркарян С.М., Сароян А.В. Получение сульфатированных соевых масел и изучение их свойств 67 Абесадзе Н.М., Вадачкория З.А. Способ вязания трикотажных медицинских изделий различной ширины 72 Пурцхванидзе О.Г., Гоголадзе М.Ш. Исследование натяжения уточной нити с пневмопрядильных машин БД-200 на пневматическом ткацком станке П-105 77

НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ

Манукян Л.А. Усовершенствование метода определения устойчивости сооружаемого в ущелье многоярусного отвала 84 Оганесян Т.Л. Проблема изменения качества воды озера Севан 94 Список авторов 101

Правила оформления статей 104

5

CONTENTS Editorial 8

REVIEW PEPERS

Aghbalyan S.G., Vasilyan G.A., Boyajyan S.G., Sargsyan A.R. Alloys for Resistance Welding Electrodes 9

METALLURGY

Sargsyan L.Ye, Hovhannisyan A.M., Frangulyan A.A. Studying the Roasting Mechanism of Pyrite and Pyrite-chalcopyrite Concentrates by the Method of Differential-thermal Analysis 31 Martirosyan M.V., Arstamyan Z.M., Aghbalyan Alla S. Comparative Characteristics of the Methods for Determining the Metallic Components in the Secondary Lead Raw Materials 40

MATERIAL SCIENCE

Petrosyan H.S. The Structure and Properties of Reinforced Materials Obtained by Extrusion 49 Aghbalyan Artak.S., Martirosyan A.M., Ordyan N.A., Ghazaryan A.N. Investigating the Impact of the Parameters of Production Technology on Physical and Mechanical Properties of Diamond-metal Compositions 59 Margaryan S.M., Saroyan A.V. Obtaining Sulphated Soybean Oils and Investigating Their Properties 67 Abesadze N.M., Vadachkoria Z.A. A Method for Knitting Stockinet Medical Products of Different Width 72 Pyrtskhvanidze O.G., Gogoladze M.S. Investigating the Shoot Wire Tension from the Pneumatic Spinning Frames BD-200 on the Pneumatic Loom P-105 77

MINING ENGINEERING

Manukyan L.A. Improving the Method for Determining the Stability of a Multi-tiered under Construction in a Gorge 84 Hovhannisyan T.L. The Problem of Changing the Water Quality in Lake Sevan 94

List of the authors 102 Rules for preparing the manuscripts 105

6

ԽՄԲԱԳՐԻ ԿՈՂՄԻՑ

Հարգելի ընթերցողներ ՀՊՃՀ “Բանբեր” հանդեսի “Մետալուրգիա, նյութագիտություն,

ընդերքօգտագործում” սերիայի սույն համարը նվիրված է մետալուրգիայի, նյութագիտության և ընդերքօգտագործման ոլորտներում ժամանակակից տեխնոլոգիաների մշակմանը և դրանց գիտական լուծումների պարզաբանմանը:

Սույն համարում հատուկ ուշադրության է արժանացել կոնտակտային եռակցման էլեկտրոդների համար օգտագործվող համաձուլվածքների կառուցվածքագոյացման օրինաչափությունների բացահայտումը, ինչը հնարավորություն է տալիս պղնձի հիմքի վրա մշակել եռակոմպոնենտ համաձուլվածքներ բարձր ֆիզիկա-մեխանիկական հատկություններով և դիմացկունությամբ:

Դիտարկվում են նաև պիրիտային և պիրիտ-խալկոպիրիտային խտանյութերի բովման մեխանիզմին և կապարի երկրորդային հումքի վերամշակմանն առնչվող որոշ հարցեր:

Ուշադրության են արժանացել ամրանավորված կոմպոզիցիոն նյութերի կառուցվածքի և հատկությունների՝ տաք արտամղման դեպքում ձևավորման, ինչպես նաև ալմաստամետաղական կոմպոզիցիաների ֆիզիկա-մեխանիկական հատկությունների վրա նրանց պատրաստման տեխնոլոգիական պարամետրերի ազդեցության խնդիրները:

Անդրադարձ է կատարված նաև թեթև արդյունաբերության նյութագիտության խնդիրներին, մասնավորապես՝ սուլֆատացված սոյայի յուղի ստացմանը, տարբեր լայնություններով բժշկական տրիկոտաժե գործքվածների հյուսմանը և միջնաթելերի ձգմանը վերաբերող որոշ հարցերի:

Դիտարկվել են նաև ընդերքօգտագործմանն առնչվող խնդիրներ, ինչպիսիք են կիրճերում ձևավորվող բազմաստիճան լցակույտի կայունության որոշման մեթոդի կատարելագործումը և Սևանա լճի ջրի որակի փոփոխության հիմախնդիրը:

Հոդվածների նյութերին կարելի է ծանոթանալ նաև էլեկտրոնային տարբերակով՝ www.banber.seua.am:

Շնորհակալություն ենք հայտնում հոդվածների հեղինակներին, գրախոսներին, սերիայի խմբագրական խորհրդին և բոլոր նրանց, ովքեր մասնակցել են ամսագրի նախապատրաստմանը:

Սերիայի գլխավոր խմբագիր՝ ՍՈՒՐԵՆ ԱՂԲԱԼՅԱՆ

7

ОТ РЕДАКТОРА

Уважаемые читатели!

Представляем Вашему вниманию номер Вестника ГИУА - Серия “Металлургия,

материаловедение, недропользование”, посвященный исследованиям в областях

металлургии, материаловедения, недропользования.

Особого внимания заслуживают вопросы, посвященные исследованию материалов

для электродов контактной сварки. Выявлены особенности структурообразования

используемых сплавов, что позволяет на основе меди разработать трехкомпонентные

сплавы с высокими физико-механическими свойствами и стойкостью.

В журнале рассматриваются некоторые вопросы, связанные с механизмом обжига

пиритовых и пирит-халкопиритовых концентратов и переработкой вторичного

свинцового сырья.

Заслуживают внимания также вопросы формирования структуры и свойств

армированных композиционных материалов во время экструзии, а также влияния

параметров технологического режима изготовления алмазно-металлической композиции

на физико-механические свойства.

Ряд статей посвящен проблемам в области материаловедения легкой

промышленности, в частности, получение сульфатированных соевых масел, вязание

трикотажных медицинских изделий различной ширины и натяжение уточной нити.

Исследуются проблемы, связанные с недропользованием, такие как

усовершенствование метода определения устойчивости сооружаемого в ущелье

многоярусного отвала, а также проблема изменения качества воды озера Севан.

С материалами статей можно ознакомиться на сайте: www.banber.seua.am.

Благодарим авторов статей, рецензентов, редакционную коллегию серии и всех

тех, кто принимал участие в подготовке журнала.

Главный редактор серии

СУРЕН АГБАЛЯН

8

EDITORIAL Dear readers,

We would like to introduce the current number of the SEUA Proceedings - Series

"Metallurgy, Material Science, Nature Utilization" investigating the issues concerning

metallurgy, material science and natural resource exploitation.

A special attention is paid to the issues devoted to the investigation of materials for the

resistance welding electrodes. The structurization peculiarities of the applied alloys are

revealed allowing to develop three-component alloys of high physicomechanical properties and

stability on the basis of copper.

Some problems related to the roasting mechanism of pyrite and pyrite chalcopyrite

concentrates and processing the secondary lead raw material are also considered in this issue,

as well as the problems concerning the structure formation and the properties of reinforced

composite materials at extrusion, as well as the impact of the production technological mode

parameters on the physical and mechanical properties of diamond and metal composites.

A number of papers are devoted to the problems in the sphere of material science of light

industry, particularly, obtaining sulphatized soybean oils, knitting stockinet medical products

of different width, and stretching the weft yarn.

Problems related to natural rosource utilization such as the problem of improving the

method for determining the stability of a multi-tier dump to be constructed in the gorge, as well

as the problem of changing the water quality in Lake Sevan are investigated, too.

The electronic versions of the papers can be found in the site www.banber.seua.am.

We would like to thank the authors of the papers, reviewers, the editorial staff of the

Series and everybody who has taken part in the preparation of the present number of the

journal.

Editor-in-chief of the Series

SUREN AGHBALYAN

9

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 621.791.76.037 ОБЗОРНЫЕ СТАТЬИ

СПЛАВЫ ДЛЯ ЭЛЕКТРОДОВ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ

С.Г. Агбалян, Г.А. Василян, С.Г. Бояджян, А.Р. Саркисян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

Проведен обзор литературных источников с целью выявления основных свойств материалов электрода контактной сварки. Исследованы их химический состав и особенности структурообразования при термообработке. Выявлено, что стойкость электродов при сварке определяется стабильностью размеров выделений второй фазы. Показано, что для повышения стойкости электродов необходимо хромовую бронзу дополнительно легировать малыми добавками циркония (до 0,1%). Такое легирование значительно стабилизирует размер дисперсных выделений хрома, повышая температуру рекристаллизации и понижая скорость процессов разупрочнения в сплаве. Проведены работы по разработке новых порошковых композиционных материалов с более высокими физико-механическими свойствами, в том числе армированными металлическими волокнами.

Ключевые слова: сварка, электрод, медь, легирование, сплав, закалка, деформация, старение, интерметаллическая фаза.

Контактная электросварка (точечная, шовная, рельефная, стыковая)

широко распространена в металлургии (производство труб, сварка полос, лент, прутков и проволоки при прокатке и волочении длинномерных полуфабрикатов), машиностроении, приборостроении, радиотехнике и самолетостроении (соединение различных деталей и узлов тонколистовых конструкций).

Производительность процесса сварки, качество и надежность сварного соединения в большей степени определяются качеством электродов, работающих в сложных условиях температурного и механического воздействий [1 - 3].

Под действием температуры и напряжений изменяются форма рабочей части электродов, а следовательно, размеры литого ядра сварного соединения, его качество и прочность. Поэтому необходимы зачистка, переточка или замена электродов, что при высоком темпе работы современной сварочной машины существенно влияет на производительность труда.

Существует несколько десятков эффективных электродных сплавов, используемых в сварочных машинах [4 - 6]. Однако нередко для электродов используют медь различных марок или медные сплавы, работоспособность которых при контактной сварке значительно ниже специально выбранных сплавов для каждого конкретного случая сварки. При выборе сплава для

10

электродов не всегда учитывают свариваемый материал, а также состояние полуфабрикатов, из которых изготавливают электроды. Все это наряду с составом сплавов существенно влияет на работоспособность электродов, определяемую конструкцией, точностью и чистотой изготовления электрода, составом и толщиной свариваемого материала, чистотой его поверхности, режимом сварки, составом, способом изготовления и режимом обработки электродного материала. Не умаляя влияния каждого из перечисленных факторов на эффективность и качество процесса сварки, следует отметить, что поверхностное значение имеют материал электрода, состояние, в котором его применяют, а также способ его изготовления.

Контактная сварка (сварка сопротивлением) основана на эффекте нагрева свариваемых деталей до плавления в месте их соединения. Этот нагрев осуществляется за счет теплоты, выделяемой электрическим током в короткозамкнутом контуре. Необходимым условием для осуществления процесса сварки является более высокое электросопротивление на границе свариваемых частей изделия в месте их контакта, т.е. в месте будущей сварки, по сравнению с электросопротивлением на границе свариваемая деталь – токоподводящая часть сварочной машины (рис. 1).

Нарушение этого основного принципа приводит к снижению качества сварки (отклонению формы литого ядра от оптимальной), смещению теплового центра в область, прилегающую непосредственно к токопроводящей части сварочного агрегата. В результате свариваемые детали привариваются к сварочному агрегату.

Роль токопроводящей части сварочной машины выполняют электроды, являющиеся ее рабочим инструментом и имеющие основное значение самого

процесса сварки.

Рис. 1. Схема контактной сварки: 1 – свариваемые детали; 2 – литое ядро; 3 – рабочая часть электрода; 4 – средняя часть электрода; 5 – посадочный конус электрода; 6 – канал охлаждения электрода; в.э. – верхний электрод; н.э. – нижний электрод

11

Электроды независимо от типа контактной сварки выполняют следующие три основные функции: сжимают детали, подводят к свариваемым деталям электрический ток и отводят тепло, выделяющееся в деталях в процессе их сварки. В случае шовной сварки электроды-ролики еще и перемещают свариваемые детали, т.е. работают в сложных условиях теплового и механического воздействия. Учитывая периодический режим процесса сварки, следует отметить, что электроды работают также в условиях термоциклирования. В зависимости от марки свариваемого материала, его толщины, типа и параметров сварки, а также условий охлаждения электродов на их рабочем конце могут развиваться температуры до 600…700 0С и удельные давления до 300…400 МПа.

На основании вышеизложенного можно сформулировать требования, предъявляемые к электродам контактной сварки: высокая электропроводность, позволяющая пропускать электрический ток большой плотности без нагрева электрода (при этом чем выше электропроводность свариваемого материала, тем выше должна быть электропроводность электродов); высокие механические свойства в широком интервале температур, необходимые для восприятия без деформации больших и неоднократно повторяющихся усилий сжатия; высокая сопротивляемость износу при трении; высокая теплопроводность, обеспечивающая быстрый отвод тепла из зоны сварки; неспособность сплавляться со свариванием материалов в процессе сварочного импульса при повышенных температурах, возникающих на границе свариваемая деталь – электрод; высокие коррозионная стойкость и жаростойкость (окалиностойкость); достаточно низкая стоимость с тем, чтобы процесс сварки был рентабельным; возможно более простая конструкция.

Как видно из этих требований, работоспособность электродов во многом определяется свойствами материалов, из которых они изготовлены. Вышеуказанные проблемы являются весьма актуальными, в особенности для современного машиностроения.

Исходя из вышеизложенного, целью работы является выявление основных принципов получения электродных материалов контактной сварки на основе меди и разработка способов их изготовления методами порошковой металлургии.

Перечисленные выше требования, предъявляемые к электродам контактной сварки, связаны в основном с материалом, из которого они изготовлены. Такие свойства, как тепло- и электропроводность, прочность и жаропрочность, коррозионная стойкость и сопротивляемость износу и т.д., являются функцией состава электродного сплава и режимов его обработки.

Первым материалом, используемым для изготовления электродов, являлась медь. Этот выбор не был случайным. Среди неблагородных материалов медь имеет самую высокую тепло- и электропроводность, хорошую технологичность на всех операциях изготовления полуфабрикатов, коррозионную стойкость и другие свойства, которые требуются для электродов.

12

Основным недостатком меди как материала для электродов являются сравнительно низкие ее прочностные свойства (табл. 1). Практически удвоить твердость, предел прочности и утроить предел текучести меди можно холодной деформацией (прокатка, волочение) с суммарной степенью 40…70%. Зависимость основных механических свойств меди от степени деформации представлена на рис. 2. Следует отметить, что сварка приводит к нагреву рабочего конца электрода до весьма значительной температуры и, следовательно, к разупрочнению ее вследствие рекристаллизации. Температура начала рекристаллизации современных промышленных марок меди находится в пределах 100…250 0С в зависимости от чистоты по примесям и исходной степени холодной деформации (рис. 3). Таким образом, чистую медь как электродный материал практически во всех случаях применять нерационально. Деформация рабочего конца электрода, изготовленного из меди, происходит после нескольких десятков сварок (рис. 4).

Таблица 1 Характеристики меди

Свойство Определяемое значение при температуре, 0С

20 200 300 400 500 600 700 Sk, МПа σв, МПа σ0,2, МПа δ, % ψ, %

КСU, Дж/см2 HV, МПа HVт (60 мин), МПа E, МН/м2 α·10-6/град ρ, мкОм · см γ, м/(Ом· мм2) λ, Вт/(м · град) сρ, кДж/(кг · град) α·105, м2/с

1100 220 60 45 90

1700 500

- 121000

- 1,72 58 409

0,389 11,75

980 200 50 45 88

1500 400

- 115000

17,3 2,98 34 393

0,406 10,25

310 150 50 40 77

1400 380

- 105000

17,6 3,62 28 393

0,419 9,85

230 110 40 38 73

1400 350 250

103000 17,9 4,24 24 392

0,427 9,60

180 70 30 47 86

1200 190 100

98000 18,3 5,07 20 380

0,435 9,35

150 50 20 57 100 900 120 60

93000 18,6 5,84 17 372

0,448 9,1

110 30 10 71 100 800 90 50

86000 19,0 6,68 16 365

0,460 8,8

Примечание: Sk - истинное сопротивление разрыву; σв – предел прочности; σ0,2 - условный предел текучести; δ - относительное удлинение; ψ – относительное сужение; КСU - ударная вязкость; HV – твердость; HVт – длительная горячая твердость; E – модуль нормальной упругости; α·10-6 - коэффициент линейного расширения; ρ – удельное электросопротивление γ – электропроводность, λ – теплопроводность; сρ - теплоемкость; α – температуропроводность.

Выбор материала для электродов проводится для того, чтобы в результате

ограничения вредных примесей [7, 8] определенными пределами и обоснованным легированием повысить его основные свойства и, в первую

13

очередь, температуру разупрочнения (рекристаллизации), сохранив при этом основные положительные качества на высоком уровне.

Рассматривая температуру начала рекристаллизации в качестве показателя способности металла или сплава противостоять тепловым воздействиям, т.е. способности, с которой непосредственно связана жаропрочность, можно отметить [9 - 11], что все примеси и легирующие элементы в той или иной степени повышают ее (рис. 5). Наиболее значительное влияние на эту характеристику оказывают добавки в количестве тысячных и сотых долей процента. Дальнейшее увеличение их концентрации не приводит к заметному росту температуры начала рекристаллизации.

Рис. 2. Зависимость механических свойств меди марки М1 от степени холодной деформации

Рис. 3. Зависимость механических свойств меди, холодно деформированной на 40%, от температуры отжига в течение 1 ч

Рис. 4. Изменение исходного диаметра контактной поверхности электрода (d) из меди при сварке углеродистой (1) и нержавеющей (2) сталей

Рис. 5. Влияние примесей или малых концентраций легирующих элементов на температуру начала рекристаллизации меди (исходная суммарная холодная деформация образцов 40%): 1 – Zr; 2 – Hf; 3 – Ti; 4 – Cr, Mg, Sn, In, Te; 5 – Mn; 6 – Ag, Nb, Sb, Si, Cd, Al; 7 – P, As, Ge, V, Y; 8 – Co

Малые добавки легирующих элементов, имеющих наименьшую

растворимость в твердой меди и высокую энергию связи с дефектами кристаллического строения, значительно повышают температуру рекристаллизации как двойных, так и более сложных композиций (цирконий и

14

гафний - до 550 0С, титан - до 450 0С) [4 - 6]. При одновременном введении в медь нескольких элементов при условии, что они образуют с медью твердый раствор (не образуют соединений друг с другом), температура начала рекристаллизации в большинстве случаев повышается не более, чем при введении одной, наиболее результативно действующей добавки (например, в цирконийсодержащих сплавах - циркония).

Таким образом, в случае необходимости повышения только температуры рекристаллизации введение в ее состав нескольких легирующих элементов не является рациональным. Если же легирующие элементы образуют химические соединения между собой и выделяются в матрице в виде мелкодисперсных фаз, то в таких сплавах температура начала рекристаллизации определяется уже не влиянием отдельных элементов, а свойствами, количеством и морфологией выделяющихся частиц фазовых составляющих. Последнее касается в основном тройных и более сложных систем, хотя в ряде двойных сплавов (меди с хромом, цирконием, гафнием и другими элементами) замедление образования и роста центров рекристаллизации также связывают [11] с выделением из твердого раствора при медленном охлаждении частиц второй фазы.

Примеси и малые добавки легирующих элементов влияют на удельное электросопротивление меди так же, как и на температуру рекристаллизации, т.е. увеличивают ее (рис. 6). Анализируя данные, приведенные на рис. 6, следует иметь в виду, что экстраполяцию прямыми линиями зависимостей удельного электросопротивления (до 2,1 мкОмсм) от концентрации примесей [до 0,3% (по массе)] для элементов, растворимость которых в меди в интервале температур переменна и меньше приведенной предельной величины, можно принять лишь условно.

Рис. 6. Влияние концентрации ряда примесей или легирующих элементов на удельное электросопротивление меди высокой чистоты

15

Одновременное повышение температуры начала рекристаллизации и удельного электросопротивления (понижение электропроводности) меди в результате действия примесей или легирующих элементов неизбежно. Поэтому наиболее рациональным способом решения этой компромиссной, но основной задачи при выборе электродных материалов является создание сплавов, в которых максимальное улучшение одного из свойств сопровождалось бы минимальным ухудшением другого.

Например, из приведенных на рис. 5 и 6 данных следует необходимость ограничения до возможного минимума таких примесей, как P, As, Si, AI, Sb, и легирование Ag, Cd, Zr, Hf, Mg.

Однако подобный подход к выбору оптимального сплава в настоящее время, за редким исключением, примитивен и уже не дает результата, соответствующего требованиям современной промышленности. В большинстве случаев наибольший эффект получается при применении сплавов, состав которых более сложен, чем указано выше.

В настоящее время определен комплекс электродных сплавов, с помощью которых в основном решаются задачи, связанные с успешным использованием достижений сварочного производства в различных отраслях промышленности. Свойства этих сплавов приведены в табл. 2, а химический состав по примесям - в табл. 3.

По типу упрочнения электродные сплавы делят на две основные группы: упрочняемые холодной деформацией (сплавы систем Cu-Ag и Cu-Cd) и упрочняемые в результате распада (старения) пересыщенного твердого раствора (дисперсионно-твердеющие сплавы).

Дисперсионно-твердеющие сплавы имеют ряд преимуществ по сравнению со сплавами другого типа. Важнейшими из них являются: высокая температура начала разупрочнения, хорошее сочетание прочностных свойств, пластичности, жаропрочности с тепло- и электропроводностью, возможность получения достаточно высоких свойств независимо от габаритов полуфабрикатов и электродов, возможность изменять свойства применительно к конкретным условиям эксплуатации.

Из табл. 2 и приведенных данных видно, что в основе всех дисперсионно-твердеющих электродных сплавов лежат системы, диаграммы состояния которых показаны на рис. 7-11 (рис. 7 - Cu-Cr [12, 13]; рис. 8 - Cu-Cr-Zr [14]; рис. 9, 10 - Cu-Co-Si [15] и Cu-Ni-Si [16]; рис. 11 - Cu-Ni-Be [17]).

Основной особенностью всех систем является расширение области -твердого раствора с повышением температуры. Это необходимое условие для получения пересыщенного твердого раствора при закалке и эффекта его распада при старении. В результате распада происходит выделение мелкодисперсных частиц фаз-упрочнителей. Такими фазами в современных электродных сплавах являются: хром в хромовых бронзах (рис. 7), Co2Si и Ni2Si в кобальткремниевых и никелькремниевых бронзах (рис. 9 и 10), CoBe и NiBe в кобальтбериллиевых и никельбериллиевых бронзах (рис. 11).

16

Таблица 2 Состав и свойства основных электродных сплавов по обобщенным данным фирм “Mallor Y” (Англия), “Kabelmetal” (ФРГ), “Le bronze industrial” (Франция), “Sciaky” (Франция), “Metallindustria” (Италия) и др.

*1 Материал элбродур, судалокс 100 *2 Материал CD1, элбродур C, элкалой А *3 Материал меллори 3, элбродур N; хидурель; судалокс 200 *4 Материал меллори 328; элбродур RS; CRM 16S; элбродур NF; CRM 16X

*5 Материал меллори 100; элбродур B; CB 4; судалокс 300. Нашедшие применение в промышленности сплавы системы Cu-Cr-Zr, так

же как и двойные меднохромовые сплавы, упрочняются выделениями хрома [14, 18 - 21] в отличие от ранее бытовавшего мнения об упрочнении наиболее жаропрочных сплавов этой системы соединением Cr2Zr [22, 23].

Величина упрочнения при дисперсионном твердении зависит в основном от объемной доли, формы, размеров выделившихся частиц, а также от характера сопряжения решеток выделенной фазы и матрицы. Наиболее сильный эффект старения, а следовательно, наиболее высокие прочностные свойства в результате термической работки имеют сплавы таких систем, которые обеспечивают значительное изменение растворимости легирующих элементов в меди в твердом состоянии с температурой. К таким системам относятся Cu-Ni-Si, Cu-Co-Si, Cu-Co-Be, Cu-Ni-Be (рис. 9-11). Прирост прочностных свойств сплавов этих систем в результате старения составляет 250…350% по сравнению с закаленным состоянием. В то же время хорошая электро- и теплопроводность

Систе-ма

Содержание легирующих компонентов

Свойства

tрек, oC HB/HRB σB,

МПа σ0,2,

МПа , % ρ,

мкОм·см

λ, кал/ (см·

c oC)

, м/Ом·м

м2/% IACS

Cu-Ag*1

Cu-Cd*2

Cu-Cr*3

Cu- Cr -- Zr*4

Cu- Co - - Be*5

~1% Ag ~1% Cd 0,4…1,0% Cr 0,4…1,0% Cr 0,02…0,10% Zr 2,35-2,70% Co, 0,4…0,7% Be

350 350 475 500 525 500

1000…1400

Класс 1

300 50…500 Класс 2

400…500

450…520

500…650

Класс 3

700…900

250 320…480 280…470 320…500 450…580 580…750

5

5…10 10…25 18…25 10…20 10…20

1,73… 1,82 1,82… 2,13 1,93… 2,13 1,93… 2,13 2,0… 2,2 3,13… 3,85

0,90

0,85

0,80

0,85

0,75-0,8

0,5

55…58 61…77

1050…1400

95…100

47…55 63…77

1200…1500

81…95

47...52 71…81 1300…1500

80…88

47…52 73…81 1550…1850

80…88

>44 83…91

2200…2700

>76

26…32 97…106 45…55

17

определяется минимальной концентрацией легирующих элементов в медном твердом растворе при температуре старения (системы Cu-Cr и Cu-Cr-Zr, рис. 7 и 8).

Таблица 3 Химический состав электродных сплавов по примесям, % (не более)

Сплав B1 As Fe Pb Sn Zn Другие элементы Сумма

БрСр БрХ БрХЦр БрХЦр-А БрХВЦр БрКХКо БрHБТ БрHХК

0,002 -

0,002 - - - -

0,004

0,002 -

0,01 - - - -

0,03

0,005 0,08

- 0,05 0,02 0,06

- 0,06

0,005 -

0,003 0,005 0,005 0,005 0,005 0,005

0,002 -

0,01 - - -

0,01 0,03

0,01 0,3 0,01 0,015 0,01 0,05 0,2 0,05

0,005 Ni

0,003 Ni 0,01 P; 0,05 Si

0,01 P; 0,02 Si; 0,02 Mg -

0,15 AL 0,05 Zr; 0,05 Ti

0,1 0,5 0,1 0,15 0,2 0,3 0,7 0,4

Примечание. В сплавах БрКд и БрКБ примеси не регламентируются.

Рис. 7. Медный угол диаграммы состояния системы Cu-Cr

(в скобках указан состав в % (по массе)) [12, 13]

Рис. 8. Изотермические разрезы медного угла диаграммы состояния системы Cu-Cr-Zr при температурах 950 (1) и 900 0С (2) [14]

18

а) б)

Рис. 9. Изотермические разрезы медного угла диаграммы состояния Cu-Co-Si при температурах 700 (а) и 900 0С (б) [15]

Рис. 10. Растворимость соединений Co2Si и Ni2Si в меди при различных температурах [16]

Однако чем значительнее изменяется растворимость легирующих элементов в твердом растворе основы в интервале температур tзак - tстар, тем менее жаропрочны сплавы системы. При уменьшении зависимости растворимости от температуры склонность к коагуляции частиц выделений уменьшается, и поэтому температурный коэффициент разупрочнения снижается. Следовательно, в зависимости от условий эксплуатации сплава оптимальная величина растворимости в интервале температур должна быть различной. Например, сплавы системы Cu-Ni-Si значительно прочнее в интервале температур 20…500 0С по сравнению со сплавами системы Cu-Co-Si

19

(рис. 10), в то время как последние более жаропрочны за пределами указанного температурного интервала.

а) б) Рис. 11. Изотермические разрезы медного угла диаграммы состояния системы Cu-Ni-Be при температурах 820 (а) и 500 0С (б) [17]

Для сплавов, в основе которых лежат тройные или более сложные

системы, возможно образование термически стойких и прoчных соединений в результате химического взаимодействия легирующих элементов. Это позвoляет обеспечить высокие прочность и жаропрочность материала. При образовании химических соединений, не содержащих атомов металла-растворителя, значительно замедляются диффузионные процессы и связанное с ними растворение фаз-упрочнителей, их коагуляция с ростом температуры, а следовательно, и разупрочнение. Примером этого являются сплавы систем Cu-Ni-Be, Cu-Co-Be, Cu-Ni-Si, Cu-Co-Si и др. Как правило, в таких системах при определенном соотношении легирующих компонентов резко возрастают также тепло- и электропроводность, что обусловлено изменением растворимости (уменьшением ее) компонентов и меди в твердом состоянии в результате их взаимного влияния [5, 15, 24].

Эффект образования молекулярных комплексов химических соединений (или ближнего порядка) в твердых растворах сплавов, состав которых лежит на так называемых квазибинарных сечениях медь – химическое соединение, в результате исследований не подтвердился. При закалке сплавов, состав которых при этой обработке обеспечивает их однородную структуру независимо от того, предполагается ли в изучаемой системе квазибинарное сечение или нет, аномальных изменений электросопротивления не обнаруживается. На рис. 12 и 13 показаны диаграммы состав – свойство для двух из указанных выше систем, где в закаленном состоянии (закалка при 900…950 0С) не обнаруживается каких-либо отклонений от зависимости, свойственной твердым растворам. Только в

20

состоянии старения зависимость предела прочности и удельного электросопротивления от состава имеет явно выраженный экстремальный характер. Причем характер зависимостей свойств практически соответствует положению границы предельной растворимости на изотермическом сечении соответствующей диаграммы состояния.

а) б)

Рис. 12. Зависимость электросопротивления (a) и предела текучести (б) сплавов Cu-Co-Si, содержащих 98% Cu, от соотношения кобальта и кремния: после закалки с 900 0С (1); после закалки и старения в течение 4 ч при температурах 400 (2), 450 (3) и 500 0С (4)

Максимально достижимая прочность и минимальное электросопротивление соответствуют соотношению легирующих элементов, необходимых для образования в сплаве определенного химического соединения. Например, для сплавов системы Cu-Co-Si (рис. 12) соотношение кобальта и кремния практически соответствует стехиометрическому составу для образования соединения Co2Si (близко к 4:1).

При отклонении от указанного соотношения элементов увеличивается их растворимость в твердом растворе, что и определяет в основном соответствующее повышение электросопротивления (рис. 12 а).

Влияние состава на предел текучести значительно сложнее. В данном случае следует учитывать также изменение растворимости и влияние природы выделяющихся в результате старения фаз (структуры, морфологии выделений). При отклонении от оптимального соотношения легирующих компонентов в сторону увеличения содержания кремния предел текучести сплавов снижается, но не в столь значительной степени, как это оказывает влияние на повышение их удельного электросопротивления. Однако, если речь идет о сочетании в сплаве

21

высокого предела текучести с низким электросопротивлением, то его состав определяется очень точным соотношением кобальта и кремния, близким к расчетному для образования соединения Co2Si. Последнее, естественно, вызывает определенные трудности при воспроизведении заданного состава сплава в промышленных условиях.

Рис. 13. Влияние состава и соотно-шения легирующих элементов (содержание меди 96%) на свойства сплавов системы Cu-Ni-Si после закалки (1, 3) и после закалки со старением (2, 4): 1, 2 – электросопро-тивление; 3, 4 – пределы прочности

Таким образом, экстремальный характер свойств сплавов исследуемой системы определяется химическим взаимодействием компонентов с образованием определенного соединения и взаимным влиянием компонентов на их растворимость в меди в твердом состоянии, т.е. частью диаграммы состояния (рис. 9). Свойства дисперсионно-твердеющих сплавов существенно зависят также от температуры и времени старения. В качестве примера на рис. 14 приведены данные по кинетике старения электродного сплава – хромовой бронзы [25]. Как следует из данных, приведенных на рисунке, максимально возможных значений твердости для сплава Cu-Cr можно достичь при разных температурах в интервале 350…550 0С, варьируя время выдержки от 10 до 105

мин. С увеличением температуры старения время выдержки, необходимое для достижения максимальной твердости, уменьшается. Однако значений твердости, отвечающих оптимальному сочетанию других свойств, сплав достигает значительно позднее заметного развития распада твердого раствора. Начиная с температуры 4500С и выше практически полный распад пересыщенного твердого раствора происходит за первые 10 мин. Зафиксировать этот эффект можно, например, по выходу кривой удельного электросопротивления на практически линейный участок с минимальным значением исследуемой характеристики. Это объясняется тем, что для получения максимальных значений твердости (пределов прочности, текучести) недостаточно только одного факта распада твердого раствора. Большое значение в данном случае имеет формирование определенной структуры сплава, а именно: форма, размеры, расстояние между частицами фазы-упрочнителя, их распределение в матрице. Последним объясняется и сравнительно быстрое

22

уменьшение твердости при нагреве сплава выше 5000С (коагуляция частиц-выделившаяся фаза).

Рис. 14. Влияние времени старения на твердость хромовой бронзы при различных температурах, 0С: 1 – 700; 2 – 600; 3 – 550; 4 – 500; 5 – 475; 6 – 450; 7 – 425; 8 – 400; 9 – 350; 10 – 300; 11 – 200

Холодная деформация между закалкой и старением существенно повышает прочностные свойства сплавов. Это связано как с дополнительным упрочнением, получаемым за счет полей упругих напряжений от дислокаций, имеющихся в деформированной матрице, так и изменением в кинетическом и морфологическом аспектах процесса выделения и роста частиц второй фазы. Абсолютный уровень прочностных свойств сплавов, прошедших термомеханическую обработку (TMO), значительно выше, чем у сплавов, подвергнутых старению без предварительной деформации, хотя относительный прирост прочностных свойств в результате старения в большинстве случаев оказывается после ТМО ниже. Это связано с тем, что деформированный после закалки сплав имеет значительно более высокий исходный уровень свойств. Максимум прочностных свойств у сплавов, прошедших ТМО, достигается при меньшей температуре старения, чем у сплавов, состаренных непосредственно после закалки, при одинаковом времени старения, либо значительно быстрее при одинаковой температуре старения. Ускорение процесса распада пересыщенного твердого раствора в деформированных сплавах может быть обусловлено облегчением зарождения выделений в условиях повышенной плотности дислокаций и дефектов упаковки, ускорением в этих условиях диффузионных процессов.

Однако холодная деформация перед старением ускоряет не только процессы упрочнения, но по тем же самым причинам и процессы разупрочнения. Электродные сплавы, прошедшие ТМО, в случае, если они эксплуатируются в условиях высоких темпов сварки или сравнительно продолжительных сварочных импульсов (мягкий режим), т.е. когда на рабочем

23

конце электрода развиваются температуры более 500…600 0С, разупрочняются значительно интенсивнее сплавов, подвергнутых обычной термической обработке (закалке и старению). В этих случаях высокий уровень исходных прочностных свойств сплавов после ТМО не должен служить единственным основанием для их применения (рис. 15). Таким образом, оптимизация режимов обработки сплавов применительно к конкретным условиям их эксплуатации – один из эффективных путей успешного решения проблемы электродов контактной сварки.

Рис. 15. Схема влияния температуры испытания на прочностные свойства электродных дисперсионно-твердеющих сплавов: 1 – сплав, подвергнутый ТМО; 2 – сплав после старения без предварительной деформации; Т – температурный интервал работы электродов

Другим, не менее эффективным, хотя и более сложным путем повышения долговечности электродов является усложнение составов электродных сплавов. Например, для условий длительной эксплуатации в широком интервале температур, в том числе и за пределами температур старения, наиболее эффективными оказываются многофазные сплавы. В них при кристаллизации и распаде пересыщенного твердого раствора образуются две или более мелкодисперсные фазы, одна из которых обеспечивает необходимый эффект старения, а другая, практически не растворяясь в основе и препятствуя росту зерен, создает необходимую жаропрочность и малый темп разупрочнения при нагреве до температур выше температуры старения. К таким сплавам относятся сплавы систем Cu-Ni-Si-Cr и Cu-Co-Si-Cr (сплавы БрНХК и БрКХКо), в которых фазами-упрочнителями соответственно являются Ni2Si, Cr3Si и Co2Si, Cr3Co5Si2. В перспективе жаропрочные электропроводные материалы могут содержать, кроме подобных фаз, и такие, как окислы, карбиды, бориды и т.д. В этом случае предельные температуры их эксплуатации будут еще выше. Подобное упрочнение сплавов можно именовать каскадным или эстафетным.

При изложении основных принципов легирования электродных сплавов весьма показательным является пример оптимизации состава хромциркониевой бронзы (БрХЦр) и выявления причин положительного влияния малых добавок циркония на свойства хромовой бронзы [8].

Низколегированные сплавы системы Cu-Cr-Zr изучают в разных странах [2, 3, 8, 14, 20, 22, 23, 26 - 33]. Однако до последнего времени не было единого мнения относительно оптимальных химических составов сплавов, диаграммы состояния системы, структуры и состава выделяющейся при старении фазы,

24

причин более высоких свойств тройного сплава по сравнению с хромовой бронзой, механизма положительного влияния циркония.

Исследования свойств сплавов системы Cu-Cr-Zr (рис. 16) с различным соотношением легирующих компонентов (при суммарном их содержании 0,4% по массе) [20] показали, что одновременное введение хрома и циркония в сплав приводит к повышению электросопротивления в закаленном состоянии. Это объясняется увеличением растворимости в меди каждого из компонентов в присутствии другого, что находится в соответствии с диаграммой состояния системы (рис. 8) [14], которую можно считать наиболее точной.

Рис. 16. Изменение свойств сплавов Cu-Cr-Zr в зависимости от соотношения хрома и циркония после закалки с 900 0С (1); закалки и старения при 400 (2), 450 (3), 475 (4) и 500 0С (5); закалки, деформации на 30% и старения при 475 0С (6); закалки, деформации на 75% и старения при 475 0С (7)

Старение после закалки приводит к возрастанию прочности и

уменьшению электросопротивления, причем рост предела прочности наблюдается лишь у сплавов, содержащих хром и хром с добавкой циркония до 0,2%. Деформация перед старением обеспечивает значительное повышение предела прочности сплавов всех исследуемых составов. Для достижения максимальных прочностных свойств содержание циркония в сплавах нецелесообразно увеличивать более 0,1%.

Структурные исследования сплавов, содержащих до 1% Cr и 0,1% Zr, показали [20, 21, 26 - 34], что как в двойном Cu-Cr, так и в тройном Cu-Cr-Zr сплавах при старении выделяется одна и та же фаза с о.ц.к. решеткой, близкая по составу к чистому храму. Фаза, которая отвечала бы по составу цирконию либо какому-нибудь соединению, содержащему цирконий (например, Cu3Zr – по диаграмме состояния), не была обнаружена. Выделения хрома определенным образом ориентированы в матрице – о.ц.к. решетка большинства выделений хрома как в двойном, так и в тройном сплавах связана с г.ц.к. решеткой матрицы ориентационным соотношением Курдюмова-Закса [21]. При увеличении

25

температуры старения выше 500 0С (600…700 0С) наблюдается отличие структуры двойного сплава от тройного (рис. 17).

а) б)

Рис. 17. Микроструктура сплавов Cu-Cr (а, в) и Cu-Cr-Zr (а, б) после закалки и старения, Х 50000: а – 500 0С, 1 ч; б и в – 700 0С, 1 ч

в) Если при температуре старения 500 0С выделения в сплавах проявляются

на микрофотографиях в виде деформационного контраста, подобного контрасту от полей упругих напряжений вокруг когерентных выделений (рис. 17 а), а их размер практически одинаков и оценивается 18…19 нм, то при температурах старения 600 и 700 0С выделения приобретают явно выраженную стержнеобразную форму (рис. 17 б, в), причем размер выделений в тройном сплаве почти в два раза меньше по сравнению с двойным (при 600 0С - соответственно 35 и 57 нм, при 700 0С - 217 и 342 нм).

Анализ возможных механизмов влияния малых добавок циркония на размер частиц второй фазы приводит к выводу о том, что наиболее вероятным является уменьшение диффузионной подвижности атомов хрома из-за присутствия атомов циркония в твердом растворе, в результате чего должен быть замедлен рост выделений хрома. Исследование кинетики распада пересыщенного раствора по изменению электросопротивления в процессе старения при 480 0С показало, что в двойном сплаве распад протекает значительно интенсивнее, чем в тройном. Максимальная скорость распада в двойном сплаве в три раза больше по сравнению с тройным. Распад в двойном сплаве заканчивается через 45 мин, в тройном же - лишь через 75 мин. Следовательно, малая добавка циркония к сплаву меди с хромом существенно замедляет диффузию атомов хрома в медной матрице. Ответственным за такое

26

замедление диффузии можно принять механизм “отравления” вакансий атомами циркония, т.е. образование устойчивых комплексов вакансия – атом циркония, в результате чего уменьшается число подвижных вакансий, принимающих участие в транспортировке атомов хрома. Такой механизм весьма вероятен, поскольку большая разница в атомных радиусах циркония и меди (25%) должна обеспечить достаточно высокое значение энергии связи комплекса, основной вклад в которую дает упругая составляющая, пропорциональная разнице атомных радиусов растворителя и добавки. Показано, что деформация после закалки приводит к образованию в сплавах практически одинаковой ячеистой структуры, состоящей из пространственной сетки границ, образованных сплетениями дислокаций, и отделяющей друг от друга области со сравнительно низкой концентрацией дислокаций (рис. 18 а). Размер ячеек у обоих сплавов составляет в среднем около 3 мкм при деформации на 5%, 0,5 мкм при увеличении деформации до 75%. Старение сплавов в течение часа при 600 0С приводит к распаду твердого раствора и выделению частиц второй фазы (рис. 18 б). При этом у двойного сплава Cu-Cr размер ячеек возрастает в среднем до 7 мкм, а у сплава Cu-Cr-Zr - остается на уровне деформированного состояния. Эффект подобного действия малых добавок циркония к двойному сплаву, приводящий к торможению движения стенок ячеек, можно объяснить образованием атмосфер атомов циркония на дислокациях, замедляющих их движение и перераспределение. Последнее объясняет и задержку образования зародышей рекристаллизации в тройном сплаве по сравнению с двойным.

Изучение кинетики изменения доли рекристаллизованного объема при 600 0С показало, что для полной рекристаллизации тройного сплава требуется в три раза больше времени, чем для двойного. Соответственно, сплав Cu-Cr-Zr имеет более высокие механические свойства в интервале рабочих температур (рис. 19) и разупрочняется значительно медленнее, чем сплав Cu-Cr.

а) б)

Рис. 18. Ячеистая структура хромовой бронзы, деформированной растяжением на 5%, х12000: а – исходное состояние; б – после старения при 600 0С, 1 ч

27

Рис. 19. Влияние температуры испытания на прочность и пластичность сплавов Cu+0,67Cr (1) и Cu+0,65%Cr+0,05%Zr (2). Исходное состояние: закалка с 990 0С+деформация на 50%+старение при 460…470 0С, 4 ч

Относительно тонкой структуры сплавов Cu-Cr, Cu-Cr-Zr и ее изменений

при старении и деформации следует заметить, что все это характерно и для других дисперсионно-твердеющих электродных сплавов с той лишь разницей, что при значительном отличии параметров структуры матрицы и выделений на ранних стадиях старения может образовываться промежуточная фаза. Например, для сплавов систем Cu-Ni-Si и Cu-Co-Si предполагается образование такой фазы [35].

Заключение. Выявлено, что введение в состав сплава небольших добавок (как правило, не более сотых долей процента) определенного третьего, четвертого и т.д. элементов, позволяющих повысить температуру его рекристаллизации или “отравить” вакансии и, следовательно, затормозить диффузионные процессы в нем, является важнейшим принципом легирования. Наряду с этим нельзя не учитывать и целесообразность расчета на образование в сплаве термически стойких, тугоплавких и прочных химических соединений, усложнения состава выделяющихся в процессе старения фаз, применения многофазных сплавов, регулирования растворимости легирующих компонентов в основе.

Показано, что стойкость электродов при сварке определяется, в конечном итоге, стабильностью размеров выделений второй фазы. Для повышения стойкости электродов, т.е. повышения стабильности размеров выделенной второй фазы, необходимо хромовую бронзу дополнительно легировать малыми добавками циркония (до 0,1%, сплав БрХЦр). Такое легирование значительно стабилизирует размер дисперсных выделений хрома, повышая тем самым температуру рекристаллизации и понижая скорость процессов разупрочнения в сплаве.

Литература

1. Чулошников П.Л. Точечная и роликовая электросварка легированных сталей и сплавов.- М.: Машиностроение, 1974.- 232 с.

2. Слиозберг С.К., Чулошников П.Л. Электроды для контактной сварки.- Л.: Машиностроение, 1972.- 96 с.

3. Кутковский С.И. Электроды контактных электросварных машин.- Л.: Машиностроение, 1964.- 112 с.

28

4. Новик Ф.С., Розенберг В.М., Николаев А.К., Слиозберг С.К. Физические, механические, эксплуатационные и технологические свойства электродных сплавов // Цветные металлы.- 1974.- N11.- С. 53-59.

5. Розенберг В.М., Николаев А.К. Об особенностях медных малолегированных тепло- и электропроводных сплавов // Цветныe металлы.- 1972.- N 8.- С. 65-70.

6. Николаев А.К. О некоторых аспектах рационального использования современных методов рафинирования применительно к меди и медным деформируемым сплавам // Цветные металлы.- 1974.- N1.- С. 61-64.

7. Смирягин А.П., Смирягина Н.А., Белова А.В. Промышленные цветные металлы и сплавы.- М.: Металлургия, 1974.- 488 с.

8. Мальцев М.В. Металлография промышленных цветных металлов и сплавов.- М.: Металлургия, 1970.- 364 с.

9. Николаев А.К., Пружинин И.Ф., Розенберг В.М. Влияние примесей на температуру рекристаллизации меди // Цветные металлы.- 1976.- N 2.- С. 75-77.

10. Николаев А.К., Пружинин И.Ф., Розенберг В.М. Влияние легирования на рекристаллизацию меди // Металловедение меди и медных сплавов.- М.: Металлургия, 1975.- Гипроцветметобработка.- Вып. 48.- С. 25-31.

11. Горелик С.С. Рекристаллизация металлов и сплавов.- М.: Металлургия, 1978.- 570 с.

12. Хансен М., Андерко К. Структуры двойных систем.- Т. 1, 2.- M.: Металлургиздат, 1962.- 1488 с.

13. Двойные и многокомпонентные системы на основе меди: Спровочник / М.Е. Дриц, Н.Р. Бочвар, Л.С. Гузей, Е.В. Лысова и др.- М.: Наука, 1979.- 248 с.

14. Kawakatsu I., Susuki H., Kitano H. // J. Japan Inst. Metals.- 1967.- V. 31, N 11.- P. 1253-1257.

15. Ревина Н.И., Николаев А.К., Розенберг В.М. Исследование диаграммы состояния сплавов Cu-Co-Si, богатых медью // Изв. АН СССР.- Металлы.- 1975.- N 1.- С. 215-218.

16. Закс Г. Практическое металловедение.- М.-Л.: ОНТИ, 1937.- 222 с. 17. Новиков И.И., Захаров М.В. Термическая обработка металлов и сплавов.- М.:

Металлургиздат, 1962.- 429 с. 18. Захаров М.В., Осинцев О.Е. // Изв. Вузов. Цветная металлургия.- 1967.- N 5.-

С. 152-155. 19. Hall M.G., Aaranson H.I., Kinsmank R. // Surface Science.- 1972.- V. 31, N 6.- P. 257-

274. 20. Ревина Н.И., Новиков А.И., Николаев А.К., Розенберг В.М. Исследование

свойств малолегированных сплавов системы медь-хром-цирконий // Изв. вуз. Цветная металлургия.- 1973.- N 6.- С. 106-110.

21. Новиков А.И., Розенберг В.М. Влияние малых добавок циркония на структуру стареющего сплава медь-хром // Физика металлов и металловедение.- 1974.- T. 37, N 1.- С. 201-203.

22. Захаров М.В., Степанова М.В., Глазов В.М. Исследование диаграммы состояния медь-хром-цирконий // МиТОМ.- 1956.- N 3.- С. 23-25.

23. Захаров М.В., Степанова М.В., Глазов В.М. Медный угол диаграммы состояния медь-хром-цирконий // МиТОМ.- 1957.- N 3.- С. 23-27.

24. Розенберг В.М., Николаев А.К. Тепло- и электропроводные жаропрочные сплавы на медной основе // Совершенствование технологии производства полуфабрикатов

29

из цветных металлов и сплавов.- М.: Металлургия, 1977.- Гипроцветметобработка.- Вып. 50.- С. 50-67.

25. Koster W., Knorr W. // Z. Metallkunde.- 1954.- Bd 45, N 6.- S. 350-359. 26. Захаров М.В., Захаров А.М. Жаропрочные сплавы.- М.: Металлургиздат, 1972.-

384 с. 27. Закалка хромциркониевой бронзы CuCr06Zr / Н.П. Белоусов, М.Г. Гинсбург, О.М.

Зуев и др. // Термообработка цветных металлов и сплавов.- М.: Металлургия, 1973.- Гипроцветметобработка.- Вып. 40.- С. 61-64.

28. Дисперсно-упрочненные материалы на основе меди, получаемые экструзией / С.Г. Агбалян, Н.С. Мартиросян, А.С. Арутюнян и др. // Порошковая металлургия.-Киев, 1994.- №1/2.- С. 43-46.

29. Манукян Н.В., Агбалян С.Г., Туманян А.Г., Сулейман А.Ю. Технологические особенности получения дисперсно-твердеющих и упрочняющих материалов на основе меди // Изв. НАН РА и ГИУА. Сер.ТН.- 1998.- Том LI, №1.- С. 17-23.

30. Աղբալյան Ս.Գ., Պետրոսյան Ա.Ա., Հովհաննիսյան Ս.Ա., Վասիլյան Գ.Ա. Ամրանավորված կոմպոզիցիոն նյութերի ստացման տեսական և տեխնոլոգիական առանձնահատկությունները // Հայաստանի ճարտարագիտական ակադեմիայի լրաբեր.- 2009.- Հատոր 6, №1.- էջ 73-77:

31. Աղբալյան Ս.Գ., Պետրոսյան Ա.Ա., Աղբալյան Ա.Ս., Վասիլյան Գ.Ա. Պղնձի հիմքով ամրանավորված ծակոտկեն փոշեհամաձուլվածքների դեֆորմացման գործընթացի հետազոտումը // ՀՀ ԳԱԱ և ՀՊՃՀ տեղեկագիր. ՏԳ սերիա.- 2009.- Հատոր LXII, №2.-էջ 115-122:

32. Աղբալյան Ս.Գ., Վասիլյան Գ.Ա., Սարգսյան Ա.Ռ. Ամրանավորված կոմպոզիցիոն նյութերի ստացման տեսական և տեխնոլոգիական առանձնահատկությունները // ՀՀ ԳԱԱ և ՀՊՃՀ տեղեկագիր. ՏԳ սերիա.- 2012.- Հատոր LXV, №4.- էջ 335-345:

33. Աղբալյան Ս.Գ., Վասիլյան Գ.Ա., Սարգսյան Ա.Ռ. Պղնձի հիմքով բարձրամուր կոմպոզիցիոն նյութերի ստացման տեխնոլոգիայի մշակումը // ՀՀ ԳԱԱ և ՀՊՃՀ տեղեկագիր. ՏԳ սերիա.- 2013.- Հատոր LXVI, №4.- էջ 295-303:

34. Վասիլյան Գ.Ա. Պղնձի հիմքով բարձրամուր կոմպոզիցիոն նյութերի ստացման տեխնոլոգիայի մշակումը: Թեկնածուական ատենախոսության սեղմագիր.-2013.- 23 էջ:

35. Теплицкий М.Д., Николаев А.К., Ревина Н.И., Розенберг В.М. Исследование дисперсных частиц в стареющих сплавах медь–никель-кремний и медь-кобальт–кремний // Физика металлов и металловедение.- 1975.- Т. 40, N 6.- С. 1240-1243.

Поступила в редакцию 01.04.2014.

Принята к опубликованию 24.10.2014.

ՀԱՄԱՁՈՒԼՎԱԾՔՆԵՐ ԿՈՆՏԱԿՏԱՅԻՆ ԵՌԱԿՑՄԱՆ ԷԼԵԿՏՐՈԴՆԵՐԻ ՀԱՄԱՐ

Ս.Գ. Աղբալյան, Գ.Ա. Վասիլյան, Ս.Գ. Բոյաջյան, Ա.Ռ. Սարգսյան

Կատարվել է վերլուծություն` բացահայտելու կոնտակտային եռակցման էլեկտրոդների նյութերի հիմնական հատկություններին ներկայացվող պահանջները, դրանց քիմիական բաղադրությունը և ջերմամշակման դեպքում կառուցվածքագոյացման օրինաչափությունները, որի հիման վրա առաջարկվում է օգտագործել Cu-Cr-Zr համակարգի եռակոմպոնենտ համաձուլվածքները: Բացահայտվել է, որ եռակցելիս էլեկտրոդների

30

դիմացկունությունը որոշվում է անջատված երկրորդային ֆազերի չափերի կայունությամբ: Էլեկտրոդների դիմացկունության բարձրացման համար անհրաժեշտ է քրոմային բրոնզը լրացուցիչ լեգիրել ցիրկոնիումի փոքր քանակով ավելացմամբ (մինչև 0,1 %): Այսպիսի լեգիրումը բավականին կայունացնում է անջատված մանրահատ քրոմի չափերը՝ բարձրացնելով վերաբյուրեղացման ջերմաստիճանը և համաձուլվածքում նվազեցնելով ապաամրացման գործընթացի արագությունը: Կատարվել են աշխատանքներ ավելի բարձր ֆիզիկամեխանիկական հատկություններով օժտված պղնձի հիմքով նոր փոշեկոմպոզիցիոն, այդ թվում՝ մետաղական թելքերով ամրանավորված նյութերի ստեղծման ուղղությամբ:

Առանցքային բառեր. եռակցում, էլեկտրոդ, պղինձ, լեգիրում, համաձուլվածք, մխում, դեֆորմացում, ծերացում, ինտերմետաղական ֆազ:

ALLOYS FOR RESISTANCE WELDING ELECTRODES

S.G. Aghbalyan, G.A. Vasilyan, S.G. Boyajyan, A.R. Sargsyan

A review of literary sources for revealing the basic properties of the resistance welding electrode materials. Their chemical composition and the peculiarities of structurization at heat treatment are investigated. It is revealed that the electrode stability at welding is defined by the stability of the release amount of the second phase. It is shown that to increase the electrode stability, it is necessary to alloy the chromic bronze by little additives of zirconium (to 0,1%). Such alloying considerably stabilizes the amount of disperse releases of chrome increasing the temperature of recrystallization and decreasing the speed of the strength loss processes in an alloy. Works for developing new powder composite materials with higher physical and mechanical properties including reinforced metal fibers are carried out. Keywords: welding, electrode, copper, alloying, alloy, hardening, strain, ageing, intermetallic phase.

31

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 669.2/.8 МЕТАЛЛУРГИЯ

ИЗУЧЕНИЕ МЕХАНИЗМА ОБЖИГА ПИРИТОВЫХ И ПИРИТ-ХАЛЬКОПИРИТОВЫХ КОНЦЕНТРАТОВ МЕТОДОМ ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНО-ТЕРМИЧЕСКОГО АНАЛИЗА

Л.Е. Саргсян, А.М. Оганесян, А.А. Франгулян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

На основе дифференциально-термического анализа (ДТА) изучен механизм обжига

пиритовых и пирит-халькопиритовых концентратов с целью установления оптимальных условий для получения преимущественно сульфатных огарков, наиболее пригодных для эффективного извлечения железа и меди гидрометаллургическими методами. Показано активное воздействие совместного присутствия пирита и халькопирита на снижение температур сульфид-сульфатного превращения в концентратах вследствие твердо-фазного взаимодействия халькопирита с трехвалентным сульфатом железа – продуктом низкотемпературного окисления пирита. Во избежание образования ферритов и других труднорастворимых оксидных соединений в продуктах обжига концентратов и с целью сохранения в них образовавшихся при низких температурах легкорастворимых суль-фатов железа и меди рекомендовано вести обжиг при температуре 580 ± 10 0C (с выдержкой 30…60 мин и закаливанием обожженного продукта в воде).

Ключевые слова: пиритовый и пирит-халькопиритовый концентраты, сульфати-зирующий обжиг, фазовые превращения, разложение сульфатов.

Введение. Наличие пирита FeS2 и халькопирита (CuFeS2) в металло-

сульфидных концентратах требует особого отношения к технологическим про-цессам их переработки. Эти минералы весьма стабильны в кислых и щелочных растворах. В частности, высокий стандартный восстановительный потенциал пирита делает его совершенно нереактивным при выщелачивании в умеренно окислительных условиях [1]. Поэтому для комплексного извлечения железа, меди и других ценных компонентов из таких концентратов с применением гидрометаллургических методов [2] необходима их некоторая предварительная обработка, например, низкотемпературный сульфатизирующий обжиг с образо-ванием преимущественно водорастворимых соединений [3]. Для обеспечения возможности избирательного извлечения из растворов выщелачивания интересующих компонентов с высокой чистотой и без существенных потерь необходимо, чтобы продукты предварительной обработки наряду с легко- растворимыми сульфатами (в данном случае – FeSO4, Fe2(SO4)3, CuSO4) не

32

содержали такие труднорастворимые сложные оксиды, как феррит меди CuFe2O4 или сульфошпинель CuFe2S4, образование которых с определенным фазовым составом зависит от кристаллических структур исходных минералов.

Методы исследования. Механизм совместных фазовых превращений и взаимодействия пирита и халькопирита в процессе окислительного обжига железо-медь-сульфидных концентратов, а также закономерности происходящих при этом твердо- газофазных взаимодействий с целью определения оптимальных технологических параметров получения преимущественно суль-фатных огарков для эффективного выщелачивания и избирательного извлечения из них железа и меди изучали по термограммам ДТА, снятым на дериватографе марки Q-1500D (Венгрия). При этом образцы из пиритовых и халькопиритовых концентратов с различными содержаниями FeS2 и CuFeS2 подвергали непрерывному нагреву в корундовых тиглях в печи дериватографа от комнатной температуры до 1000 0C со скоростью 10 0C/мин. В качестве эталона использовали оксид алюминия, обожженный при 1200 0C. Испытуемые концентраты обжигали также при температурах, подобранных по термограммам ДТА, с закалкой образцов на воздухе после выдержки в течение 30 мин. Фазовый состав промежуточных и конечных продуктов определяли стандартным методом рентгенофазового анализа. Съемку рентгенограмм производили на дифрактометре ДРОН-2,0 в CuK - излучении. Факт пре-вращения гематита в магнетит в течение обжига контролировали также магнитным анализом [4]. Идентификацию фаз по рентгеновским отражениям на дифрактограммах осуществляли с помощью таблиц [5]. Термодинамические расчеты проводили по данным [6-8].

Обсуждение результатов. Поскольку железо в кристаллической решетке пирита находится в двухвалентном состоянии с ионным сочетанием Fe2+S2

2- [9], то это означает, что его можно легко окислять до трехвалентного состояния посредством обычного пиро- или гидроокисления:

Fe2+ - e Fe3+ . (1) В случае пироокисления это должно произойти в результате твердо-

газофазного взаимодействия FeS2 с кислородом воздуха (или из другого источника O2) с образованием трехвалентного сульфата железа Fe2(SO4)3 с ионной структурой Fe2

3+(SO4)32- или тригонального гематита Fe2O3 с ионной

структурой (Fe3+)2(O2-)3. Оба эти продукта приемлемы с точки зрения возможности легкого извлечения железа из пиритсодержащего сырья, так как первый из них хорошо растворяется в воде, а второй продукт (оксид железа) может выделяться из остальных минералов путем предварительного восстанов-ления до магнетита (Fe3O4) с последующей мокрой магнитной сепарацией.

33

Халькопирит может быть окислен с образованием двух индивидуальных фаз: ковеллита CuS с гексагональной структурой (Cu+)2S2

2- и тригонального гематита [10]. Для данного случая будет наиболее приемлемым, если халькопирит при нагревании на воздухе превратится в водорастворимую сульфатную смесь CuSO4 с Fe2(SO4)3.

Из сопоставления комплекса экзо- и эндотермических эффектов на термограммах ДТА-1, ДТА-2 и ДТА-3 (рис. 1) с соответствующими изменениями массы образцов из-за выделения газообразных продуктов видно, что обжиговый процесс протекает в трех основных этапах с определенными температурными интервалами, обусловленными различными фазовыми превращениями и твердо- газофазными взаимодействиями.

3

2

1

678

690

715

570

570

570

820

850

947

850

740

765 947

405 580

470

508 650

455 540 610

515 525

615

350

350

947

115

115

112

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 τ, мин

DTA - 3

DTA - 2

DTA - 1

145

175

220

660

680

Начальная масса образцов: 1 – 1000 мг 2 – 1000 мг 3 – 1000 мг

3

2

1

Общие потери массы образцов 1 – 220 мг 2 – 180 мг 3 – 161 мг

Рис. 1. Сопоставление термограмм ДТА, снятых при непрерывном нагревании образцов: 1- пиритовый концентрат 73,72 % FeS2 и 23,18 % SiO2; 2 – пиритовый концентрат 40,10 % FeS2, 8,95 % CuFeS2 и 47,30 % SiO2; 3 - пирит-халькопиритовый концентрат 43,12 % FeS2, 46,14 % CuFeS2 и 8,35 % SiO2 (остальное - CaO, MgO и Al2O3, следы Cu2S, ZnS, PbS и Ag2S3)

34

Начальные эндотермические эффекты на всех трех термограммах объясняются испарением влаги из образцов в интервале от 20 до 112…115 0C.

Первый этап для всех трех концентратов характеризуется полным превра-щением сульфидов в соответствующие сульфаты в интервале температур от 145…220 0C до 650…680 0C. При этом наблюдается определенное различие как по форме термограмм, так и по температурным интервалам протекающих реак-ций с экзотермическими эффектами, что обусловлено, очевидно, начальным сос-тавом исходных веществ. Это относится особенно к халькопириту, наличие ко-торого в концентратах сужает их температурный интервал сульфатации, сдвигая завершающую точку процесса к более низким температурам. При этом чем больше количество халькопирита, тем ниже завершающая температура сульфатации. Соответственно сдвигается и температурный интервал второго этапа (диссоциации сульфатов).

Первый большой экзотермический эффект на термограммах ДТА-1 (с максимумом при 515 0C), ДТА-2 (450 0C) и ДТА-3 (405 0C), очевидно, вызван реакцией сульфатации пирита со значительно отрицательным значением энтальпии: 2FeS2 + 7O2 = Fe2(SO4)3 + SO2, GT

0 = - 2554,5 + 0,97T, кДж/моль, (2) которую следует рассматривать как сумму экзотермической реакции оксидации пирита: 2FeS2 + 6O2 = 2FeSO4 + 2SO2, GT

0 = - 2115,62 + 0,58T, кДж/моль (3) и последующего взаимодействия FeSO4 с газовой фазой, что приводит к образо-ванию трехвалентного сульфата железа: 2FeSO4 +SO2 + O2 = Fe2(SO4)3, GT

0 = - 438,88 + 0,39T, кДж/моль. (4) Последующие большие экзотермические эффекты наблюдаются на

термограммах ДТА-2 (в интервале 525…660 0C с максимумом при 610 0C) и ДТА-3 (508…650 0C, 580 0C), которые с учетом появления CuSO4 и FeSO4 в соответствующих огарках, очевидно, вызваны сульфатным превращением халькопирита при его взаимодействии с трехвалентным сульфатом железа (полученным реакцией 2) и при участии кислорода воздуха по реакции CuFeS2 + Fe2(SO4)3 + 3O2 = 3FeSO4 + CuSO4 + SO2, (5) GT

0 = - 1083,43 + 0,343T, кДж/моль. Естественно, что такой экзотермический эффект отсутствует на

термограмме ДТА-1, так как в концентрате 1 нет халькопирита, в нем есть пирит и кварц.

В этих температурных интервалах не исключается также возможность постепенного превращения халькопирита в соответствии с диаграммой парци-альных давлений системы Cu-Fe-S-O [11] по схеме

35

CuFeS2 (Cu5FeS4 + Fe3O4) (Cu2S + Fe3O4) (CuFeO2 + Fe3O4) (CuFeO2 + Fe2O3) (CuSO4 + Fe2O3) (CuSO4 + Fe2(SO4)3), (6) что также приводит к образованию сульфатов.

Появление ярко выраженных эндотермических эффектов на термограммах ДТА-1 и ДТА-2 с экстремумом при 570 0C, а также зазубренность термограммы ДТА-3 на участке между 508 и 580 0C при той же температуре объясняются полиморфным превращением кварца, содержащегося в испытуемых концентратах в значительно большом количестве. И действительно, по данным [12], точная температура перехода - SiO2 в - SiO2 составляет 573 0C (при этом поглощается 1,047 кДж/моль тепла [13]).

В конце первого этапа потери масс образцов 1, 2 и 3 составляли соответственно 68,4; 46,1 и 68,3% от общих потерь. По данным газового анализа, газообразные выбросы содержали в основном диоксид серы (SO2).

Второй этап для всех трех концентратов характеризуется глубокими эндотермическими эффектами на кривых ДТА, которые сопровождаются также значительными потерями массы образцов (1 - 21,4%, 2 - 34,5%, 3 - 27,5% от общих потерь). При этом очевидно, что эндотермические эффекты на термо-граммах ДТА-1, ДТА-2 и ДТА-3 в температурных интервалах 680…765, 660…740 и 650…820 0C соответственно вызваны реакциями термической диссоциации сульфатов железа (в образце 1) и железа и меди (в образцах 2 и 3): Fe2(SO4)3 Fe2O3 + 3SO3, GT

0 = 568,11 - 0,59T, кДж/моль, (7) CuSO4 CuO + SO3, GT

0 = 218,68 - 0,19T, кДж/моль, (8) а также разложения образующегося SO3 с выделением диоксида серы: SO3 SO2 + 0,5O2, GT

0 = 99,95 - 0,09T, кДж/моль. (9) В конце второго этапа основными составляющими обожженных продуктов

являются фактически вторичные оксиды главных металлов (Fe2O3, CuO) и кварц (- SiO2). Поэтому при более высоких температурах совершенно прекращается выделение сернистых газов из образцов. Примесные оксиды CaO, MgO и Al2O3 остаются практически без изменения.

Третий этап обжигового процесса начинается от 7650C для пиритового (образец 1) и 740 и 820 0C для пирит-халькопиритовых концентратов (образцы 2, 3). Все три термограммы ДТА монотонно снижаются, что свойственно эндо-термическим процессам. Вместе с тем появление на кривых ДТА-1, ДТА-2 и ДТА-3 ощутимых углублений при температуре около 947 0C свидетельствует о постепенном фазовом превращении (в соответствии с известной теорией полиморфных превращений в системе Fe-O) гематита в магнетит: Fe2O3 2Fe3O4 + 1/2O2, GT

0 = 232,40 - 0,13T, кДж/моль, (10)

36

что подтверждается результатами рентгенофазового и магнитного анализов, а также последующим уменьшением массы образцов 1, 2 и 3 (21,5; 23,4 и 16,1 мг соответственно) в этом интервале температур.

На термограммах концентратов, содержащих халькопирит (ДТА-2, ДТА-3), наблюдается появление еще одного неглубокого эндотермического эффекта при температуре около 850 0C (без заметного уменьшения массы образцов), который следует отнести к твердофазной реакции образования феррита меди: CuO + Fe2O3 = CuFe2O4, GT

0 = 20,23 - 0,011T, кДж/моль, (11) что также подтверждается рентгенофазовым анализом.

Таким образом, образующиеся в умеренных температурах при обжиге желе-зо-медь-сульфидных концентратов сульфаты железа и меди при более высоких температурах диссоциируют на соответствующие оксиды, которые далее в результате твердофазной диффузии образуют труднорастворимый феррит меди. Во избежание этого явления и с целью сохранения в огарках образовавшихся сульфатов рекомендовано их обжиг вести при температурах не выше 650…660 0C с непосредственным быстрым охлаждением (закаливание в воде).

По данным рентгенофазового анализа (рис. 2), контрольный образец огарка, полученного обжигом пирит-халькопиритового концентрата с содержанием 43,12% FeS2 и 46,14% CuFeS2 при температуре 580 ± 10 0C с выдержкой 60 мин и непосредственно охлажденного в воде, действительно состоит в основном из сульфатов железа и меди (Fe2(SO4)3, CuSO4).

Отсутствие на рентгенограмме характерных дифракционных линий оксида

меди, а также сложных соединений типа феррита означает, что медь при низкотемпературном обжиге концентрата из сульфидной фазы целиком переходит в сульфатную фазу, сохраняя свое фазовое состояние и после

Рис. 2. Рентгенограмма сульфатизированного огарка пирит- халькопи- ритового концентрата (обожженный образец закален в воде)

37

быстрого охлаждения. Содержание в сульфатизированном продукте некоторого количества гематита является следствием избытка пирита в концентрате. Однако это не помеха, так как железо из гематитной фазы в составе кеков выщелачивания может легко извлекаться традиционными методами порошковой металлургии.

Для промышленных условий рекомендовано сульфатизирующий обжиг вести в печах “кипящего слоя” с использованием подачи мокрого концентрата [14], что позволит сократить продолжительность выдержки до 30 мин и избегать явлений, способствующих частичной термической диссоциации сульфатов из-за местного повышения температуры вследствие экзотермических реакций.

Выводы 1. На основе дифференциально-термического анализа изучен механизм

окислительного обжига пиритовых и пирит-халькопиритовых концентратов с целью определения оптимальных условий для получения преимущественно сульфатных огарков, наиболее пригодных для эффективного извлечения из них железа и меди гидрометаллургическими методами. Показано активное воздействие совместного присутствия пирита и халькопирита на снижение температур сульфид-сульфатного превращения в концентратах вследствие твердофазного взаимодействия халькопирита с трехвалентным сульфатом железа – продуктом низкотемпературного окисления пирита.

2. Во избежание образования ферритов и других труднорастворимых оксидных соединений в огарках пиритовых и пирит-халькопиритовых концен-тратов и с целью сохранения в них образовавшихся при низких температурах легкорастворимых сульфатов железа и меди рекомендуется вести обжиг при температуре 580 ± 10 0C (с выдержкой 30…60 мин и закаливанием обожженного продукта в воде).

Литература

1. Mardsen J., Hause I. The Chemistry of Gold Extraction.- Chichester (England): Ellis

Horwood Limited, 1992.- 597 p. 2. Вольдман Г.М., Зеликман А.Н. Теория гидрометаллургических процессов.-

М.: Интермет Инжиниринг, 2003. - 464 с. 3. Саргсян Л.Е., Оганесян А.М. Исследование обжига халькопиритового концентрата

меди методом термогравиметрического и дифференциально-термического анализа // Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2010.- № 3.- С. 89-91.

4. Апаев Б.А. Фазовый магнитный анализ сплавов.- М.: Металлургия, 1976.- 280 с. 5. ASTM Card File.- ASTM, Philadelphia, 1969.

38

6. Кубашевски О., Олкокк С.Б. Металлургическая термохимия.- М.: Металлургия, 1982.- 390 с.

7. Рабинович В.А., Хавин З.Я. Краткий химический справочник.- Л.: Химия, 1991.- 432 с.

8. Третьяков Ю.Д. Твердофазные реакции.- М.: Химия, 1978.- 360 с. 9. Hiskey J.B., Wadsworth M.E. Electrochemical processes in the leaching of metal

sulphides and oxides // Proc. and Fundamental Consids. of Selected Hydromet. Systems / Ed. M.C. Kuhn.- SME-AIME, New York, 1981.- P. 304-325.

10. Hause C.I., Kelsal G.H. Hydrometallurgical reduction of SnO2, CuFeS2 and PbS by electrogenerated Cr(II) and V(II) solutions // Extraction Metallurgy ’85.- Inst. Min. Metall.- 1985.- P. 659-682.

11. Пашинкин А.С., Спивак М.М., Малкова А.С. Применение диаграмм парциальных давлений в металлургии.- М.: Металлургия, 1984.-160 с.

12. Бережной А.С. Многокомпонентные системы окислов.- Киев: Наукова думка, 1970.- 83 с.

13. Справочник по электротермическим процессам / Б.И. Емлин, М.И. Гасик.- М.: Металлургия, 1978.- 288 с.

14. Gossman G.I. Pyrometallurgy of Gold. Roasting of Concentrates // The Extractive Metallurgy of Gold in South Africa /Ed. G.G. Stanley. - Johannesburg, 1987.- Vol.1. - P. 345-377.

Поступилa в редакцию 21.06.2014. Принята к опубликованию 24.10.2014.

ՊԻՐԻՏԱՅԻՆ ԵՎ ՊԻՐԻՏ-ԽԱԼԿՈՊԻՐԻՏԱՅԻՆ ԽՏԱՆՅՈՒԹԵՐԻ ԲՈՎՄԱՆ ՄԵԽԱՆԻԶՄԻ ՀԵՏԱԶՈՏՈՒՄԸ ԴԻՖԵՐԵՆՑԻԱԼ-ՋԵՐՄԱՅԻՆ ՎԵՐԼՈՒԾՈՒԹՅԱՆ

ՄԵԹՈԴՈՎ

Լ.Ե. Սարգսյան, Ա.Մ. Հովհաննիսյան, Ա.Ա. Ֆրանգուլյան

Դիֆերենցիալ - ջերմային վերլուծության մեթոդով հետազոտված է պիրիտային և պիրիտ-խալկոպիրիտային խտանյութերի բովման մեխանիզմը` հիդրոմետալուրգիայի մեթոդներով պղնձի և երկաթի արդյունավետ կորզման համար գերազանցապես սուլֆատային բովվածք ստանալու օպտիմալ պայմանների հաստատագրման նպատակով: Ցույց է տրված պիրիտի և խալկոպիրիտի համատեղ առկայության ակտիվ ազդեցությունը խտանյութերում սուլֆիդ-սուլֆատային փոխակերպման ջերմաստիճանի իջեցման վրա` որպես հետևանք խալկոպիրիտի և երկաթի եռավալենտ սուլֆատի` պիրիտի ցածր ջերմաստիճանային օքսիդացման արգասիքի միջև պինդֆազային փոխազդեցության: Խտանյութերի բովման արգասիքներում ֆերիտների ու դժվարլուծելի այլ օքսիդային միացությունների գոյացումը կանխելու և ցածր ջերմաստիճաններում նրանցում գոյացած

39

երկաթի ու պղնձի հեշտլուծելի սուլֆատները պահպանելու համար երաշխավորված է բովումը կատարել 580 ± 10 0C ջերմաստիճանում (30…60 րոպե պահման տևողությամբ և ջրում արագ սառեցնելով բովված արգասիքը):

Առանցքային բառեր. պիրիտային և պիրիտ-խալկոպիրիտային խտանյութեր, սուլֆատացնող բովում, ֆազային փոխակերպումներ, սուլֆատների քայքայում:

STUDYING THE ROASTING MECHANISM OF PYRITE AND PYRITE-CHALCOPYRITE CONCENTRATES BY THE METHOD

OF DIFFERENTIAL-THERMAL ANALYSIS

L.Ye. Sargsyan, A.M. Hovhannisyan, A.A. Frangulyan

Based on the differential-thermal analysis, the roasting mechanism of pyrite and pyrite-chalcopyrite concentrates is studied to establish the optimum conditions for obtaining predominantly sulphate roasts most suitable for effective extraction of iron and copper by hydrometallurgical methods. The active influence of co-presence of pyrite and chalcopyrite on temperature drop of sulphide - sulphate conversion in concentrates as a result of a solid-phase interaction of chalcopyrite with tri-valent iron sulphate - the product of low-temperature oxidation of pyrite is shown. To avoid the formation of ferrite and other difficult to solve oxide compounds in the products of concentrate roasting, and in order to preserve them in easily soluble iron and copper sulphates formed at low temperatures, it is recommended to carry out roasting at the temperature of 580 ± 10 0C (with an exposure of 30 ... 60 min, and quenching the roasted product in water).

Keywords: pyrite ad pyrite-chalcopyrite concentrates, sulphatization roasting, phase conversions, sulphate decomposition.

40

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 543.253:669.4:621.7

СРАВНИТЕЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДОВ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ СОСТАВЛЯЮЩИХ ВО ВТОРИЧНОМ

СВИНЦОВОМ СЫРЬЕ

М.В. Мартиросян, Ж.М. Арстамян, Алла С. Агбалян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

Проведен аналитический контроль химического состава аккумуляторного лома при пирометаллургической переработке на металлический свинец. Установлено, что для определения содержания свинца во вторичном свинцовом сырье целесообразно применять гравиметрические и титриметрические методы. Описан ход аналитического контроля свинца в металлической фракции и активной массе при рециклинге свинцового аккумуляторного лома. Приведены формулы расчета содержания свинца в образцах из вторичного свинцового сырья. Определено количество серы (сульфат-ионов) гравиметрическим методом в пробах из активной массы. На базе стандартных методик усовершенствованы способы определения свинца при пирометаллургической переработке вторичного свинцового сырья. Ключевые слова: вторичный свинец, аккумуляторный лом, аналитический контроль, соединения свинца, металлическая фракция, активная масса, гравиметрический метод, титриметрический метод. Введение. В области вторичной металлургии при повторной переработке сырья (рециклинг) с целью извлечения из него как металлических, так и неметаллических составляющих одной из важных задач является повышение степени чистоты извлекаемых компонентов. Обычно перерабатываемое вторичное сырье имеет сложный химический и фазовый состав, что затрудняет технологию извлечения компонентов с последующим их рафинированием и приводит к ее удорожанию. Это актуально и для вторичного свинцового сырья, особенно в виде отработанных аккумуляторов или аккумуляторного лома, где свинец находится в различных формах (металлической, оксидной, сульфатной, сульфидной и т.п.). Относительно высокая летучесть и токсичность свинца и его соединений при разработке технологических схем процессов восстановления и рафинирования свинца требуют особого подхода. Рециклинг свинцового аккумуляторного лома с применением передовых технологий позволит успешно удовлетворить потребности металлического свинца в развивающемся аккумуляторном производстве республики.

41

На практике в большинстве случаев в результате металлургического передела свинцового аккумуляторного лома получают вторичный свинец-черновой, свинцово-сурьмянистые сплавы и черновой “мягкий” свинец, которые после рафинирования по различным технологическим схемам вновь возвращаются в производственный цикл. Качество вторичного свинца определяется технологическим процессом рециклинга и зависит от способа разделки аккумуляторного лома, применяемой схемы выплавки металлической фракции (сплав решеток, перемычек и полюсов), а также, что очень важно, от технологии передела и рафинирования оксидно-сульфатной фракции (активная масса (АМ) аккумулятора). Металлическая фракция (МФ) содержит значительное количество примесей, которые частично переходят в АМ в течение всего процесса эксплуатации аккумуляторной батареи и тем самым загрязняют АМ. Различными стандартами и нормативными условиями в “мягком” свинце лимитируются примеси сурьмы, висмута, олова, серебра, меди и т.д. Потребителями товарного свинца предъявляются жесткие требования к хими-ческому составу вторичного свинца. В табл. 1 приведены данные содержания примесей в свинце по условиям европейских нормативов [1]. Таблица 1

Химический состав “мягкого” свинца по европейским нормативам, %

При металлургической переработке аккумуляторного лома важное место занимает аналитический контроль химического состава промежуточной и конечной продукции во всем технологическом цикле, в результате которого может быть обеспечено получение “мягкого” свинца требуемой чистоты. На предприятиях переработки вторичного свинцового сырья стандартные методы контроля продукции используются (содержание основного металла-свинца и металлических примесей) на последней стадии передела. Как правило, эти методы применяются для определения свинца и сопутствующих металлов в сплавах, рудах и других природных объектах и т.д. [2,3]. Однако число стандартных методов очень ограничено, а методы определения свинца и металлических примесей во вторичном свинцовом сырье и в продуктах его металлургической переработки вообще отсутствуют. Наша практика и опыт показывают, что стандартные методы контроля не всегда обеспечивают требуемую точность определения химического состава

Pb Sb Bi Sn Ag Cu Cd Ni Zn As 99,99 0,0005 0,008 0,0005 0,0015 0,0005 0,0002 0,0002 0,0002 0,0005

99,985 0,0005 0,015 0,0005 0,0025 0,0005 0,0002 0,0002 0,0002 0,0005 99,97 0,001 0,03 0,001 0,005 0,003 0,001 0,001 0,0005 0,001 99,94 0,001 0,06 0,001 0,008 0,005 0,002 0,002 0,0005 0,001

42

получаемого товарного свинца. В связи с этим возникает необходимость усовершенствования и корректировки существующих методик определения свинца для аналитического контроля продуктов при пирометаллургической переработке вторичного свинцового сырья. В настоящей работе дается сравнительная характеристика использованных нами методов определения свинца при пирометаллургической переработке аккумуляторного лома на металлический свинец. Методика исследования. При аналитическом контроле химического состава как в исходном состоянии сырья, так и в промежуточных продуктах металлургического передела возникают определенные трудности, связанные с растворением исследуемого материала (оксиды свинца (II) и (IV), сульфат и сульфид свинца и, возможно, в небольших количествах другие его соединения). Для растворения проб на основе свинца обычно применяется соляная кислота. Однако свинец переходит в раствор не полностью, и результаты анализа получаются заниженными на 0,1…0,2%. Поэтому для полного разложения пробы нами применялась смесь соляной и азотной кислот. Можно пользоваться только азотной кислотой. Однако при наличии олова и сурьмы в образцах образуется осадок β-оловянной и сурьмяной кислот, который следует отфильтровать.

Для отделения свинца от серебра и висмута перед добавлением серной кислоты к раствору добавлялась соляная кислота, в результате чего осаждались хлористое серебро (AgCl) и оксихлорид висмута (BiOCl). После удаления осадка фильтрованием свинец осаждали добавлением серной кислоты, а затем для удаления HCl и HNO3 раствор выпаривали до появления белых паров SO3 [4].

В зависимости от содержания вещества в образцах нами были применены гравиметрические (весовые) и титриметрические (объемные) методы.

Обсуждение результатов Гравиметрические методы определения свинца. Из гравиметрических

методов определения свинца наиболее приемлемыми и оптимальными являются молибдатный и сульфатный [4,5]. Несмотря на то, что молибдат свинца (PbMoO4) менее растворим, чем сульфат свинца, не изменяется при прокаливании и имеет большую молекулярную массу, этот метод применяется реже. В случаях, когда после отделения свинца фильтрат подлежит дальнейшему анализу, введение в раствор молибдена может вызвать затруднения [3]. Поэтому для определения свинца нами был выбран сульфатный метод.

Сущность этого метода заключается в том, что осаждение свинца основано на нерастворимости сульфата свинца (PbSO4). Сульфат свинца имеет ряд недостатков: так, осадок PbSO4 частично растворяется в воде, при избытке

43

серной кислоты (образуется растворимая кислая соль) в присутствии соляной и азотной кислот и органических веществ. Однако при выполнении точных анализов возможно создать благоприятные условия для разделения и осаждения сульфата свинца. К примеру, отмывка осадка этиловым спиртом понижает растворимость сульфата свинца; органические вещества разрушают азотной кислотой; влияние мешающих элементов и летучих кислот устраняют выпариванием раствора до появления белых паров SO3. Таким образом, метод становится доступным, простым по выполнению и позволяет определить свинец в присутствии целого ряда элементов. Ход аналитического контроля свинца в МФ и АМ. Анализируемый раствор должен содержать менее 0,5 г свинца. Осаждение свинца проводили 9 н серной кислотой с последующим выпариванием раствора до появления белых паров SO3. После охлаждения к раствору приливали 60…70 мл воды и тщательно перемешивали. Через 5…6 часов или на следующий день осадок фильтровали через плотный беззольный фильтр, затем несколько раз промывали 2 н серной кислотой и 2…3 раза – этиловым спиртом. После этого осадок прокаливали при температуре 500…600 оC (при более высокой температуре осадок начинает разлагаться с выделением SO3, что влечет за собой уменьшение веса осадка и искажение результатов анализа) до получения постоянного веса сульфата свинца. Расчет содержания свинца в процентах производили по формуле

100,g

FαPb

(1)

где - масса полученного осадка PbSO4, г; g - масса навески, г; F - фактор вычисления свинца, который определяется следующим образом: 0,6832.

свинца сульфата масса аямолекулярнсвинца масса атомная

F (2)

Ниже приведены расчетные данные содержания свинца в металлической фракции и активной массе аккумуляторного лома:

Металлическая фракция Активная масса Содержание Pb, % 95,524; 95,336; 95,420 75,243; 75,305; 75,43.

Титриметрические методы определения свинца. Известные методы основаны на реакциях образования труднорастворимых солей молибдено-кислого (PbMoO4) и хромово-кислого (PbCrO4) свинца. Однако ни один из этих методов не является подходящим для нашего случая, так как вызывает необходимость предварительного отделения свинца от многих элементов, присутствующих в растворе, или маскирования мешающих ионов примесей [3,5,6].

44

В заводской практике наибольшее распространение получил комплексо-нометрический метод определения свинца [7,8], сущность которого заключается в том, что в качестве титрующего агента применяют динатриевую соль этилендиаминотетрауксусной кислоты (ЭДТА) (Na2[H2Y]). Последнюю называют комплексоном III, при этом свинец образует комплекс Na2[PbY]+1 по схеме

Na2[H2Y] + Pb2+ → Na2[PbY] + 2H+. (3) Индикатором служит металлохромный индикатор. Обычно металлохром-ными индикаторами являются органические вещества (часто окрашенные), ко-торые с ионами металлов образуют комплексные соединения, различающиеся между собой по окраске. Многие из этих индикаторов в растворе недостаточно устойчивы, поэтому их применяют в виде сухой смеси с хлористым натрием в соотношении 1:100. В растворе с определяемым ионом металла в присутствии индикатора образуется непрочный, окрашенный комплекс по схеме Men+ + Ind →MeInd. При титровании комплексоном последний из комплекса вытесняет индикатор, и с ионом металла образуется более прочный комплекс по схеме MeInd +Y2-→MeY+Ind. В растворе в точке эквивалентности появляется характерная для данного значения рН окраска свободного индикатора.

В аналитической практике в качестве индикатора чаще всего применяется ксиленоловый оранжевый (КО) [9,10], который с ионами свинца образует комплексное соединение фиолетового цвета. Титрование проводится в ацетатном буферном растворе с рН=5…6 [7,8]. Однако все сопутствующие двухвалентные ионы мешают, поэтому от них предварительно отделяют свинец в виде сульфата. В процессе отделения осадок загрязняется сульфатами железа, алюминия, щелочноземельных элементов, висмута, сурьмы, в результате чего титрование свинца становится невозможным. Поэтому разложение пробы и отмывку осадка сульфата свинца проводят тщательным образом. Навеску разлагают соляной кислотой в присутствии сульфата калия. Барит (BaSO4) не растворяется и определению свинца не мешает. Комплексонометрическое титрование свинца можно проводить также в присутствии индикатора эриохрома черного Т в аммиачной среде [6], который и был выбран нами для титриметрического определения свинца. Ход определения содержания свинца в МФ и АМ. К свинецсодержащему раствору добавляли 2 г винной кислоты (H2C4H4O6) и 10 мл концентрированного раствора аммиака (NH4OH). Раствор нагревали до 70…80 оC, затем приливали 7…8 капель 0,4%-ного спиртового раствора индикатора эриохрома черного Т и титровали 0,05 М раствором ЭДТА до перехода окраски раствора из розового цвета в синий.

45

При определении свинца в пробах из МФ или АМ нами был использован индикатор эриохром черный Т в виде сухой смеси с хлористым натрием в менее разбавленном соотношении - 1:20. В этом случае переход окраски раствора более резок. После добавления индикатора раствор нагревали до 70…80 оC, затем приливали концентрированный раствор аммиака до появления розово-малиновой окраски и титровали раствором ЭДТА до появления синей окраски. Переход окраски раствора очень резок, что не наблюдается при использовании ксиленолового оранжевого, а также других индикаторов [11]. Предложенный метод определения свинца может быть использован также после осаждения свинца в виде сульфата и растворения последнего в аммиачном растворе винной кислоты или тартрата (Na2C4H4O6). Результаты определения свинца в пробах гравиметрическим и комплексонометрическим методами приведены в табл. 2, из которой видно, что выбранные нами оба метода дают очень близкие значения данных о содержании свинца в металлической фракции аккумуляторного лома.

Таблица 2 Содержание свинца ( %) в металлической фракции, определенное

различными методами

Гравиметрические методы определения серы. Гравиметрические методы определения серы основаны на ряде протекающих реакций. После предварительного окисления серы до сульфат-иона по схеме S-2 + 8HNO3 → SO4

2- + 4H2O + 8NO2 (4) ее осаждают хлоридом бария (BaCl2) в виде сульфата бария (BaSO4) по реакции SO4

2- + BaCl2 → BaSO4 + 2Cl-. (5) При разложении продуктов свинцового производства универсальным способом определения общего содержания серы является спекание навески со смесью соды (Na2CO3) и оксида цинка (ZnO). Преимуществом метода является то, что водная вытяжка содержит мало примесей. Однако часто продукты не разлагаются полностью. Потому применяют окислительно-кислотное разложение (азотной или соляной кислотой с жидким бромом и т.д.) и сплавление навески с перекисью натрия и др. [2,3]. Сера встречается в виде растворимых сернокислых солей или серной кислоты в виде сульфатов.

Проба Гравиметрический метод Комплексонометрический метод 1 96,40 96,36 2 96,49 96,68 3 96,51 96,57

46

Определение серы в растворимых сульфатах не вызывает затруднений и выполняется методом осаждения сульфат-иона хлористым барием. Определение сульфат-иона в пробах АМ. В разбавленный серосодержащий раствор (0,1… 0,2 г сульфат-иона) добавляли до 150…200 мл дистиллированной воды и 3…5 мл 1 н HCl. Полученный раствор нагревали до кипения с медленным перемешиванием. Затем добавляли разбавленный 5%-ный раствор хлористого бария и оставляли на день. После фильтрования раствора через плотный фильтр (синяя лента) осадок сначала несколько раз промывали подкисленной водой, затем дистиллированной водой до удаления хлор-иона. Осадок прокаливали при 800…900 оC, охлаждали и взвешивали. Расчет серы в процентах производится по формуле

100,g

FαS

(6)

где - вес сульфата бария после прокаливания осадка, г; g - масса навески, г; F - аналитический фактор, который определяется следующим образом: Содержание серы, вычисленное по (23) и (24), составило в среднем 9,356% (9,362; 9,335; 9,372) в пробах активной массы аккумуляторного лома. Заключение. Проведен сравнительный анализ методов определения свинца и серы в металлической фракции, а также в активной массе аккумуляторного лома при его пирометаллургической переработке. Показано, что существующие стандартные методы невозможно применять для определения свинца во вторичном свинцовом сырье и в продуктах его переработки. Усовершенствованы гравиметрические и титриметрические методы определения содержания свинца и серы в пробах металлической фракции и активной массы аккумуляторного лома. Эти методы рекомендуется применять в качестве аналитического контроля товарной продукции (металлический свинец) при пирометаллургической переработке вторичного свинцового сырья. Работа выполнена при финансовой поддержке фонда Государственного комитета науки при Министерстве образования и науки РА, грант 13- 2F046.

Литература

1. Lamm K.F. Secondary Lead // Erzmetall. - 1998. -V. 51, N 6. - P. 119-132. 2. Методы аналитического контроля в цветной металлургии. Часть 1.- Руководство/

М-во цветной металлургии СССР. - М.: М-во цветной металлургии, 1976. - 327 с.

F = = 0,134.

атомная масса серы молекулярная масса BaSO4

(7)

47

3.ьГиллебранд В.Ф., Лендель Г.Э., Брайт Г.А., Гофман Д.И. Практическое руководство по неорганическому анализу. - М.: Госхимиздат, 1960. -1016 с.

4. Бабко А.К., Пятницкий И.В. Количественный анализ.- М.: Высшая школа, 1962.- 508 с.

5. Тарасевич Н.И. Руководство к практикуму по весовому анализу. - М.: МГУ, 1959. - 240 с.

6. Шарло Г. Методы аналитической химии. Количественный анализ неорганических соединений. Часть вторая. - М.: Химия, 1969. - 539 с.

7. Фритц Дж., Шенк Г. Количественный анализ. - М.: Мир, 1978. - 557 с. 8. Шварценбах Г., Флашка Г. Комплексонометрическое титрование.- М.: Химия,

1970.- 360 с. 9. Саюн М.Г., Царева К.Х., Гладышева К.Ф. Методы анализа руд и продуктов

цветной металлургии // Сборник научных трудов ВНИИцветмета.- М.: Металлургия, 1976.- № 13. - С. 7-13.

10. Королев А.Н., Койчев М.К. Определение свинца с применением индикаторов ксиленолового оранжевого и метилтимолового синего // Заводская лаборатория. - 1959. - Т. 25, № 5.- С. 546-553.

11. Suk W., Malat M. Complexonometric Determination of Lead in alloes // Chemist Analyst.- 1956. - V. 45, № 1.- P. 30-36.

Поступила в редакцию 24.06.2014.

Принята к опубликованию 24.10.2014.

ԿԱՊԱՐԻ ԵՐԿՐՈՐԴԱՅԻՆ ՀՈՒՄՔՈՒՄ ՄԵՏԱՂԱԿԱՆ ԲԱՂԱԴՐԻՉՆԵՐԻ ՈՐՈՇՄԱՆ

ՄԵԹՈԴՆԵՐԻ ՀԱՄԵՄԱՏԱԿԱՆ ԲՆՈՒԹԱԳԻՐԸ

Մ.Վ. Մարտիրոսյան, Ժ.Մ. Առստամյան, Ալլա Ս. Աղբալյան

Կատարված է ակումուլյատորային ջարդոնի քիմիական կազմի անալիտիկ

հսկողություն պիրոմետալուրգիական վերամշակումով մետաղական կապար ստանալիս:

Հաստատվել է, որ կապարի երկրորդային հումքում կապարի բաղադրությունները որոշելիս

նպատակահարմար է կիրառել ծանրաչափական և տիտրաչափական մեթոդները:

Նկարագրված է կապարային ակումուլյատորային ջարդոնի ապացիկլայնության դեպքում

մետաղական չափաբաժնում և ակտիվ զանգվածում կապարի անալիտիկ հսկողության

ընթացքը: Ներկայացված են կապարային երկրորդային հումքի նմուշներում կապարի և

բիսմուտի պարունակության հաշվարկման բանաձևերը: Ակտիվ զանգվածի նմուշներում

ծանրաչափական մեթոդով որոշվել է ծծմբի (սուլֆատ-իոնների) քանակությունը: Հիմնվելով

հայտնի ստանդարտ մեթոդների վրա՝ կատարելագործվել են կապարի որոշման

48

եղանակները երկրորդային կապարային հումքի պիրոմետալուրգիական վերամշակման

դեպքում:

Առանցքային բառեր. երկրորդային կապար, ակումուլյատորային ջարդոն, անալիտիկ

հսկողություն, մետաղական բաղադրիչ, ակտիվ զանգված, ծանրաչափական և

տիտրաչափական մեթոդներ:

COMPARATIVE CHARACTERISTICS OF THE METHODS FOR DETERMINING THE METALLIC COMPONENTS IN THE SECONDARY LEAD RAW MATERIALS

M.V. Martirosyan, Z.M. Arstamyan, Alla S. Agbalyan

An analytical control of the chemical composition of the battery scrap at pyrometallurgical processing of metallic lead is carried out. It is established that to determine the lead content in the secondary lead raw materials, it is expedient to apply the gravimetric and titrimetric methods. The progress of analytical control of lead in the metallic fraction and the active mass

at recycling of the lead battery scrap is described. The formulae for calculating the content of

lead in the samples of the secondary lead raw materials are introduced. The amount of sulfur is determined gravimetrically (sulfate-ions) in the samples from the active mass. Based on standard techniques, the methods for determining the lead at pyrometallurgical processing of secondary lead compounds are improved. Keywords: secondary lead, battery scrap, analytical control, metallic fraction, active mass, gravimetric method, titrimetric method.

49

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 621.762

СТРУКТУРА И СВОЙСТВА АРМИРОВАННЫХ МАТЕРИАЛОВ, ПОЛУЧЕННЫХ ЭКСТРУЗИЕЙ

А.С. Петросян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

Дан анализ технологических исследований с целью получения композиционных материалов, армированных дискретными волокнами. Микрорентгеноспектральным анализом граничных фаз волокно-матрица установлена зависимость структурных фаз от режимов экструзии композиций. Установлено, что кратковременный нагрев при температурах экструзии обеспечивает глубину зоны взаимодействия волокно-матрица в пределах 1…4 мкм. Исследования зоны взаимодействия и прилегающих участков волокна-матрицы показали, что они имеют более высокую твердость, чем волокно и матрица в исходном состоянии, что обеспечивает высокие механические свойства композиционного материала. Ключевые слова: матрица-волокно, композиционный материал, зона взаимо-действия, экструзия, структурные изменения, механические свойства. Введение. В армированных материалах поверхности раздела волокно-матрица, по существу, предопределяют свойства композиционного материала (КМ), в частности, их совместимость. Так, реакции взаимодействия между матрицей и волокнами обычно снижают прочность волокон [1]. В общем случае возможны реакции трех типов: 1) взаимная нереакционная способность и нерастворимость ( *BAl ,

*WCu , *MoCu , *CoCu ); 2) взаимная нереакционная способность, но растворимость ( *CrCu ,

*NiFe , *MoFe , *WFe и др.);

3) химическое взаимодействие с образованием соединений ( *CFe , *FeTi , *FeAl и др.).

Если химический процесс протекает в диффузионной области, то толщина образовавшегося слоя описывается выражениями [1]

x=A τQ/RT)exp( ,

x=K τ , K=A Q/RT)exp( ,

50

где x - толщина реакционной зоны, мкм; - время, с; K – константа скорости реакции, см/с1/2; A, Q – постоянные.

В [1] изучены реакции взаимодействия бора со сплавом Mo1Al8Ti . В качестве продукта реакции выявлен диборид титана 2TiB . Композиты отжигались в интервале температур 650...1000 C с выдержкой до 200 ч. Толщина слоя диборида в этих условиях возрастала от 1 до 9 мкм (рис. 1) [2].

На основе механических свойств композита Al-сталь* произведена оценка поверхности раздела и элементов субструктуры. Построены диаграммы растяжения композита до и после отжига. Как и следовало ожидать, с увеличением продолжительности отжига механические свойства снижаются (рис. 2). Диффузионные процессы приводят к образованию хрупких интерме-таллидных соединений на поверхностях раздела. При рентгеновском микроанализе, проведенном после отжига, был обнаружен однофазный слой тройного интерметаллида CrAlFe [2].

Пр о до лж итель н ос ть отж иг а t, ч

0 2 00 400 600 800 10 00

2

4

6

8

10

1 5 10 2 0 1 00 30 0

760

650

538 C Тол

щин

а сл

оя д

ибор

ида

, м

км

1038 882 927 81 1

1/2c c,tt

Рис. 1. Кинетика роста диборида в композите < *BTi >; )( ett - скорректированное время [1]

Рис. 2. Кривые растяжения <нап-ряжение-деформация> для КМ <Al - нержавеющая сталь*> ( вV = 6,5%): 1 – после прессова-ния; 2 – отжиг при 550 оС в те-чение 24 ч; 3 - отжиг при 625 оС в течение 24 ч; 4 – матрица [3]

Таким образом, чтобы механические свойства армированных материалов

были на достаточно высоком уровне, интерметаллидный слой на поверхности раздела не должен превышать 0,5...1,0 мкм.

* - армирующий компонент

51

Целью настоящей работы является анализ технологических исследований с целью получения КМ, армированных дискретными волокнами, а также изучение закономерностей структурного разрушения композиционного материала, что и определяет механические свойства КМ.

1. Анализ технологических исследований. Композиции *FeCu , *MoCu и *MoFe получали горячей экструзией. Tак как образцы

подвергались кратковременному нагреву ( =15...20 мин) при температурах экструзии 750 и 1150C, то толщина зоны взаимодействия волокно-матрица колебалась в сравнительно узких пределах (2...4 мкм). Кoличественный микрорентгеноспектральный анализ композиции *FeCu показал, что в *Fe волокна на глубину 2,5 мкм диффундирует Cu (установка JХA-5, Япония). Исследования проведены в Институте металлургии Республики Грузия. Твердость переходной зоны составляла 250 HV, Cu 100~ , *Fe 190~ HV. Компоненты композиции *MoCu четко разграничены. Волокна ориентиро-ваны в направлении экструзии [4].

Медь и молибден в обычных условиях не проявляют взаимной растворимости ни в твердом, ни в жидком состояниях [1]. Твердость зоны взаимодействия в среднем колебалась в пределах 200...260 HV. При некоторых режимах экструзии фиксировались участки твердостью до 500...600 HV. В зоне взаимодействия не выявлено образования каких-либо новых фаз.

Исследование фазового состава переходной зоны композиции MoFe * показало, что кратковременное повышение температуры до 1150 C при экструзии не вызывает утолщения зоны взаимодействия (мкм). Атомное содержание железа в зоне составляет 50...55%, молибдена – 45...55%, вследствие чего образуются интерметаллид Mo2Fe3 и твердый раствор на основе Мo. Преобладающей фазой в зоне взаимодействия является твердый раствор на основе молибдена. Характер разрушения композиций определяется в основном поведением волокон в условиях напряженно-деформированного состояния. Высокие механические свойства армированных композиционных материалов, полученных нами экструзией (рис. 3, 4), объясняются тем, что ориентиро-ванность и высокая прочность сцепления волокон с матрицей препятствуют образовaнию и развитию шеек на волокнах, что создает благоприятные условия для равномерной пластичeской деформации по всей длине волокна, а следовательно, 100%-ной реализации его прочностных свойств [4].

В практике армирование композиционных материалов осуществляется как непрерывными, так и дискретными волокнами. В этой связи требуется их прочностная оценка, а именно, при каких параметрах волокна могут воспринять

52

максимальную нагрузку с учетом материала волокон и матрицы, а также технологии получения композиций на их основе.

Рис. 3. Зависимость предела прочности КМ при растяжении от объемной доли волокон: 1, 4 – расчетные значения для материалов на основе меди, армированной волокнами стали ( в =1000 МПа) и

вольфрама ( в =2200 МПа); 2, 3 – экспе-риментальные значения для экструдиро-

ванных композиций *FeCu , *MoCu

Рис. 4. Зависимость прочности при растя-жении КМ, упрочненных волокнами из Стали 55, от объемного содержания волокон: Cu-Сталь*, 1 - 20C, 2 - 200C, 3 - 300C

Как известно, зависимость между критической длиной кр и прочностью

связи при сдвиге св волокон выражается уравнением [3]

св

вкр

d2

, (1)

где d – диаметр волокна; в - прочность волокна. Критическая длина волокон, а также касательные напряжения могут быть

оценены различными методами. Один из них основан на определении прочности КМ в зависимости от объемного содержания дискретных волокон [3]:

BMBкр VV

1

21 *

âê , кр ; (2)

в , МПа

Vв, %

53

BVVr MBк 1

2*

, кр , (3)

где r – радиус волокна, мкм; - касательные напряжения, МПа; к , â -

прочность КМ и волокна соответственно, МПа; , кр - исходная и критическая

длина волокна соответственно, мм; BV - объемная доля волокна, %; *M -

прочность матрицы во время разрыва, МПа. Дифференцируя уравнение (2), получим [3]

ddVd кр

Мвв

к

/1

2в*

d, кр . (4)

Если согласно (4) графически построить зависимость вV

d к

d

от d/

1

, то

угол наклона линейной части выражения (4) составит

dtg крв

2

. (5)

Критическую длину волокон ( кр ), найденную по зависимостям (4) и (5), можно принять для оценки прочности связи по уравнению (1).

Другой метод основан на анализе фактической поверхности изломов образцов, армированных дискретными волокнами. На поверхности излома можно подсчитать число волокон, вырванных из матрицы ( вn ), и число

разорванных волокон ( ðn ). Их численные отношения можно выразить через

критическую длину волокна [3]:

P

в

nn

= 1кр

. (6)

Найденные из формулы (6) значения кр можно использовать для оценки прочности связи по уравнению (1).

Для металлографического анализа нами были изготовлены опытные образцы (D=18,5 мм, H=14 мм, Vв =25 об.%), армированные волокнами из стали марки 55 (d=0,28 мм, d/ 20) и молибдена марки МЧ (d=0,12 мм, d/ 30). Экструзией (TЭ=850С и 1150С, 15…20 мин, = 5) получены заготовки с беспористой структурой. В качестве травителя был взят 4%-ный раствор HNO3 для композиций на основе железа и 8%-ный раствор CuCl2 в аммиаке для композиций на основе меди. Зона взаимодействия изучалась микрорентгено-спектральным анализом на установке JXA-5 (Япония).

54

Композиционный материал Cu-сталь*, с точки зрения взаимодействия на границе раздела матрица-волокно, практически не изучен. Это обстоятельство, в частности, объясняется тем, что при исследовании армированных материалов были использованы результаты работ по сварке и прокатке разнородных материалов [1]. В общем случае взаимодействие этих металлов является довольно сложной задачей, поскольку медь и железо имеют весьма ограниченную взаимную растворимость в твердом состоянии, плохую смачиваемость и сильно различающиеся температуры кристаллизации [2].

Из диаграммы состояния Cu-Fe [1] следует, что при диффузии железа в медь образуется -фаза. Растворимость железа монотонно увеличивается от 0,3...0,35% при 700С до 2,6...2,9% при 1000 С. При диффузии меди в -Fe образуется ограниченный твердый раствор. В диапазоне 750...835 С растворимость меди возрастает до 3,5%. Пресыщение - и -твердых растворов приводит к образованию при 835 С -твердого раствора Cu в Fe. В интервале температур 835...910 С растворимость меди в -Fe уменьшается, причем медь снижает температуру - превращения в железе. При этих температурах могут сосуществовать как -, так и -твердые растворы меди в железе, причем предельная раствoримость меди в -Fe больше, чем в -Fe (рис. 5).

Для обеспечения прочной связи <волокно-матрица>, т.е. увеличения взаимной растворимости железа и меди при экструзии, на стальные волокна осаждали слой никеля, основываясь на [1], а затем подвергали их меднению. Согласно диаграмме состояния Fe-Ni-Cu, никель значительно увеличивает растворимость железа в меди и меди в железе с образованием ограниченных растворов в -Fe ниже 910 C и непрерывного ряда твердых растворов -Fe и медью при температуре выше 910 C.

На рис. 6 приведены сканограммы распределения элементов в системе Cu-Ni-Fe. В связи с тем, что образцы подвергались кратковременному нагреву (15...20 мин) при температурах экструзии, ширина зоны взаимодействия волокно-матрица колеблется в пределах 2...4 мкм, что хорошо видно из рис. 6 г. Количественный микрорентгеноспектральный анализ показывает, что в железе (волокно) на глубине 2,5 мкм содержится до 0,4% Cu. Зоны взаимодействия и прилегающие к ним участки имеют более высокую микротвердость, чем сталь и медь в исходном состоянии. Так, на участках повышенной травимости переходной зоны микротвердость составляет порядка 250 HV (меди ~100 HV, стали 55~190 HV).

55

Одной из важных проблем материаловедения, без решения которой почти невозможно создание КМ, является установление связи между структурой и прочностью материала. Изучение строения изломов, т.е. фрактографии, приобретает особое значение, поскольку позволяет получить весьма ценную информацию о механизме структурного разрушения материала [4].

Рис. 5. Диаграмма состояния железо-медь

Рис. 6. Распределение элементов в композиции <Cu-сталь*> после экструзии

850 оС. Изображение в рентгеновских лучах: а – в отраженных электронах; б – в лучах Cu; в – в лучах Ni; г – изменение интенсивности рентгеновского излучения Cu и стали (х 600)

К сожалению, при изучении тонкого строения изломов объектом

исследования, за немногими исключениями, были, как правило, кованые или литые стали. Известно также несколько работ, в которых метод электронной фрактографии применен для композиционных материалов [5-7]. Изучение процесса разрушения армированных материалов позволяет наблюдать в изломе

56

не только трехмерное изображение зеренной структуры матрицы и волокна, но и структуру переходной зоны.

Однако до сих пор совершенно не изучены даже основные закономерности структурного разрушения КМ, армированного высокопрочными волокнами.

2. Изучение закономерностей структурного разрушения композицион-ного материала. Микроструктура КМ Cu-Ni-Fe исследована на универсальном микроскопе ГИУА NU2Е (Германия). Фотографии этих структур (рис. 7) показывают четкую границу матрица-волокно. Видно также, что волокна ориентированы в направлении экструзии. В процессе экструзии медь полностью рекристаллизуется, а структура стальных волокон состоит из вытянутых зерен феррита и перлита. Вблизи границы контакта наблюдается постепенное уменьшение фрагментации зерен и понижение травимости.

а) б)

Рис. 7. Микрофотографии композиций <Cu-сталь*> (х 320): а – поперечный срез; б – продольный срез

Кроме того, нами на установке Nanolab 7 (ФРГ) исследован характер

разрушения опытных образцов КМ (VВ=25 об.%) на основе порошков железа и меди, армированных волокнами из стали марки 55 (d=0,28 мм, д/ =20) и молибдена марки МЧ (d=0,12 мм, д/ =30). Исследования проведены в Институте металлургии Республики Грузия. Изломы получены в результате ударного разрушения образцов размером 10х10х55 мм с глубиной надреза 2,5 мм и радиусом закругления 2,5 мм.

Фрактограммы изломов композиций Cu-Fe*, полученных по оптимальным режимам экструзии, отражают ориентированность армирующей фазы, их равномерное распределение и прочную связь с матрицей (рис. 7 а, б). Участок разрушения, выделенный на рис. 8 a, в, иллюстрирует разрушение волокна, концы которых находятся в плоскости разрушения матрицы. Важно отметить, что снимок отражает рифленые контуры стальных волокон.

Структура волокна после разрушения не претерпевает существенных изменений (рис. 8 б). Ступеньки скола сложной конфигурации граничат с немногочисленными фасетками. Разрушение осуществлялось по механизму слияния микропор. Фрактограмма матрицы (рис. 8 г) характеризует основной механизм разрушения – разделение по границам зерен, сопровождающееся

57

слиянием микропор. Зерно-граничные фасетки ориентированы под углом к оси деформационных напряжений.

а) б)

в) г)

Рис. 8. Поверхность разрушения при ударе КМ Cu-Fe*: а – распределение волокон в матрице (x 50); б – структура волокна (х 2500); в – то же, при увеличении (х 250); г – структура матрицы (х 1250) Выводы. Таким образом, характер разрушения композиционных материалов определяется в основном поведением арматуры в условиях напряженно-деформированного состояния. Ориентированность и прочность сцепления волокон с матрицей препятствуют образованию и развитию шеек на волокнах. Это создает благоприятные условия для развития равномерной пластической деформации по всей длине волокна, а следовательно, 100%-ой реализации его прочностных свойств, т.е. максимальных значений. Подтверждением такому выводу служит и то обстоятельство, что ни на одной из фрактограмм не обнаружены вырывы волокон из матрицы, что говорит об эффективности экструзии для получения композиционных материалов.

Литература

1. Соколовская Е.М., Гузей Л.С. Физико-химия композиционных материалов. – М.:

Изд-во МГУ, 1978.- 256 с. 2. Композиционные материалы. Поверхности раздела в металлических композитах /

Под ред. И.Л. Светлова. – М.: Мир, 1978. – Т.1. – 437 с. 3. Прочность композиционных материалов / Д.М. Карпинос, Г.Г. Максимович и др.

– Киев: Наукова думка, 1978. – 236 с. 4. Петросян А.С. Порошковая металлургия и технология композиционных

материалов. – Ереван, 2007. – 240 с. 5. Андриевский Р.А., Рагуля А.В. Наноструктурные материалы. – М.: Академия,

2005. – 192 с.

58

6. Фрактография, прокаливаемость и свойства сплавов / М.П. Браун, Б.Б, Винокур, Н.П. Александрова и др. – Киев: Наукова думка, 1966. – 312 с.

7. Фрактография и атлас фрактограмм: Справочник / Под ред. М.Л. Бернштейна. – М.: Металлургия, 1982. – 489 с.

Поступила в редакцию 22.06.2014.

Принята к опубликованию 24.10.2014.

ԱՐՏԱՄՂՄԱՆ ԵՂԱՆԱԿՈՎ ՍՏԱՑՎԱԾ ԱՄՐԱՆԱՎՈՐՎԱԾ ՆՅՈՒԹԵՐԻ ԿԱՌՈՒՑՎԱԾՔԸ ԵՎ ՀԱՏԿՈՒԹՅՈՒՆՆԵՐԸ

Հ.Ս. Պետրոսյան

Ներկայացված է կարճ լարերով ամրանավորված կոմպոզիցիոն նյութերի ստացման

տեխնոլոգիական հետազոտությունների վերլուծություն: Մայրակ-լար սահմանային գոտու միկրոռենտգենոսպեկտրային վերլուծությամբ բացահայտվել է կառուցվածքային փոփոխությունների կախվածությունը կոմպոզիցիայի արտամղման ռեժիմներից: Արտամղման ջերմաստիճաններում կարճատև տաքացումն առաջացնում է 1…4 մկմ խորությամբ փոխազդեցության գոտի, որի կարծրությունը գերազանցում է լարի և մայրակի ելքային համանման արժեքները, ինչը ապահովում է կոմպոզիցիոն նյութի մեխանիկական բարձր հատկությունները:

Առանցքային բառեր. մայրակ-լար, կոմպոզիցիոն նյութ, փոխազդեցության գոտի, արտամղում, կառուցվածքային փոփոխություններ, մեխանիկական հատկություններ:

THE STRUCTURE AND PROPERTIES OF REINFORCED MATERIALS OBTAINED BY EXTRUSION

H.S. Petrosyan

Technological investigations for obtaining composite materials reinforced with

discrete fibers are analyzed. The dependence of structural phases on the compositions’ extrusion modes is established by X-ray microspectral analysis of fiber – matrix boundary phases. It is revealed that short-term heating at extrusion temperatures ensures the depth of fiber-matrix interaction zone within the range of 1…4 mkm. The studies of the fiber-matrix interaction zone and adjacent segments have shown that they possess higher solidity than the fiber and the matrix at their initial state. This ensures high mechanical properties of composite materials.

Keywords: matrix – fiber, composite material, interaction zone, extrusion structural changes, mechanical properties.

59

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 621.762:621.921.34 МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ПАРАМЕТРОВ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО РЕЖИМА ИЗГОТОВЛЕНИЯ АЛМАЗНО-МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ КОМПОЗИЦИИ НА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

Артак С. Агбалян, А.М. Мартиросян, Н.А. Ордян, А.Н. Казарян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

Изучена и установлена возможность получения алмазно-металлической спеченной композиции с необходимыми физико-механическими свойствами за счет изменения технологических параметров режима изготовления. Выявлено, что металлическая связка на основе медь-олово с добавками железа, никеля, дробленой чугунной стружки и карбида бора по своим физико-механическим свойствам отвечает всем требованиям, которые необходимы связке при использовании ее в качестве матрицы в производстве алмазных инструментов. Показано, что для алмазного инструмента того или иного назначения, исходя из режимов его работы и обрабатываемого материала, можно выбрать оптимальный технологический параметр изготовления.

Ключевые слова: алмазный инструмент, связка, режим, термофиксация, камень, фреза.

Введение. Как известно [1], эффективность работы алмазного инструмента зависит главным образом от выбора связки. Для обработки труднообрабатываемых материалов (природные строительные материалы, кварц, полупроводники и др.) применяют металлические связки. Последние представляют собой композиции металлов, легированные различными элементами или их соединениями, обеспечивающие различную по твердости матрицу. По мере совершенствования технологии синтеза алмазов появилась возможность получения и промышленного выпуска высокопрочных, термостойких синтетических алмазных порошков марок АС 160 и выше. Поэтому сегодня для инструментов необходимо в первую очередь разработать составы более износостойких связок, позволяющих наиболее полное использование ресурсов этих алмазов. Требования, предъявляемые к связкам, весьма разнообразны и зависят, в основном, от вида обработки и обрабатываемого материала, но самое главное - связка должна работать в режиме самозатачивания.

Постановка задачи и обоснование методики. В настоящее время отсутствуют научно обоснованные рекомендации по выбору рациональных

60

сочетаний прочности алмазов, их зернистости, концентрации с учетом физико-механических свойств металлических композиций, а существующие в литературе рекомендации по применению в инструментах на различных металлических связках тех или иных сочетаний носят общий характер.

Исходя из вышесказанного, изучение физико-механических свойств разработанной нами связки [2] на основе медь-олово с добавками железа, никеля, чугунной стружки и карбида бора при различных технологических режимах формования и возможностях получения матрицы необходимой твердости в процессе изготовления инструмента является актуальной задачей и имеет большое практическое значение. Результаты исследования физико-механических свойств изучаемой связки, на наш взгляд, позволят на практике, варьируя технологическими параметрами изготовления, получать композиционные спеченные изделия (алмазные инструменты) с оптимальными характеристиками для максимально эффективной обработки природных материалов из камня резанием, шлифованием или сверлением.

Прочность алмазно-металлического спеченного композиционного материала зависит от энергии химической связи между элементами, составляющими эту композицию [3]. При проведении экспериментов в образцах вместо более дешевого, заменяющего алмазы абразивного порошка использовали алмазные порошки АС32 250/200 средней прочности. В этом случае обеспечивается полная идентичность результатов исследований с работой алмазных инструментов, изготовленных с применением этой связки, поскольку учитывается также и степень адгезии металлической связки к алмазу.

Результаты исследования. С целью проведения экспериментов было изготовлено 96 партий (по 6 штук в каждой партии) алмазно-металлических прямоугольных образцов (брикетов) размерами 24x8,5x8,5 мм. В процессе изготовления образцов неизменной была только температура спекания Т=720±10 оС. Параметры варьирования: выдержка (продолжительность термофиксации) t, мин; давление горячей формовки (прессования) Pф, МПа; относительная концентрация алмазных порошков К, %.

У всех образцов определены твердость и прочность на сжатие по длине. Результаты проведенных экспериментов представлены на рис. 1 - 4.

Основным показателем износостойкости спеченных образцов является твердость. Значения этого показателя при различных давлениях горячей формовки и времени термофиксации помогут определить влияние этих технологических параметров на физико-механические характеристики изучаемой связки. Представленные на рис. 1а-г зависимости твердости спеченных композиционных образцов при различных значениях концентраций, давлениях горячего прессования и выдержках показывают, что при одинаковых

61

значениях горячей формовки в интервале 40…140 МПа образцы, изготовленные при 15- минутной выдержке, по твердости значительно уступают образцам с 30-, 45-, 60- минутными выдержками. Близость же результатов твердостей образцов с 30-, 45-, 60- минутными выдержками позволяет сделать вывод, что уже при 30- минутной выдержке процесс химического взаимодействия элементов алмазно-металлической композиции в основном завершается, и дальнейшее увеличение продолжительности термофиксации незначительно влияет на формирование физико-механических свойств. Что касается давления горячей формовки, то, как видно из графиков, уже при значениях всего 60 МПа и выдержке 30 мин можно получить композиции, твердость которых, в зависимости от относительной концентрации алмазов (25, 50, 75, 100%), составляет HRB=84…81 ед., а в интервале от 100 до 140 МПа обеспечивается твердость образцов от HRB~ 91…89 ед. до HRB~96…94 ед. Такие же значения твердостей имеют некоторые металлические связки [3 - 5], используемые для изготовления алмазных инструментов, но эти значения получаются при более значительных давлениях горячей формовки, что свидетельствует о перспективности предлагаемой связки для производства алмазных инструментов. Сравнительный анализ результатов измерений (рис. 1 а - г) показал, что при одинаковых технологических режимах изготовления твердости спеченных образцов остаются практически неизменными с изменением в них относительной концентрации алмазных порошков от 25 до 100%.

Другим важным показателем для алмазно-металлических композиционных материалов, учитывая условия работы алмазных инструментов, является прочность. По результатам испытаний спеченных композиционных образцов 24x8,5x8,5 АС32 250/200 25…100% построены зависимости прочности на сжатие от давления горячего прессования (формовки) при различных значениях выдержки.

Из графиков, представленных на рис. 2а–г, видно, что образцы, изготовленные с 15-минутной выдержкой температуры спекания, по прочностным показателям заметно уступают образцам с 30-, 45-, 60- минутной продолжительностью термофиксации (величина давления горячей формовки всех образцов была одинакова - от 40 до 140 МПа). Значения прочностей образцов, изготовленных при выдержках 30, 45, 60 мин и давлениях горячего прессования 100 МПа и более, расположены довольно близко друг к другу (рис. 3), что свидетельствует о правильности наших выводов, а именно: процесс химического взаимодействия элементов, составляющих алмазно-металлическую композицию, в основном, завершается при 30- минутной продолжительности термофиксации.

62

Как видно из графиков (рис. 2 а - г), прочность спеченных образцов резко увеличивается с повышением давления горячей формовки от 40 до 100 МПа. Прочности образцов, полученных при давлениях 120 и 140 МПа, не слишком отличаются от образцов, изготовленных при давлениях 100 МПа, однако при одинаковых технологических режимах изготовления алмазно-металлических образцов показатели прочностей понижаются с изменением в них относительной концентрации алмазного порошка от 25 до 100% (рис. 4).

Рис. 1. Зависимости твердости спеченных композиционных образцов 24x8,5x8,5 AC32 250/200 при различных продолжительностях термофиксации: а – 25% от давления горячей формовки; б – 50% от давления горячей формовки; в – 75% от давления горячей формовки; г – 100% от давления горячей формовки

МПа

HRB

мин. (продолжительность термофиксации)

HRB

МПа мин.

МПа мин.

HRB

МПа

мин.

HR

HRB

а) б)

в) г)

63

Рис. 2. Зависимости прочности на сжатие спеченных композиционных образцов 24x8,5x8,5 AC32 250/200 при различных продолжительностях термофиксации: а – 25% от давления горячей формовки; б – 50% от давления горячей формовки; в – 75% от давления горячей формовки; г – 100% от давления горячей формовки

Вышесказанное объясняется тем, что энергия химической связи

металлических составляющих элементов связки более высокая, чем какого-либо элемента с алмазным зерном [6]. Поэтому если рассматривать алмазные зерна как поры, то будет ясно, что с увеличением относительной концентрации алмазных порошков в образцах энергия связи алмазно-металлического

МПа

МП

а

МПа МПа

мин. мин.

МПа

МП

а

МПа МПа

мин. мин.

a) б)

в) г)

64

композиционного материала уменьшается, и разрушение их наступает при более низких нагрузках.

Рис.3. Зависимости прочности на сжатие спеченных композиционных образцов 24x8,5x8,5 AC32 250/200, 50% от продолжительности термофиксации при различных давлениях горячей формовки

Рис. 4. Зависимости прочности на сжатие спеченных композиционных образцов 24x8,5x8,5 AC32 250/200 от концентрации алмазных порошков при различных давлениях горячей формовки и продолжительности термофиксации 30 мин

Заключение. На основании полученных результатов сделаны следующие выводы:

1) металлическая связка на основе медь-олово с добавками железа, никеля, дробленой чугунной стружки и карбида бора по своим физико-

МП

а

МПа

мин

МПа

МПа

65

механическим свойствам отвечает всем требованиям, которые необходимы связке при использовании ее в качестве матрицы в производстве алмазных инструментов;

2) меняя технологические режимы изготовления, в частности давление горячей формовки и продолжительность термофиксации, можно использовать эту связку для изготовления алмазных инструментов с необходимыми рабочими характеристиками, обеспечивающими эффективную обработку резанием, шлифованием и сверлением природных камней различной твердости;

3) на основе этой связки можно изготовить алмазные инструменты разного назначения, что свидетельствует о технологичности изучаемой связки.

С целью подтверждения наших выводов были изготовлены алмазные пальцевые фрезы для обработки природных камней разных твердостей на станках с ЧПУ, которые были испытаны в производственных условиях. Наиболее эффективными в процессе обработки (фрезерования) гранита (высокая производительность с удовлетворительной износостойкостью) оказались фрезы со средними показателями твердости HRB~80 ед., у которых производительность обработки в 1,5 раза выше, чем у аналогичного инструмента с показателями твердости HRB~100 ед., хотя последние превосходно проявили себя при обработке природного песчаника (базальта).

Следует отметить, что уникальность и технологичность предлагаемой связки еще и в том, что, меняя лишь режимы ее изготовления, можно получить высокопроизводительные алмазные инструменты для конкретного обрабатываемого материала и оборудования с максимальной эффективностью работы.

Литература

1. Галицкий В.Н., Кирищук А.В., Муровский В.А. Алмазно-абразивный инструмент на металлических связках для обработки твердого сплава и стали.- Киев: Наукова думка, 1986.-144 с.

2. Патент на изобретение AM 2100A2, B24D 3/00. Металлическая связка для изготовления алмазных инструментов / А.М. Мартиросян, Н.А. Ордян, А.Н. Казарян.- Заявл. 01.11.2007; Опубл. 26.05.2008.- Бюл. №4 (81).

3. Адгезия и контактное взаимодействие расплавов: Сб.науч.тр. / АН УССР. Ин-т пробл. материаловедения им. И.Н. Францевича; Редкол.: Ю.В. Найдич (отв.ред.) и др. - Киев: Наукова думка, 1988. - 231 с.

4. Кизиков Э.Д., Верник Е.Б., Кошевой Н.С. Алмазно-металлические композиции. - Киев: Тэхника, 1988.-135 с.

66

5. А.с. 878551 СССР, МКИ3 B 24 D 3/06. Металлическая связка для изготовления алмазного инструмента.- 1982.

6. А.с. 339393 СССР, МКИ3 B 24 D 3/06. Металлическая связка для изготовления алмазного инструмента.- 1972.

Поступилa в редакцию 23.09.2014.

Принята к опубликованию 24.10.2014.

ԱԼՄԱՍՏԱՄԵՏԱՂԱԿԱՆ ԿՈՄՊՈԶԻՑԻԱՅԻ ՖԻԶԻԿԱՄԵԽԱՆԻԿԱԿԱՆ ՀԱՏԿՈՒԹՅՈՒՆՆԵՐԻ ՎՐԱ ՆՐԱ ՊԱՏՐԱՍՏՄԱՆ ՏԵԽՆՈԼՈԳԻԱԿԱՆ ՌԵԺԻՄՆԵՐԻ

ՊԱՐԱՄԵՏՐԵՐԻ ԱԶԴԵՑՈՒԹՅԱՆ ՀԵՏԱԶՈՏՈՒՄԸ

Արտակ Ս. Աղբալյան, Ա.Մ. Մարտիրոսյան, Ն.Ա. Օրդյան, Ա.Ն. Ղազարյան

Հետազոտվել և հաստատվել է ալմաստամետաղական եռակալված կոմպոզիցիայի՝ անհրաժեշտ ֆիզիկամեխանիկական հատկություններով ստացման հնարավորությունը՝ նրա պատրաստման ռեժիմի տեխնոլոգիական պարամետերի փոփոխման հաշվին: Բացահայտվել է, որ պղինձ-անագ հիմքին երկաթի, նիկելի, մանրացված թուջե տաշեղների և բորի կարբիդի ավելացումով մետաղական կապակցանյութը, ըստ ֆիզիկա-մեխանիկական հատությունների, բավարարում է բոլոր պահանջները, որոնք անհրաժեշտ են այն որպես մայրակ ալմաստային գործիքների արտադրությունում օգտագործելու համար: Ցույց է տրվել, որ որոշակի նշանակություններով ալմաստային գործիքի համար, համապատասխան նրա աշխատանքի ռեժիմներին և մշակվող նյութին, կարելի է ընտրել պատրաստման լավարկված տեխնոլոգիական պարամետր:

Առանցքային բառեր. ալմաստային գործիք, կապակցանյութ, ռեժիմ, եռակալում, քար, ֆրեզ:

INVESTIGATING THE IMPACT OF THE PARAMETERS OF PRODUCTION TECHNOLOGY ON PHYSICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF DIAMOND-

METAL COMPOSITIONS

Artak S. Aghbalyan, A.M. Martirosyan, N.A. Ordyan, A.N. Ghazaryan

The possibility of obtaining a diamond-metallic sintered composition with the required physical and mechanical properties by changing the technological parameters of its production mode is studied and established. It is revealed that the metal connective based on the copper-tin with additives of iron, nickel, crushed pig-iron chips and boron carbide, by its physicomechanical properties, meets all the requirements necessary for a sheaf at its use as a matrix at producing diamond tools. It is shown that for a multi-purpose diamond tool, based on its operation modes and the processed material, the optimal technological manufacturing parameters can be selected.

Keywords: diamond tool, connective, regime, thermofixation, stone, mill.

67

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 675. 026.2 ПОЛУЧЕНИЕ СУЛЬФАТИРОВАННЫХ СОЕВЫХ МАСЕЛ И ИЗУЧЕНИЕ

ИХ СВОЙСТВ

С.М. Маркарян, А.В. Сароян

Национальный аграрный университет Армении

Исследован процесс взаимодействия соевого масла и серной кислоты. Изучены физические свойства полученных продуктов. Выявлено, что продукты, полученные из соевого масла, сульфатированного разными количествами серной кислоты, обладают довольно интересными физическими свойствами и имеют структуру, целесообразную для использования в процессе обработки натуральной кожи. Полученные продукты с водой дают агрегативно устойчивые эмульсии, которые используют в процессе жирования кож. Эти продукты в зависимости от количества связывания серной кислоты с соевым маслом обусловливают глубину проникновения капель жира в межструктурное пространство дермы. Сульфатированные продукты - это дифенильные молекулы, где в зависимости от количества полярной части молекула эмульгатора должна обладать хорошим эмульгирующим качеством.

Ключевые слова: сульфатирование, коэффициент преломления, эмульсия, эмульгатор, вязкость, жирование.

Введение. Масла, используемые в технологии кожи, в зависимости от

функциональных групп могут вступать в химическую связь с белковыми функциональными группами кожи.

При изучении химической структуры соевого масла было обнаружено, что она имеет ненасыщенные глицеридные группы, которые имеют одну, две или более ненасыщенные связи. Благодаря этим связям можно модифицировать соевое масло и использовать его в разных процессах обработки кожи.

Постановка вопроса и обоснование методики. Чтобы процесс жирования кожи был более полноценным, необходимо использовать жирующие вещества, которые придают коже улучшенные качества. Принимая во внимание наличие ненасыщенных связей в соевом масле, целесообразно его сульфатировать с помощью соединительной реакции, что приводит к образованию новых жирующих веществ.

Результаты исследования. Сульфатирование производилось разными количествами соевого масла, прибавляя к рассчитанной массе 10, 20, 30%

68

серной кислоты [1]. Полученные сульфатированные продукты имеют цвет от темно-желтого до светло-бурого со слабым кислотным запахом.

Физические свойства сульфатированных соевых масел были исследованы по уже знакомым методикам [2-5]

Были определены следующие параметры соевого масла и его модификаций: коэффициент преломления, плотность, стабильность эмульсии, PΗ, условная вязкость и массовая доля эмульгатора в масле. Результаты исследований приведены в таблице.

Таблица Физические и физико-химические параметры соевого масла и его модифицированных

продуктов

Испытуемое масло

Коэ

ффиц

иент

пр

елом

лени

я,

n D25

Пло

тнос

ть, d

1515

г/

см³

Ста

биль

ност

ь эм

ульс

ии

PΗ э

муль

сии

Усл

овна

я вя

зкос

ть п

о Β

З-1,

с

Эму

льги

рую

щая

част

ь в

масл

е, %

Соя 1,475 0,9213 - - 32 -

Сульфатированная соя (10 %) 1,404 1,0289 2,5 час

стабильно 7,25 78 22.5

Сульфатированная соя (20 %) 1,422 1,0291 Через 1 день

стабильно 7,25 511 40

Сульфатированная соя (30 %) 1,452 1,0702 Через 3 день

стабильно 7,25 7980 50

Условная вязкость соевого масла и полученных продуктов была определена

с помощью прибора ВЗ-1 согласно [3]. Как известно, скорость течения жидкости зависит не только от величины

движущей силы, но и от величины силы трения между слоями движущейся жидкости, т.е. вязкости. Это особенно наглядно при течении жидкости через узкие трубы. В данном приборе в пограничном слое, который граничит с внутренней поверхностью трубы, скорость жидкости равна нулю, т.е. пограничный тонкий слой жидкость неподвижен. Жидкость перемещается вдоль этого слоя и частично удерживается им. Следовательно, между слоями жидкости возникают силы трения. Чем больше сила трения, тем медленнее перемещается жидкость [6]. Естественно, что величина силы трения (вязкость) соевого масла будет значительно меньше, чем его сульфатированных продуктов (сульфатированных 10, 20, 30 % серной кислоты), что видно из таблицы.

69

Из таблицы следует, что самая высокая вязкость у продукта, которая сульфатирована с 30 %-ной серной кислотой. У этого продукта вязкость в 17 раз больше, чем у продукта, сульфатированного 20 %-ной серной кислотой.

Из таблицы также видно, что плотности полученных продуктов резко отличаются друг от друга, особенно плотность продукта, сульфатированного 30%-ной серной кислотой: при t = 15C - d15

15 = 1,0702 г/см³. Плотность продуктов зависит от количества используемой серной кислоты. Это объясняется соединением групп -OSO3Η в углеводородной цепи, которые плоско упакованы между молекулами соевого масла, что приводит к утолщению межмолекулярных соединений, т.е. уплотнению. Следовательно, чем больше сульфогруппы соединяются с соевым маслом, тем плотнее становится полученный продукт (плотность увеличивается).

Что касается стабильности эмульсий, полученных из продуктов, то самая стабильная эмульсия получается из продукта, полученного из соевого масла сульфатированием 30%-ной серной кислотой. Следует отметить, что ни у одного из продуктов эмульсии не образовывается масляный слой в течение более чем 2 часов, что достаточно для процесса жирования натуральной кожи.

Как видно из таблицы, для всех сульфатированных продуктов PΗ эмульсии имеет одну и ту же величину – PΗ = 7,2 (нейтральный). Этот показатель полностью удовлетворяет процесс полноценного жирования кожи.

В таблице приведены также коэффициенты преломления соевого масла 25Dn

и полученных продуктов [4]. Опыты, произведенные с помощью рефрактометра, показывают, что 25

Dn = 1,475. Сульфатированный продукт соевого масла имеет иной коэффициент преломления. Это объясняется наличием серной кислоты в сульфатированном соевом масле. При этом, согласно таблице, чем больше наличие серной кислоты, тем больше коэффициент преломления: 1,404; 1,422; 1,452. Причина этого феномена в следующем: чем больше серной кислоты, тем больше плотность и соответственно вязкость продукта.

Угол преломления меньшей оптической плотности (n1 < n₂) при постоянной длине световой волны уменьшается и приближается к перпендикулярной линии. Это значит, что при переходе соевого масла к сульфатированным продуктам угол коэффициента преломления снижается. В продуктах соевых масел, сульфатированных разными количествами серной кислоты, замечается увеличение коэффициента преломления, что обусловлено снижением угла преломления лучей света [4].

Полученные сульфатированные соевые масла в зависимости от количества серной кислоты в масляных композициях имеют разные количества

70

эмульгирующих частей. Исходя из этого, проводится анализ и определяется эмульгирующая часть в композиции [2]. (Все данные приведены в таблице).

Эмульгирующая часть определяется следующим образом. Взвешивают 2 г сульфатированного соевого масла, обрабатывают его в

стакане 25 мл петролейным эфиром и переносят в делительную воронку. Стакан, в котором взвешивалось масло, 34 раза ополаскивают 70%-ным этиловым спиртом и добавляют в ту же делительную воронку. Всего расходуют 25 мл спиртоводного раствора. Смесь в делительной воронке встряхивают в течение 5 минут и дают слоям разделиться. Эфирную вытяжку сливают в сухую предварительно взвешенную колбу. Нижний спиртовый слой сливают во вторую воронку и добавляют еще 25 мл петролейного эфира, затем снова встряхивают и оставляют отдохнуть. После расслоения эфирный слой объединяют эфирной вытяжкой, затем отгоняют петролейный эфир и высушивают. Сухой остаток взвешивают и определяют эмульгирующую часть жирующей композиции (все данные приведены в таблице).

Из таблицы видно, что при разных количествах сульфатирования имеем разные количества эмульгирующего вещества. Чем больше количество взятой серной кислоты для сульфатирования, тем больше эмульгирующего масла. Следовательно, насколько в композиции эмульгирующая часть больше в продукте, настолько стабильна приготовленная эмульсия (см. табл.).

Заключение. Изучение свойств сульфатированных соевых масел позволяет изыскать возможности правильного использования их в процессах жирования, смачивания, эмульгирования и т.д. Опыт показывает, что при жировании натуральной кожи данные продукты являются хорошими веществами для эмульсионного жирования полуфабриката и придают коже улучшенные свойства: водостойкость, мягкость, эластичность и другие качественные показатели.

Литература

1. Մարգայան Ս.Մ., Սարոյան Ա.Վ. Սուլֆատացված սոյայի յուղի ստացումը և դրա

օգտագործումը կաշիների յուղման գործընթացում // ՀՃԱ Լրաբեր.- 2014.- Հ. 11, № 1. –Էջ 113-115:

2. Еремина И.А., Иванова Р.А. Технический анализ и контроль кожевенного производства. – М.: Легпромбытиздат, 1989. – 240 с.

3. Вискозиметр для определения условной вязкости лакокрасочных материалов ВЗ-1: Паспорт 252.842.031ПС-1980г.

4. Зиновьев А.А. Химия жиров. – М.: Пищепромиздат, 1952. – 543 с. 5. Головтеева А.А., Куциди Д.А., Санкин Л.Б. Лабораторный практикум по химии и

технологии кожи и меха. – М.: Лег. и пищ. пром., 1982.– 310 с.

71

6. Ֆեդուլով Ի.Ֆ., Կիրեև Վ.Ա. Ֆիզիկական քիմիայի դասագիրք, – Եր.: Հայպետուսմանկհրատ, 1958.– 560 էջ:

Поступилa в редакцию 11.09.2014. Принята к опубликованию 24.10.2014.

ՍՈՒԼՖԱՏԱՑՎԱԾ ՍՈՅԱՅԻ ՅՈՒՂԻ ՍՏԱՑՈՒՄԸ ԵՎ ԴՐԱ ՀԱՏԿՈՒԹՅՈՒՆՆԵՐԻ ՈՒՍՈՒՄՆԱՍԻՐՈՒԹՅՈՒՆԸ

Ս.Մ. Մարգարյան, Ա.Վ. Սարոյան

Ուսումնասիրվել են սոյայի յուղի փախազդեցությունը ծծմբական թթվի հետ և ստացված

պրոդուկտների ֆիզիկական հատկությունները: Պարզվել է, որ ծծմբական թթվի տարբեր չափաքանակներով սուլֆատացված յուղից ստացված պրոդուկտներն ունեն բավականին ուշագրավ ֆիզիկական հատկություններ և այնպիսի կառուցվածք, որը նպատակահարմար է օգտագործել բնական կաշվի մշակման գործընթացում: Ստացված պրոդուկտները ջրի հետ տալիս են ագրեգատային հաստատուն էմուլսիա, որն օգտագործվում է կաշվի յուղման գործընթացում: Այդ պրոդուկտները, կախված սոյայի յուղի հետ կապված ծծմբական թթվի քանակից, ապահովում են յուղի կաթիլիների ծծման խորությունը` դերմայի միջկառուցվածքային տարածության մեջ: Սուլֆատացված պրոդուկտները դիֆիլային մոլեկուլներ են, որոնք, կախված էմուլգատորի քանակից, ունեն էմուլգացնող լավ հատկություններ:

Առանցքային բառեր. սուլֆատացում, բեկման ցուցիչ, էմուլսիա, էմուլգացում, մածուցիկություն, յուղում:

OBTAINING SULPHATED SOYBEAN OILS AND INVESTIGATING THEIR

PROPERTIES

S.M. Margaryan, A.V. Saroyan

The interaction process of sulphuric acid and soybean oil is investigated. The physical properties of the obtained products are studied. It is revealed thatthe products obtained from soybean oil sulphated by different amounts of sulphuric acid, have rather interesting physical properties, and have an expedient structure to be used in the treatment process of natural leather. The obtained products, when combined with water, produce aggregate stable emulsions which are used for leather fattening. These products, depending on the amount of sulphuric acid, and soybean oil condition the penetration depth of the fat drops into the interstructural space of the leather. The sulphated products are biphenyl molecules that have good emulsifying qualities depending on the amount of the polar part of the emulsifier molecule.

Keyword: sulphation, refractive index,emulsion, emulsifying agent,viscosity, stuffing.

72

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 67.02

СПОСОБ ВЯЗАНИЯ ТРИКОТАЖНЫХ МЕДИЦИНСКИХ ИЗДЕЛИЙ РАЗЛИЧНОЙ ШИРИНЫ

Н.М. Абесадзе, З.А. Вадачкория

Кутаисский государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

Изучены варианты существующих шовных материалов текстильного изготовления,

показано преимущество предложенного шовного материала. Рассмотрены возможности выработки хирургического шовного материала на основовязальных машинах в виде отдельных лент различной ширины способом одновременного вязания. Отмечены возможности применения этих лент как хирургического шовного материала для наложения преимущественно межреберных и грудных швов и в качестве фильтров для переливания крови. Показано, что изменением сырья можно указанный способ вязания шнуроподобного материала использовать для вязания шнуров и лент произвольной длины и ширины технического и бытового назначения.

Ключевые слова: шовный материал, вязание, трикотажные медицинские изделия, основовязальные машины.

Введение. За последние десятилетия в текстильной промышленности

возникло новое направление – медицинское. Трикотажные изделия сейчас применяются не только в своём традиционном виде в качестве верхних, чулочно-носочных и бельевых изделий, но и для изготовления таких протезов естественных органов человека, как протезы сердечных клапанов, кровеносных сосудов, в качестве сетчатых полотен для лечения ожогов и т.д.

В процессе разработки технологии изготовления трикотажных медицинских изделий [1] мы пришли к выводу, что лучше всего требованиям медицины отвечают основовязаные полотна.

В настоящее время перед медиками остро стоит вопрос фильтрации крови. Лечение острой кровопотери – это актуальная задача. Хирургам не всегда удаётся быстро остановить кровь, а реаниматологам нормализовать состояние больного, особенно при массовой кровопотере, когда нет в наличии достаточных запасов донорской крови и кровезаменителей. Компенсация острой кровопотери, особенно массивной, представляет сложную задачу, и от её качественного выполнения нередко зависят исход операции и интенсивность терапии. Эта задача может быть разрешена, если прибегнуть к реинфузии крови, т.е. обратному переливанию крови, излившейся при травмах груди, живота или

73

различных гинекологических операциях [2]. Методы исследования. Анализ заграничных фильтров показал, что более

всего требованиям медицины удовлетворяют трикотажные фильтры, связанные на машинах высокого класса. Ввиду того, что в Грузии нет основовязальных машин столь высокого класса, мы пошли по пути разработки новых структур трикотажа и, как было сказано выше, разработали новые структуры основовязаных полотен, удовлетворяющие всем требованиям, предъявляемым к фильтрам для переливания крови. Но в зависимости от назначения и других условий работы были необходимы фильтровальные полотна различной ширины [3].

Плоские основовязальные машины типа “вертелка’’ дают возможность вязать полотна различной ширины, что необходимо для экономного расходования сырья за счет уменьшения отходов в раскрое различных по конфигурации и размерам деталей, применения рациональных раскладок. При этом не работают большая и меньшая части игл машины. Для изделий типа лент игольница может быть занята полностью. При этом возможны два варианта технологии: вязание лент с соединением их, например, капроновой нитью линейной плотности Т=1,67 текс, которая впоследствии разрывается, или же без соединения с отводом каждой ленты в отдельные коробки. И в том, и в другом случаях возможна выработка лент различной длины одновременно [4].

Основовязаные ленты малой ширины (1,5…2,5 см) скручивались в спираль вдоль линии петельного столбика, образуя шнуроподобный материал, который был применен в хирургии сердца [5].

Изготовление кручёных, обкрученных, плетёных материалов, шовных материалов из металлической проволоки, синтетических мононитей, кенгута, коллагена, материалов рентгеноконтрастных, обработанных полимером, обладающих бактерицидными свойствами, и других базируется на использовании оборудования для кручения, обкрутки или плетения. В процессе плетения шовный материал приобретает форму трубки, что не исключает возможности скапливания в нём эксудата и дальнейшего нагноения. Шовный материал, получаемый кручением или обкруткой, имеет тенденцию к скручиванию ввиду неуравновешенности структуры. Кроме того, плетёные, крученые и обкрученные шовные материалы ввиду своей жесткости обладают малой прочностью в узле, что требует дополнительной обработки по повышению прочности, например, за счет нанесения на шовный материал специальных полимерных покрытий [6].

Еще одним методом получения шнуроподобного материала, пригодного для хирургии, является получение цепочки на швейной тамбурной машине. Использование тамбурной швейной машины позволяет получать только

74

тамбурную цепочку, которая по структуре соответствует основовязаной цепочке, имеющей закрытые петли.

Петельный шовный материал хорошо завязывается в узлы, т.к. является “мягким” в сравнении с кручеными нитями. В то же время шовный материал в виде тамбурной цепочки имеет малую прочность на развыв, скручивается по оси и имеет шероховатую поверхность, образованную межпетельными переходами.

Рассмотрев все виды шовного материала текстильного происхождения, приходим к выводу, что, используя отрицательное свойство трикотажа - скручивание, можно наши основовязаные ленты применить как шовный материал для наложения преимущественно межрёберных и грудных швов. Указанный шовный материал обладает лучшим качеством, чем вышеизложенные, т.к. может быть выполнен из биоинертной нити, содержит по меньшей мере одну дополнительную биоинертную нить, при этом основная и дополнительная нити образуют триковое основовязаное переплетение с пересекающимися протяжками. Дополнительные нити могут образовывать планированные петли или уточное переплетение. Материал может быть выполнен в виде скрученной по спирали тесьмы [7].

Предлагаемые ленты мы вязали на основовязальной машине по меньшей мере нитями двух гребёнок, каждая из которых осуществляет встречную кладку переплетением трико или его производными. Возможно использование дополнительной нити с третьей гребенки, которая вяжет переплетение трико с кладкой, параллельной кладке одной из основных нитей. Нить с третьей гребенки также можно прокладывать утком в петли трикового переплетения.

По снятию с машины плоский материал, связанный на 5…20 иглах, вытягивают до его скручивания в одну спираль. По наружному витку спирали материал может быть покрыт полимером. Возможно изготовление материала на одно- или двухконтурной основовязальной машине.

Нами были изготовлены следующие варианты лент: переплетением трико-трико с закрытыми петлями при встречной

кладке двух гребёнок; переплетением трико-трико при встречной кладке двух гребёнок, нити

одной из которых связаны в открытые петли; переплетением из нитей трёх гребёнок, где каждая вяжет переплетение

трико с закрытыми петлями, и две гребёнки осуществляют параллельную кладку;

переплетением трико-трико с закрытыми петлями при встречной кладке двух гребёнок и с дополнительной вертикально проложенной уточной нитью;

переплетением трико-трико с закрытыми петлями при встречной

75

кладке двух гребёнок с обвивочным утком; переплетением трико-сукно с закрытыми петлями, связанного двумя

гребёнками; переплетением трико-сукно, связанного тремя гребёнками на пяти

иглах; переплетением трико-сукно, связанного четырьмя гребёнками на

четырёх иглах; переплетением трико-шарме, связанного двумя гребёнками на четырёх

иглах. Все указанные выше варианты тесьмы, связанные из биоинертной нити и

покрытые полимерным покрытием, были применены в качестве хирургического шовного материала.

Этот новый способ вязания шовного материала петельной структуры защищен нами авторским свидетельством.

Если изменять сырье, то указанный способ вязания шнуроподобного материала может быть использован для вязания шнуров и лент произвольной длины и ширины технического и бытового назначения.

Заключение. На одной основовязальной машине с высокой производитель-ностью можно получить одновременно большое количество такого материала. Так, на машине, имеющей в игольнице 1500 игл, при вязании на 5 иглах можно получить 300 концов такого материала.

Литература

1. Вадачкория З.А. Разработка технологии и исследование свойств трикотажа

медицинского назначения: Дис. … канд. техн. наук. – М., 1982. – 181 с. 2. Патент США № 3.105.493, КЛ 128-335, 5.– 1963. 3. Гензер М.С. Новое в применении трикотажа. – М.: Легкая индустрия, 1967. – 146 с. 4. Гензер М.С. Лечебный трикотаж. – М.: Легкая индустрия, 1975.– 264 с. 5. Патент СССР №625579, кл.А 61,17/00. – 1978. 6. Патент США № 3540452, КЛ 128-335, 5. – 1970. 7. А.с. 820827 “Хирургический шовный материал петельной структуры и способ его

изготовления” / З.А. Вадачкория, Л.А. Кудрявин, Ю.Т. Джермакян.- Опубл. в Б.И. – 1981. - № 14.

Поступила в редакцию 20.01.2014. Принята к опубликованию 24.10.2014.

76

ՏԱՐԲԵՐ ԼԱՅՆՈՒԹՅՈՒՆՆԵՐՈՎ ԲԺՇԿԱԿԱՆ ՏՐԻԿՈՏԱԺԵ ԳՈՐԾՎԱԾՔՆԵՐԻ ՀՅՈՒՍՄԱՆ ԵՂԱՆԱԿԸ

Ն.Մ. Աբեսաձե, Զ.Ա. Վադաչկորիա

Ուսումնասիրվել են տեքստիլ արտադրության մեջ գոյություն ունեցող կարի նյութերի

տարբերակները, ցույց է տրված առաջարկվող կարի նյութի առավելությունը։ Դիտարկված են վիրաբուժական կարի նյութի արտադրման հնարավորությունները հենքագործվածքային մեքենաների վրա տարբեր լայնություններով առանձին ժապավենների տեսքով՝ միաժամանակյա հյուսմամբ։ Նշված են այս ժապավենների կիրառման հնարավորությունները՝ որպես վիրաբուժական կարի նյութ հիմնականում միջկողային և կրծքավանդակային կարի և որպես ֆիլտր՝ արյան փոխներարկման համար։ Հումքի փոփոխումով կարելի է փոկանման նյութի հյուսման նշված եղանակը կիրառել տեխնիկական և կենցաղային նշանակությամբ և կամայական երկարությամբ ու լայնությամբ փոկերի և ժապավենների հյուսման դեպքում:

Առանցքային բառեր․ կարի նյութ, հյուսում, բժշկական տրիկոտաժե գործվածքներ, հենքագործվածքային մեքենաներ։

A METHOD FOR KNITTING STOCKINET MEDICAL PRODUCTS OF DIFFERENT WIDTH

N.M. Abesadze, Z.A. Vadachkoria

Versions of the existing sutural materials of textile production are considered. The

advantage of the proposed sutural material is shown. Possibilities of developing a surgical sutural material on a warp loom in the form of separate tapes of various width are considered by the method of simultaneous knitting. The possibility of applying these tapes as surgical sutures for imposing predominantly intercostal and sternal sutures and as filters for blood transfusion is shown. By changing the raw materials, the mentioned method of knitting a cord like material can be used for knitting cords and ribbons of arbitrary length and width for technical and domestic purposes.

Keywords: sutural material, knitting, stockinet medical materials, warp looms.

77

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 677.024.054.27

ИССЛЕДОВАНИЕ НАТЯЖЕНИЯ УТОЧНОЙ НИТИ С ПНЕВМОПРЯДИЛЬНЫХ МАШИН БД-200 НА ПНЕВМАТИЧЕСКОМ

ТКАЦКОМ СТАНКЕ П-105

О.Г. Пурцхванидзе, М.Ш. Гоголадзе

Кутаисский государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

Проведено экспериментальное исследование определения максимального натяжения уточной нити (20 текс) с машин БД-200 при ее прокладывании через зев основных нитей на ткацком станке П-105. Выполнено осциллографирование натяжения уточной нити в двух зонах заправочной линии ткацкого станка. Выявлено, что для уменьшения влияния диаметра уточной паковки БД-200 на натяжение нити в начальный момент сматывания и во избежание возможных слетов витков во время переработки пряжи БД-200 необходимо повысить ее влажность, что положительно повлияет на общую проходимость пряжи в основной зев пневматического ткацкого станка П-105 и уменьшит общую обрывность утка при ткачестве.

Ключевые слова: уточная нить, зев, магнитный тормоз, нитепроводник, сопло, бобина, отмеривающий механизм.

Введение. Изучение натяжения уточной нити и влияния на нее различных

факторов дает возможность не только определить запас прочности нити, что, в свою очередь, влияет на надежность процесса прокладывания, но и установить оптимальные параметры работы механизма.

Многими зарубежными учеными за последние годы проведены исследования процесса прокладывания уточной нити на бесчелночных ткацких станках. Однако до настоящего времени отсутствуют работы по определению уровня натяжения уточной пряжи при ткачестве. Поэтому определение количественного значения натяжения уточной пряжи БД-200 по отдельным зонам заправочной линии на бесчелночных ткацких станках АТПР-100, П-105 и СТБ-216 представляет теоретический и практический интерес.

Состояние вопроса. Пневматический способ прокладывания уточной нити в зев основы является практически безынерционным и не предполагает перемещения тяжелой несущей паковки. Данное обстоятельство позволяет осуществить идею по созданию ткацкого оборудования с высоким скоростным режимом работы и обуславливает специфические условия формирования ткани. В пневматическом ткацком станке П-105 работа отдельных механизмов не

78

увязана с особенностями формирования элемента ткани, что вызывает определенные трудности при использовании данного оборудования.

Решающее влияние на строение и свойства вырабатываемых тканей на станке П-105 вместе с другими факторами оказывает натяжение уточной нити при ее прокладывании в зев.

Если процесс прибоя уточной нити на станке П-105 мало чем отличается от “классического” способа прибоя на челночных станках, то операция отмеривания и прокладывания утка через зев имеет специфические особенности.

По своему характеру действующие на уточную нить силы будут зависеть как от периодически повторяющихся причин, которые могут быть изменены установкой соответствующих параметров заправки, так и от случайных величин, таких как непрямота уточной пряжи, неравномерность вращения рабочих органов, вибрация станка и др.

Сложная технологическая схема заправки уточной нити на пневматическом ткацком станке П-150 и наличие большого числа рабочих органов в механизме отмеривания вызывают появление в утке различных по характеру и величине нагрузок. Проходя последовательно через нитепроводники 2, 4, 5, 7, 10 и магнитный тормозок 3 (рис. 1), уточная нить подвергается воздействию сил трения, при этом ее натяжение постепенно увеличивается. Действие захватывающего зуба 13, сбрасывающего диска, прижимной лапки 9 и воздушной струи можно рассматривать как удар по нити.

Рис. 1. Технологическая схема заправки уточной нити с машин БД-200 на пневматическом ткацком станке П-105

В момент начала движения утка захватывающий зуб производит удар по

неподвижной нити, под действием которого нить начинает сматываться с бобины.

79

На пневматическом ткацком станке П-150 отмеривание уточной нити происходит за 2300 поворота главного вала, т.е. скорость ее сматывания за один цикл работы меняется от нуля до некоторой максимальной величины.

Прокладывание утка осуществляется при постоянном силовом поле несущего воздушного потока. В начальной фазе движения, когда передние участки нити разгоняются, их кинетическая энергия увеличивается. Но по мере передвижения нити через зев уток попадает в область пониженной скорости воздуха. В этом случае уточная нить, имеющая большую скорость, чем окружающий ее воздух, будет тормозиться, а несущий силовой поток воздуха перестанет оказывать активное воздействие на нить и станет тормозом. В результате действия на нить многократных факторов, изменяющихся как по величине, так и во времени, изменяется величина упругой деформации уточной нити, что приводит к неравномерности отмеривания утка.

Методы исследования. Для экспериментального определения максимального натяжения уточной нити БД-200 в процессе отмеривания и прокладывания утка через зев нами была применена тензометрическая система измерения. Балочки с датчиками, фиксирующими изменение величины натяжения нити, устанавливались в двух зонах отмеривающего устройства.

Считаем нецелесообразным замерять натяжение утка в зоне “бобина 1 – нитепроводник 2” (рис. 1), потому что сматывание утка с бобины в этой зоне происходит аналогично сматыванию на станке АТПР-100 и незначительно по величине, что фактически не влияет на обрывность утка в процессе ткачества. Балочки были установлены в зоне I - “магнитный тормоз 3 - каточек 6” (точка A, рис.1) и в зоне II - “отмеривающий механизм - прижимная лапка” (точка B, рис. 1).

Натяжение уточной нити замерялось в производственных условиях при

606D = 150 мм. Расстояние в магнитном тормозке от уточной нити до магнита равнялось 18 мм, тормозное усилие на нить в этом случае - 4 г/с, а давление воздуха в сопле – 2,5 атм.

Результаты исследования и их обсуждение. Экспериментальные результаты изменения натяжения уточной нити БД-200 в процессе отмеривания и прокладывания через зев обрабатывались методом математической статистики.

Из анализа условий, при которых происходит отмеривание нити, следует, что при сматывании с бобины БД-200 она испытывает пульсирующие нагрузки, циклически изменяющиеся от некоторой минимальной до максимальной величины. На осциллограмме (рис. 2) видно, что характер кривых изменения

80

натяжения уточной нити БД-200 отражает все основные моменты цикла работы механизмов отмеривания и прокладывания утка.

Кривая I соответствует изменению натяжения утка в пределах образования одного элемента для зоны “отмеривающий механизм - сопло”, кривая II – то же, для зоны “тормоз – отмеривающий каточек”.

Рис. 2. Осциллограмма натяжения уточной нити с машин БД-200 в двух зонах

заправочной линии пневматического ткацкого станка П-105 Рассматривая кривые I и II, можно заметить, что максимальное натяжение

уточной нити БД-200 возникает от действия захватывающего зуба (пик 1) при повороте главного вала на угол 3350. Натяжение в этот момент равно 120 г. В момент подачи воздуха в сопло при главного вала 1100 натяжение утка возрастает, о чем свидетельствует соответствующий пик 2. Однако само пробрасывание осуществляется при незначительном натяжении нити (участки осциллограммы между точками 2 и 3). После пролета уточной нити через зев натяжение ее опять резко увеличивается от действия на остановленную нить динамического толчка (пик 3) и тут же падает почти до нуля (конец подачи воздуха). Величина воздействия на нить динамического толчка зависит от кинетической энергии утка в конце движения и аэродинамической силы. Действие этих параметров на уточную нить исследовано в работах [1-3]. Пик 4 есть результат действия на слабо натянутую нить прижимной лапки.

Кривая изменения натяжения утка в зоне “тормоз - отмеривающий каточек” не имеет таких резких колебаний, но общий закон изменения натяжения сохраняется. Так, участок между точками 5 и 6 характеризует изменение натяжения утка во время процесса отмеривания и прокладывания его через зев. Необходимо отметить, что действие воздуха не оказывает заметного влияния на величину натяжения утка в зоне II – “тормоз – отмеривающий каточек”, однако общий уровень натяжения нити несколько выше, чем на участке кривой, когда передний конец нити зажат прижимной лапкой. Общий характер кривой на

1 100 г

50 г

0

0

2 3 4

1

5 6

I

II

81

участке между точками 5 и 6 показывает, как меняется натяжение уточной нити от действия магнитного тормоза и состояния поверхности пряжи. Легко заметить, что чем равномернее по номеру пряжа и чем меньше она имеет различных дефектов, тем меньше будет амплитуда колебания натяжения утка.

Из анализа осциллограммы натяжения следует, что максимальные усилия в утке возникают на участке “отмеривающий механизм - сопло”. Это явление объясняется тем, что при своем движении с цилиндрической бобины БД-200 в зев уточная нить последовательно проходит через несколько полей сил трения, при которых натяжение постепенно увеличивается, и в зоне “отмеривающий механизм - сопло” достигает максимальной величины. Наибольшую нагрузку уток испытывает в момент действия на него захватывающего зуба и прижимной лапки. Среднее натяжение уточной нити БД-200 20 текс в зоне “отмеривающий механизм - сопло” cpT = 98 г, т.е. 45,8% от ее средней разрывной прочности.

Значительные усилия, возникающие в короткий промежуток времени, создают напряженную работу для уточной нити на станке П-105, что в конечном итоге может привести к повышенной обрывности утка в ткачестве.

Необходимо отметить, что при больших диаметрах бобины БД-200 (200…230 мм), когда угол охвата нитью бобины в месте пересечения образующей с торцевой плоскостью максимальный, сила торможения утка будет наибольшая. С уменьшением диаметра будут уменьшаться угол охвата и поверхность трения нити о бобину. Кроме того, натяжение утка в момент начала отмеривания зависит от места расположения точки схода нити. Если виток, сходящий с цилиндрической бобины БД-200, расположен у основания паковки, поверхность трения уточной нити о паковку в начальный момент движения будет наибольшая, и натяжение утка будет иметь максимальную величину по сравнению с другими расположениями витка на поверхности бобины. Естественно, что на величину натяжения утка в начальный момент сматывания будут оказывать влияние инерционная сила сопротивления сходу витка с поверхности бобины и состояние поверхности пряжи. На величину натяжения утка в момент захвата нити зубом также влияют строение и плотность намотки уточной пряжи в бобине БД-200. В связи с неоднородностью структуры бобин БД-200 сходящий с паковки виток нити может увлечь за собой соседний, что вызовет слеты витков в зев основы и образование брака в ткани.

Для уменьшения влияния диаметра уточной паковки БД-200 на натяжение нити в начальный момент сматывания и во избежание возможных слетов витков во время переработки пряжи БД-200 необходимо повысить ее влажность, что положительно повлияет на общую проходимость пряжи в основной зев

82

пневматического ткацкого станка П-105 и уменьшит общую обрывность утка при ткачестве.

Выводы 1. Максимальное натяжение уточной нити с машин БД-200 на станке П-105 во время отмеривания и прокладывания в зеве создается в зоне “отмеривающий механизм - сопло”, причем наибольшую нагрузку уток испытывает в момент действия на него захватывающего зуба. 2. Максимальное натяжение уточной нити 20 текс от действия захватывающего зуба при 606D = 150 мм, расстоянии от уточной нити до магнита 18 мм и давлении воздуха в сопле 2,5 атм составляет 51,1%, а среднее натяжение в зоне “отмеривающий механизм - сопло” равно 45,8% от ее средней прочности. 3. Для предупреждения слетов перед использованием уточной пряжи БД-200 20 текс на бесчелночных ткацких станках П-105 необходимо ее общую влажность повысить до 10%.

Литература

1. Попов С.Г., Яковлев Л.С. О продольной тяге нити воздушной струей // Текстильная

промышленность. – 1969. - № 9. – С. 34-36. 2. Туваева А.А. Исследование работы отмеривающих устройств пневматических

ткацких станков: Автореферат дис. … канд. техн. наук / МТИ. – М., 1964. – 18 с. 3. Белышев В.Е. Влияние пневматического способа прокладывания утка на строение и

свойства ткани: Автореферат дис. … канд. техн. наук / МТИ. – М., 1967. – 19 с.

Поступила в редакцию 20.06.2014. Принята к опубликованию 24.10.2014.

ՊՆԵՎՄԱՄԱՆՈՂ БД-200 ՄԵՔԵՆԱՆԵՐԻՑ ՄԻՋՆԱԹԵԼԻ ՁԳՄԱՆ ՀԵՏԱԶՈՏՈՒՄԸ

П-105 ՊՆԵՎՄԱՏԻԿ ԳՈՐԾՈՂ ՀԱՍՏՈՑԻ ՎՐԱ

Օ.Գ. Փուրցխվանիձե, Մ.Շ. Գոգոլաձե

Կատարվել է БД-200 մեքենայից միջնաթելի (20 տեքս) առավելագույն ձգվածության փորձարարական հետազոտություն հենքի թելերի երախով դրա փռմամբ` П-105 գործող հաստոցի վրա: Կատարվել է միջնաթելի ձգվածության օսցիլագրում գործող հաստոցի հարդարման գծի երկու տեղամասերում: Բացահայտվել է, որ БД-200 ճշգրիտ կռվածքի տրամագծի` թելի ձգման վրա փաթաթման առաջին րոպեին ազդեցության նվազեցման և

83

հնարավոր գալարներից խուսափելու համար БД-200 մանվածքը վերամշակելիս անհրաժեշտ է բարձրացնել նրա խոնավությունը, ինչը դրականորեն կազդի П-105 պնևմատիկ ջուլհակային հաստոցի հիմնական բացվածքում մանվածքի ընդհանուր թափանցելիության վրա և կնվազեցնի ընդհանուր միջնաթելի խզումը ջուլհակության գործընթացում:

Առանցքային բառեր. միջնաթել, երախ, մագնիսային արգելակիչ, թելատար, ծայրափողակ, բաբին, չափող մեխանիզմ:

INVESTIGATING THE SHOOT WIRE TENSION FROM THE PNEUMATIC SPINNING FRAMES BD-200 ON THE PNEUMATIC LOOM P-105

O.G. Purtskhvanidze, M.Sհ. Gogoladze

An experimental investigation to determine the maximum tension of the shoot wire yarn

(20 tex) from BD-200 machines at its paving through the shed of warp threads on a loom P-105 is carried out. The shoot wire tension oscillography in two zones of the loom filling line is realized. It is revealed that the reduction of the diameter influence of a weft packing BD-200 on the thread tension at the initial moment of taking-up, and in order to avoid the possible meetings of the turns at processing the yarn BD-200, it is necessary to increase its humidity that will positively affect the general passability of a yarn into the main shed of the pneumatic P-105 weaving loom, and decrease the general breakability of the weft at weaving.

Keywords: shoot wire, shed, magnetic brake, thread guide, a nozzle, coil, measuring mechanism.

84

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 622.02.531

УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДА ОПРЕДЕЛЕНИЯ УСТОЙЧИВОСТИ СООРУЖАЕМОГО В УЩЕЛЬЕ

МНОГОЯРУСНОГО ОТВАЛА

Л.А. Манукян

ЗАО ''Лернаметалургиаи институт''

Технологические решения сооружения многоярусных отвалов на равнинах и в сложных рельефных условиях значительно отличаются друг от друга. Однако в методических указаниях по расчету устойчивости отвалов разработан единый подход при установлении распределения удерживающих и сдвигающих сил, возникающих в теле отвала. Исследование процесса сооружения многоярусного отвала в ущелье на объемных моделях из эквивалентных материалов показало, что начиная с определенной высоты на осевой плоскости отвала возникают силы распора. Включение последних в расчетные модели определения устойчивости сооружаемых в ущельях отвалов позволит повысить точность определения рациональных и безопасных объемов складируемых вскрышных пород. Решена трехмерная задача установления соотношения сил между призмами активного давления и упора с учетом дополнительного воздействия сил реакций со стороны боковых поверхностей ущелья, возникающих в процессе сооружения отвала на наклонном основании в ущелье.

Ключевые слова: ущелье, многоярусный отвал, склон, двугранный угол, силы распора, осевая плоскость, устойчивость.

Введение. Многолетняя практика эксплуатации отвалов, сооруженных в нагорных условиях, показывает, что в зависимости от горнотехнических и рельефных условий подотвальной территории и характеристик вскрышных пород определение основных параметров отвалов требует конкретного и обоснованного подхода. Многочисленными аналитическими и графоаналитическими исследованиями по разработке параметров отвала и оценке его устойчивости с учетом влияния разных технологических и природных факторов установлено, что полученные разными методами результаты расчетов значительно отличаются друг от друга. Кроме того, в настоящее время нет единого мнения по обоснованию устойчивости, расчету параметров и характеру распределения сил напряжения в многоярусных отвалах нагорных карьеров.

85

Проведением объемного физического моделирования для исследования напряженного состояния сооружаемого в ущелье многоярусного отвала было показано, что начиная с определенной высоты отвала и в зависимости от величины двугранного угла, образованного боковыми поверхностями ущелья, на осевой плоскости отвала возникают силы распора (зажима) [1]. Здесь показано также, что в известных методических указаниях по расчету параметров отвалов эти силы не учитываются, что приводит к необоснованности установления коэффициента запаса устойчивости сооружаемого в ущелье многоярусного отвала.

Методы исследования. В настоящее время известен ряд исследований, в которых рассмотрены вопросы, связанные с решением трехмерных задач по устойчивости откосов в трещиноватых скальных породах [2- 8].

Авторы исследования [8] пришли к выводу, что система диагональных и поперечных трещин на откосах карьеров приводит к деформации уступов и образованию породной массы клинообразной формы, что обычно не прогнозируется при установлении параметров уступов. На основании этого в [7] путем решения объемной задачи предложен расчетный метод определения параметров уступов, где уравнение предельного равновесия призмы обрушения представляет собой равенство между сдвигающими и удерживающими силами, действующими в двух боковых поверхностях сползания клинообразной породной призмы. Далее путем раздельного определения всех сил, входящих в выражение предельного равновесия обрушаемого массива, и его решения относительно угла откоса авторы устанавливают рациональные параметры уступа карьера.

В [7] рассмотрены также вопросы прогнозирования деформаций и выявления потенциально неустойчивых участков горных пород на бортах и уступах карьера, разрезанных секущими трещинами разного направления с последующим обрушением горной массы по желобообразной поверхности скольжения, и предложена система уравнений, характеризующая предельное равновесие скального клина на площадях его опорных плоскостей.

Характерным недостатком анализированных работ [7, 8] является то, что рассмотренная авторами деформируемая среда принята как монолитный массив горных пород, где все действующие на него силы обусловлены лишь собственным весом скального клина.

Определенный интерес представляет способ сооружения отвала, при котором придание фронту отвала выпуклой формы создает необходимый подпор в его боковых частях, что приводит к повышению его устойчивости за счет появления эффекта заклинивания в каньоне [6]. Однако в этой работе не проводятся определение и анализ напряженного состояния массива горных

86

пород сооружаемого отвала, не выявляется характер возникновения и не дается оценка влияния боковых сил на его устойчивость.

Решение объемной задачи устойчивости уступа, подрезанного различными ориентированными в пространстве поверхностями ослабления с образованием породного клина, приведено в исследованиях [3, 9], где авторами рассматривается возможное сдвижение треугольной пирамиды (клина) по поверхности, имеющей форму несимметричного желоба, образованного из сочетаний двух плоскостей. Путем проектирования удерживающих и сдвигающих сил поочередно на поверхности скольжения с учетом сил сцепления определяется устойчивость уступа. Задача решается при трех вариантах величины образованного двугранного угла между поверхностями ослабления.

Проведенный анализ указанных выше работ показал, что в них решается однотипная объемная задача, преследующая цель расчета устойчивости откосов уступов, ослабленных кососекущими поверхностями трещин. В предложенные исследователями аналитические выражения расчета устойчивости сооружения включены спроектированные на поверхность скольжения удерживающие, сдвигающие силы и силы сцепления, возникающие только благодаря массе породного клина, подрезанного в массиве горных пород трещинами или другими поверхностями ослабления.

Необходимо отметить, что с учетом некоторого геометрического подобия конфигураций клинообразного жесткого тела и ущелья и в связи с отсутствием в анализированных выше методах расчета устойчивого состояния клина от воздействия боковых сил данные расчетные методы, по нашему мнению, не- приемлемы для установления рациональных параметров и оценки устойчивости сооружаемого в ущелье многоярусного отвального массива.

При решении некоторых практических задач по определению давления сыпучих и связных грунтов [10], а также установлению динамического давления грунтов на подпорные стенки определяются активное и пассивное давления грунта соответственно на стенку и внутреннюю часть грунтовой массы, противоположной смещению подпорной стенки. Отмечая практическую полезность, необходимо добавить, что фактически в вышеуказанной работе решаются плоские задачи по установлению равнодействующих внутренних сил и места их приложения на подпорной стенке.

Из многочисленных анализированных работ по оценке устойчивости массива отвалов на наклонном основании, где сползающий массив разделяется на призму активного и пассивного давлений с последующим рассмотрением взаимодействия этих призм, в постановке решаемой в данной статье задачи представляет интерес исследование [11]. В ней авторами установлены силы и

87

направления реакций между отсеками активного давления и упора отвала, сооруженного на наклонном основании, и на этой основе в общем виде предложено расчетное выражение условия предельного равновесия массы горных пород, сползающей по наклонному основанию. На основании модельных исследований на плоском поворотном стенде авторами определены также коэффициенты запаса устойчивости обрушаемого откоса из эквивалентных материалов при различных значениях угла отклонения реакций между отсеками выделенных призм. При этом по известной методике определяется соотношение удерживающих и сдвигающих сил, возникающих в массиве отвала на наклонном основании.

Отмечая научную и практическую значимость анализируемой выше работы, следует указать, что основные методические положения по расчету сил, действующих в массиве отвальных пород, отсыпанных на наклонном основании, нельзя использовать для определения параметров сооружаемого в ущелье многоярусного отвала. Это связано с тем, что предложенная расчетная методика базируется на результатах, полученных при решении плоской задачи, и не учитывает реальное влияние боковых сил распора, направленных от боковых поверхностей на породную массу в осевой плоскости сформированного в ущелье отвала.

Результаты исследования и их обсуждение. Нами предлагается метод решения объемной задачи, где учитываются выявленные объемным физическим моделированием боковые сдвигающие и удерживающие силы, возникающие при сооружении отвалов в ущельях [1]. Результаты решения поставленной задачи позволяют:

повысить точность определения параметров многоярусных одно- и двукрылых отвалов в ущельях;

определить реальные и безопасные объемы складируемых вскрышных пород в зависимости от фактических горнотехнических условий и характеристик места сооружения отвалов в ущельях.

За основу решения данной задачи принято известное соотношение сил в зонах активного давления и упора при отвалообразовании на наклонном основании [11] с учетом предложенного в данной статье дополнительного воздействия боковых сил, возникающих в процессе отвалообразования в ущельях.

С учетом вышеизложенного оценку устойчивости массива отвала в ущелье предлагается выполнить согласно разработанной схеме распределения сдвигающих и удерживающих сил, приведенной на рис.1.

Порядок определения нормальных сил (dN3) и сил трения (dT3) на элементарной площадке боковой поверхности АДО, показанных на расчетной

88

x

y

С

F

hβ

D

F1

А

B

h

0

z

hβ(x)

dx l

x

модели ущелья, приведенной на рис.2а и б, заключается в следующем. Определяется величина вертикального давления массы отвальных пород (σz) из выражения σz = γz , (1)

где z – вертикальная координата точки, взятой на элементарной площадке; γ – плотность грунта, Н/м3; σz – вертикальное давление нормальной составляющей на глубине z.

Рис. 1. Распределение сдвигающих и удерживающих сил, возникающих в зонах активного давления и упора на наклонном основании в ущельях; N1, T1, N2, T2 - нормальные и касательные составляющие силы масс отсеков P1, P2; С1L1, С2L2 - силы сцепления; R1, R2 - реактивные силы; R3, R4 – силы, направленные против сдвижения горной массы; ψ - угол наклона реакции Е к горизонту; α1, α2 - направления сдвижения горной массы; ρ1, ρ2 - углы внутреннего трения вскрышных пород

T1

R4

N1

ρ2

C1L1 E1

ψ

E2

Z Y

R2

ρ1

R1

2

X

N2

R3

T2

C2L2

1

89

а)

б) в) Рис. 2. Расчетная модель (а) распределения сил на элементарной площадке боковой поверхности ущелья (б и в)

Величина горизонтальной составляющей напряжения (σу) на элементарной площадке на глубине z определяется из выражения σу = ξ σz , (2)

где ζ - коэффициент бокового давления,

1

; µ – коэффициент Пуассона.

Величина нормальной составляющей (σуβ) бокового давления грунта на элементарной площадке определяется из выражения σуβ = σуcosβ = σzξcosβ = γzξcosβ, (3) где β – угол откоса боковой поверхности к горизонту, град. Из рис. 2 в следует

.sins

z

dd

В этой связи уравнение (3) можно записать в виде dN3 = σуβ dx ds.

Нормальные силы определяются из выражения

dN3 = γξcosβ dxzdctgdz zz

sin

, (4)

dN3 = γξctgβ z dzdx.. Из подобия треугольников ADО и AFF1 на рис. 2 а следует

lxhh

xl

hh

xx

)(

)(

откуда, .

Интегрируя выражение (4), получим

hβ(x)

z

z

x

dx

β

yβ

y

y

β

ds dz

yβ

y

dx

90

dxzhzdzxx hh

0

2x

0 03 2

ctgctg=N

,

,

21ctg

22ctg=N 2

2

0

2x3 dx

lxhdxh l

,61

321 2

02

32

3 lhctgl

xhctglNl

lx

(5)

Подставляя определенное из ΔСОД выражение sin

hh в уравнение (5),

получим

,sin6

1)( 2

2

3 lhctglN

(6)

где h – наибольшая высота отсыпанных отвальных пород на боковой поверхности, м.

Силы трения на боковой поверхности определяются из выражения T3(l) = N3(l) · tgρ1 + C3L3, (7)

или

Проецируя полученные нормальные силы и силы трения со стороны одной боковой поверхности ущелья на осевую плоскость АОС, получим R3 = N3sinΘ + T3cosΘ, (8) где Θ – угол, образованный боковой и осевой поверхностями, град.

Проекция на осевую плоскость реактивных сил, равных геометрической сумме сил трения и нормальных сил со стороны другой боковой поверхности ущелья (R4) при том же угле (Θ) между боковой и осевой поверхностями, равна R4 = N4sinΘ + T4cosΘ. (9)

Условие равновесия сдвигающих и удерживающих сил, воздействующих на призмы активного и пассивного давлений, т.е. силы реакций между отсеками Е1 и Е2 в условиях формирования отвала в ущелье и с учетом воздействия боковых реактивных сил, имеет вид

ΔE = (E2 – 2R4) – (E1 + 2R3). (10) Из данного выражения следует, что силы реакции призмы активного

давления уменьшаются, а силы реакции призмы упора, наоборот, увеличиваются.

3312

2

3 sin61 LCtglhctglT

.

91

В работе [11] рассмотрено условие предельного равновесия призм активного давления и призмы упора спoлзающей на наклонном основании горной массы. На основании поочередного проектирования известных по величине и направлению сил (сила массы отсеков Р1 и Р2, силы сцепления С1 и С2, реактивные силы R1 и R2) на направления сдвижения горной массы, принимая условия равенства реакций Е1 = Е2 между отсеками призм в момент предельного равновесия, авторами получено выражение

222

22222

111

11111

)(sin)(cos)(sin)(cos

tgTLCtgN

tgLCtgNT

. (11)

С учетом полученной нами зависимости (10) между реакциями отсеков сдвигающихся призм при отвалообразовании в ущельях выражение (11) можно записать в следующем виде:

3

111

111114

222

22222 2)(sin)(cos

2)(sin)(cos

Rtg

LCtgNTRtg

TLCtgN

. (12)

Учитывая, что при расчетах параметры отвала определяют соответствующими предельному равновесию, но с показателями прочности горной массы (угол внутреннего трения ρ и сцепление с), уменьшенными на величину коэффициента запаса, т.е. в n раз [12], общее уравнение предельного равновесия отвалов, сооруженных в ущельях, предлагается представить в виде

,0)(22)2sin()2(cos)()(cos

43

222

22

111

111

11

RR

ntg

Ln

Cn

tgNT

ntg

Ln

Cn

tgNT

(13)

или

.0)(2)(sin)(cos)(sin)(cos 43

222

22222

111

11111

RR

tgnnTLCtgN

tgnLCtgNnТ

(14)

Коэффициент запаса устойчивости многоярусного отвала должен быть не менее 1,3, в противном случае - изменяются основные параметры отвала с целью получения необходимой величины n.

Выводы

1. В настоящее время известно много исследований по определению параметров нагорных отвалов, однако нет единого мнения относительно их точности и применения в сложных рельефных условиях отвалообразования.

2. В известных методических указаниях по расчету параметров отвалов силы распора (зажима) не учитываются, что приводит к необоснованности установления коэффициента запаса устойчивости многоярусного отвала.

92

3. При известном соотношении сил в призмах активного давления и упора в отвале вскрышных пород решена объемная задача установления дополнительного воздействия боковых реактивных сил распора, возникающих в процессе отвалообразования в ущельях.

Литература

1. Манукян Л.А. Разработка основ сооружения и безопасной эксплуатации отвалов и

хвостохранилищ горнорудного производства: Автореферат дис. ... докт. техн. наук.- Ереван, 2008.- 35 с.

2. Афанасьев Б.Г., Шманин И.Б. Расчет устойчивости откосов с учетом действующих боковых сил // Изв. Вузов. Горный журнал.- 1990.- №5.- С. 41-44.

3. Аханов Г.М. Порядок выемки запасов и погашения многоярусных выработанных пространств // Горный журнал.- 2006.- № 1.- С. 48 - 51.

4. Галустьян Э.Л. Управление геомеханическими процессами в карьерах. – М.: Недра, 1980.- 237 с.

5. Галустьян Э.Л. Конструкция нерабочих бортов карьеров по критерию их устойчивости // Горный вестник. - 1998.- № 5.- С. 12-15.

6. Ершов Н.П. Опыт организации складирования больших объемов скальных пород в условиях сильно пересеченной местности // Горнорудное производство. Совершенствование вскрытия и технологии разработки месторождений открытым способом / Институт горного дела МЦМ СССР. – Свердловск, 1978. – С. 39-44.

7. Комаров В.В. Решение объемной (трехмерной) задачи об устойчивости откосов в скальных трещиноватых породах // Горнорудное производство. Совершенствование вскрытия и технологии разработки месторождений открытым способом / Институт горного дела МЦМ СССР. – Свердловск, 1978. – С. 44-53.

8. Попов В.Н., Ли А.П., Попов И.И. Объемное решение задачи по определению параметров уступов в скальных трещиноватых породах // Изв. Вузов. Горный журнал. – 1967. – № 3.- С. 32-34.

9. Галустьян Э.Л. Методы оценки устойчивости откосов нагорных карьеров // Горный журнал. - 2002.- № 11-12.- С. 9 – 12.

10. Снитко Н.К. Статическое и динамическое давление грунтов и расчет подпорных стенок. – М.: Госстройиздат, 1963. – 294 с.

11. Абегян Ц.Х., Дарбинян С., Алексанян Г.М. О параметрах многоярусных отвалов на наклонном основании в связи с порядком их образования // Научные труды НИГМИ.- Ереван, 1969.- Вып. VIII. - С. 25-53.

12. Методические указания по определению углов наклона бортов, откосов, уступов и отвалов строящихся и эксплуатируемых карьеров / ВНИМИ.- Л., 1972.– 162 с.

Поступила в редакцию 07.04.2014.

Принята к опубликованию 24.10.2014.

93

ԿԻՐՃՈՒՄ ՁԵՎԱՎՈՐՎՈՂ ԲԱԶՄԱՍՏԻՃԱՆ ԼՑԱԿՈՒՅՏԻ ԿԱՅՈՒՆՈՒԹՅԱՆ ՈՐՈՇՄԱՆ ՄԵԹՈԴԻ ԿԱՏԱՐԵԼԱԳՈՐԾՈՒՄԸ

Լ.Ա. Մանուկյան

Հարթ տարածքներում և ռելիեֆային բարդ պայմաններում բազմաստիճան լցակույտերի

կազմավորման տեխնոլոգիական լուծումները միմյանցից զգալիորեն տարբերվում են: Չնայած դրան, լցակույտերի կայունության որոշման մեթոդական ցուցումներում մշակված է լցակույտերում պահող և տանող ուժերի տեղաբաշխման նույն մոտեցումը: Կիրճի համարժեք նյութերից պատրաստված ծավալային մոդելով բազմաստիճան լցակույտի կազմավորման ընթացքի հետազոտությունը ցույց է տվել, որ որոշակի բարձրությունից սկսած՝ լցակույտի առանցքայի հարթության վրա առաջ են գալիս տարահրող ուժեր: Վերջիններիս հաշվի առնելը կիրճերում կազմավորվող լցակույտերի կայունության որոշման հաշվարկային մոդելներում հնարավորություն կտա բարձրացնելու պահեստավորվող մակաբացման ապարների արդյունավետ և անվտանգ ծավալների որոշման ճշտությունը: Կիրճի թեք հիմնատակի վրա բազմաստիճան լցակույտի կազմավորման պայմանների համար լուծված է ծավալային խնդիր, որում լցակույտի ապարային զանգվածում ակտիվ ճնշման և հենման պրիզմաների միջև լարվածային ուժերի փոխազդեցության հետ միասին հաշվի են առնվել նաև լցակույտի կազմավորման ընթացքում կիրճի կողային մակերևույթներից առաջացող ռեակտիվ ուժերի տարահրման լրացուցիչ ազդեցությունները:

Առանցքային բառեր. կիրճ, բազմաստիճան լցակույտ, լանջ, երկնիստ անկյուն, տարահրման ուժեր, առանցքային հարթություն, կայունություն: IMPROVING THE METHOD FOR DETERMINING THE STABILITY OF A MULTI-

TIERED DUMP UNDER CONSTRUCTION IN A GORGE

L.A. Manukyan

Technological solutions for the multi-tiered dump construction on plains and complex relief conditions significantly differ from each other. However, in the methodical instructions on calculation of the dump stability, a unified approach at determining the distribution of resistant and shearing forces occurring in the dump body is developed. The study of the multi-tiered dump construction process in the gorge on three-dimensional models made of equivalent materials has shown that beginning from a certain height, in the axial plane of the dump, the forces of thrust occur. The inclusion of the latter in the designed models on for determining the stability of dumps constructed in the gorges will allow to improve the accuracy of determining the rational and safe volumes of dumped overburden rocks. The three-dimensional problem of establishing the correlation of forces between the active pressure prisms and the stop considering the additional impact of the reaction forces from the side surfaces of the gorge resulting during the dump construction on the inclined base of the gorge.

Keywords: gorge, multilevel, dump, slope, dihedral angle, forces of thrust, axial plane, stability.

94

ВЕСТНИК ГИУА. СЕРИЯ ‘‘МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ’’. 2014. Вып. 17, №2

УДК 622.244.4.06 НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ

ПРОБЛЕМА ИЗМЕНЕНИЯ КАЧЕСТВА ВОДЫ ОЗЕРА СЕВАН

Т.Л. Оганесян

Государственный инженерный университет Армении (Политехник)

Озеро Севан - единственный крупный гарантированный источник пресной воды в Армении и крупнейший на всём Кавказе. В связи с этим с давних времён ставился вопрос эффективного использования водных ресурсов озера, а также изучения их качественных и количественных показателей. Падение уровня озера в совокупности с увеличением выбросов сточных вод отрицательно сказалось на биохимическом обороте веществ, привело к нарушению нормальной деятельности экосистем, что в конечном итоге повлекло за собой процесс эвтрофикации—увеличение накопления органических веществ в воде с 25 тыс. т в 1930-х годах до 150 тыс. т в 1999 году. Эвтрофикация выражается в периодическом “цветении” озера и грозит ухудшением качества воды, непригодностью к использованию в питьевых и хозяйственных целях.

Ключевые слова: водные ресурсы, пресная вода, экосистема, качество воды, гидрогеохимия, режим.

Введение. Среди гидрогеологических проблем проблема пресной воды

является одной из наиболее актуальных и имеет жизненно-стратегическое значение. В этом аспекте особый интерес представляет высокогорное озеро Севан (на высоте 1900 м), которое по своей уникальности было включено в книгу Б.Б. Вагнера “Сто великих чудес природы”.

Перед исследователями, изучающими озеро, появилась редкая возможность оценить характер изменения гидрохимического режима и трофности озера в результате изменения гидрологического режима – искусственного понижения уровня озера на 18,5 м. Было установлено, что причиной антропогенного эвтрофирования озера явилось совместное действие двух ведущих факторов – перестройки внутриводоемных процессов в результате понижения уровня озера в условиях нарушенного естественного динамического равновесия в системе “вода-донные отложения” и избыточного поступления биогенных веществ с водосборного бассейна. В настоящее время оз. Севан относится к водоемам с величиной общей минерализации 680±20 мг/л с фоновыми показателями по солевому составу с преобладанием гидрокарбонат- и магний-ионов. В воде озера наблюдаются повышенные концентрации всех форм азота и пониженные – общего фосфора [1].

95

Для замедления эвтрофирования озера в 50-60-ых годах прошлого века было предложено осуществить подъем уровня на 6 метров до отметки 1903,5 м за счет увеличения речного притока, перераспределения стока рек бассейна р. Кура и уменьшения поверхностного стока из озера путем строительства для нужд орошения, системы водохранилищ на других водных объектах республики при одновременном осуществлении мероприятий по предотвращению поступления загрязняющих веществ с водосборного бассейна. В 1981 г., когда началась эксплуатация канала Арпа-Севан, уровень озера относительно стабили-зировался. Однако оптимистические прогнозы тех лет не оправдались.

В результате экономического и энергетического кризиса 1993-1994 гг.: уровень воды в озере не повысился и в 2004 году соответствовал уровню

1981 года; переброска воды по каналу Арпа-Севан в озеро началась только в 2004 г.; уровень озера к 2007 г. повысился на 1,7 м (по сравнению с 1981 г.),

обнажив примерно 5 тыс.га территорий; в связи с хозяйственно-экономическим спадом производства во всех

отраслях промышленности и сельского хозяйства и сокращением численности преимущественно городского населения региона значительно сократились нагрузки на озеро со стороны водосборного бассейна. Гидролого-гидродинамический аспект для оз. Севан является тем фоном, на

котором развиваются все остальные современные процессы формирования качества воды.

Методы исследования. Главный вопрос в отношении использования водных ресурсов состоит в том, чтобы найти динамическое равновесие между тем, сколько можно изъять воды из водоема для развития экономики и сколько необходимо оставить в нем для оптимального развития всей экосистемы. Направленное повышение или понижение уровня воды неизбежно ведет к изменению всех ее показателей, в том числе гидрохимических. Здесь вопросы качества и количества воды представляют собой единое целое. Начавшееся повышение уровня воды озера, как и предшествующее ему понижение, приводят к неизбежной дестабилизации химического состава воды с изменением направленности физико-химических, биохимических, биологических процессов. Прогнозирование таких изменений – труднорешаемая задача. Для этого необходимы надежная и объективная информация об экологическом состоянии озера, закономерностях формирования химического состава воды под воздейст-вием антропогенных факторов, а также исчерпывающие аналитические данные гидрохимических наблюдений. Такой информации относительно оз. Севан в настоящее время нет; начиная с 90-ых годов систематические наблюдения качества воды оз. Севан в объеме 80-ых уже не проводились, и сложившаяся на

96

сегодняшний день ситуация требует принципиально иных подходов при прогнозировании качества воды озера.

После понижения уровня озера на 19,0 м высвободилась полоса прибрежной зоны, достигающая местами (из-за пологости рельефа) ширины 4…5 км, которая впоследствии стала культивироваться под сельскохозяйственные угодья. Для повышения продуктивности вновь образованного на донных отложениях почвенного слоя стала применяться интенсивная технология по созданию почв с высоким содержанием органики. В результате был сделан превый шаг по созданию почвенного покрова, не характерного для данной биоклиматической зоны со всеми вытекающими последствиями [2].

Повышение уровня привело к тому, что эти вещества уже в виде почвы снова остались под водой и имеют свою долю в процессе загрязнения озера.

Этим процессом, по-видимому, можно объяснить постоянное увеличение концентраций, в частности нитратов, в озерной воде. К сожалению, сегодня мы не располагаем данными о количественной составляющей этого процесса. Тем не менее объяснение увеличения ряда компонентов минерализации (в том числе и биогенных) лишь только за счет вводимых удобрений, по нашему мнению, является частичным [3].

В результате искусственного повышения уровня оз. Севан качество воды озера значительно ухудшилось как по гидрохимическим, так и по микробиоло-гическим и гидробиологическим характеристикам. На сегодня сложилась ситуация, когда ухудшение качества воды не прогнозируется, а фиксируется как уже свершившийся факт. При этом стандартным стало представление о том, что значительное ухудшение качества воды озера в настоящее время связано с масштабами хозяйственной деятельности в водосборном бассейне озера и прежде всего с поступлением в притоки озера неочищенных сточных вод.

Сточные воды без очистки отводятся соответственно в реки Гаварагет, Масрик, Мартуни, которые имеют рыбохозяйственное значение. При этом за последние 15…20 лет практически не наблюдалось случаев залпового загрязнения рек. В период работы канализационных очистных станций исследования качества сточных вод проводились в порядке надзора за работой отдельных звеньев очистных сооружений (табл. 1). После 1995 г. анализ сточных вод не проводился.

Некоторые исследования качества сточных вод канализационных коллекторов за 2008 г. позволили определить концентрации загрязняющих веществ (табл. 2) и сопоставить их с соответствующими концентрациями в реках.

97

Таблица 1 Степень очистки сточных вод на канализационных очистных станциях

(в числителе - входящая, в знаменателе - выходящая вода).

*БПК5 – биохимическое потребление кислорода

Таблица 2 Результаты анализов воды притоков оз. Севан и сточных вод канализационных

коллекторов, июнь-август 2008 г.

Из ряда данных, полученных в последние годы, следует, что изменение

уровнего режима, морфометрии, ухудшение водообмена приводят к дестабилизации экосистемы озера, а изменение в результате этого температур-ного режима, кислотно-щелочных, окислительно-восстановительных условий – возрастанию скорости потребления кислорода иловыми отложениями и выходу загрязняющих веществ в водную толщу. Иловые отложения, сформированные в период интенсивного эвтрофирования озера и содержащие запасы биогенных и органических веществ, могут быть постоянным и залповым (при пере-мешивании) источником пополнения воды озера загрязняющими веществами [1].

Название станции

Место спуска

сточных вод

Мощность, м3/сут.

Концентрация, мг/л

1985 г. 1995 г.

БПК5* Взвешен-

ные вещества

БПК5* Взвешен-

ные вещества

Мартуни р. Мартуни 4,0 180,0/ 21,0

190,0/ 17,0

160,0/ 45,0

180,0/ 45,0

Варденис р. Масрик 4,0 126,0/ 17,0

85,0/ 20,0

115,0/ 52,0

90,0/ 50,0

Место отбора проб

Концентрация, мг/л

БПК5 Взвешенные

вещества NH4+ NO2

- NO3- Nобщ PO4

3- Pобщ Фенол Формаль- дегид

р. Гаварагет Выпуск 1 Выпуск 2

р. Мартуни Выпуск 1 Выпуск 2 р. Масрик Выпуск 1 Выпуск 2

9 317 143 8 21 47 11 17 10

4,8 26,8 28,5 1,9 10,0 7,4 2,4 9,3 2,0

0,08 21,1 13,0 0,01 0,62 2,20 0,02 0,51 0,53

0,01 0,25 0,12 0,02 0,16 0,06 0,01 0,03 0,04

2,38 0,40 0,24 0,98 2,05 0,73 1,05 0,93 1,05

3,2 22,5 14,2 2,0 4,0 4,0 2,2 2,9 1,1

0,4 9,4 2,5 0,4 1,0 1,0 0,3 2,7 0,7

0,42 11,11 3,93 0,42 1,14 1,17 0,38 3,02 0,77

0,00 1,56 0,61 0,02 0,05 0,17 0,02 0,06 0,04

0,00 0,50 0,23 0,00 0,03 0,07 0,00 0,06 0,04

98

Результаты исследования и их обсуждение. По данным эксперименталь-ных исследований можно предположить, что наиболее значимые источники загрязнения озера не создают условий существенного влияния водосбора на качество воды. Динамическим процессам внутреннего водообмена, по-прежнему, принадлежит основная роль в формировании качества воды. При этом определяющими являются процессы вторичного загрязнения воды из донных отложений, затопления территорий, интенсивной переработки берегов, выравнивания береговой линии.

Экосистема оз. Севан подвержена хроническому стрессу, когда интенсив-ность изменения уровня продолжается годами. За короткий период времени, когда уровень озера относительно стабилизировался, произошло улучшение всех качественных характеристик воды. Начавшееся повышение уровня воды привело к повторному изменению направленности физико-химических, биохимических, биологических процессов. Колеблющийся в течение годов водный режим не позволяет озеру жить нормальной жизнью, и только повышение уровня озера до намеченной отметки и общая стабилизация всей системы позволят поддерживать нормальный режим жизни и самовос-становления оз. Севан.

Выводы На наш взгляд, эта проблема состоит из нескольких важных аспектов,

которые требуют исследования в комплексе, а именно: сельскохозяйственная деятельность и притоки неочищенных сточных вод; иловые отложения, сформированные в период интенсивного эвтрофирова-

ния озера и содержащие запасы биогенных и органических веществ, а также процессы вторичного загрязнения воды из донных отложений;

региональные изменения всей системы процессов гипергенеза, протекаю-щие сегодня в бассейне озера.

Литература

1. Бабаян Г.Г. Эколого-гидрохимическая оценка современного состояния некоторых водных объектов Республики Армения.- Ереван: ЗАНГАК-97, 2006. – 210 с.

2. Капланян П.М. К проблеме загрязнения вод озера Севан // Изв. АН АрмССР. Науки о Земле. -1988.- Т. XLI, № 3. – С. 21-24.

3. Հովհաննիսյան Տ.Լ. Սևանի և Արեգունու լեռնաշղթաների ջրերի հիդրոերկրաքիմիական բնութագիրը // ՀՃԱԼ.- 2009.- Հ. 6, N4. - էջ 546-551:

Поступилa в редакцию 20.06.2014. Принята к опубликованию 24.10.2014.

99

ՍԵՎԱՆԱ ԼՃԻ ՋՐԻ ՈՐԱԿԻ ՓՈՓՈԽՈՒԹՅԱՆ ՀԻՄՆԱԽՆԴԻՐԸ

Տ.Լ. Հովհաննիսյան

Սևանա լիճը, որ ամենախոշորն է ողջ Կովկասում, Հայաստանի քաղցրահամ ջրի միակ երաշխավորված աղբյուրն է: Այդ պատճառով դեռ վաղ ժամանանակներից խնդիր է դրված հետամուտ լինել լճի ջրային պաշարների արդյունավետ օգտագործմանը, ինչպես նաև դրանց քանակական և որակական ցուցանիշներին առնչվող հիմնախնդիրների ուսումնասիրմանը: Վերջին տասնամյակներում կտրուկ վատացել է Սևանա լճի և նրա էկոհամակարգի իրավիճակը։ Մակարդակի իջեցմանը զուգահեռ՝ դրան նպաստեց նաև կեղտաջրերի քանակի մեծացումը։ Այդ ամենը, ի վերջո, հանգեցրեց նրան, որ ավելացան ջրում օրգանական նյութերի կուտակումները՝ 1930-ականների 25 հազար տոննայից 1999 թվականին հասնելով 150 հազար տոննայի։ Նկատվում է Սևանի աղտոտում ծանր մետաղներով, լճի ճահճացում, ձկնային պաշարների նվազում։

Առանցքային բառեր. ջրային պաշարներ, քաղցրահամ ջուր, էկոհամակարգ, ջրի որակ, հիդրոերկրաքիմիա, ռեժիմ:

THE PROBLEM OF CHANGING THE WATER QUALITY IN LAKE SEVAN

T.L. Hovhannisyan Lake Sevan is the only major guaranteed source of fresh water in Armenia and the

largest in the entire Caucasus. In connection with this, the issue of the effective use of the water resources of the lake, as well as the study of their qualitative and quantitative indices has always been of utmost importance.

The decrease in the water level along with the increase in the release of sewage water had a negative impact on the biochemical circulation of substances which lead to a disturbance of the normal ecosystem, which eventually caused eutrophication – the increase in accumulation of organic substances in water from 25 thousand tons in the 1930s to 150 thousand tons in 1999. Eutrophication is expressed by periodical “frorescence” of the lake and brings to the deterioration of the water quality and its uselessness for drinking and domestic purposes.

Keywords: water resources, fresh water, ecosystem, water quality, hydrogeochemistry, regime.

100

ՀԵՂԻՆԱԿՆԵՐԻ ՑՈՒՑԱԿ

1. Աբեսաձե Նանուլի Մամիևի - տ.գ.թ., ակադեմիական դոկտոր, Քութայիսիի Ա. Ծերեթելու անվան պետական համալսարան

2. Աղբալյան Ալլա Սուրենի - մագիստրոս, կրտսեր գիտաշխատող, ՀՊՃՀ

3. Աղբալյան Արտակ Սուրենի - տ.գ.թ., դոցենտ, ՀՊՃՀ

4. Աղբալյան Սուրեն Գևորգի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

5. Առստամյան Ժենյա Մելիքի - ք.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

6. Բոյաջյան Սոնա Գառնիկի - մագիստրոս, կրտսեր գիտաշխատող, ՀՊՃՀ

7. Գոգոլաձե Մակվալա Շալվի - տ.գ.թ., պրոֆեսոր, Քութայիսիի Ա. Ծերեթելու անվան պետական համալսարան

8. Հովհաննիսյան Արմեն Մարտիկի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոնի վարիչ, ՀՊՃՀ

9. Հովհաննիսյան Տաճատ Լևոնի - տ.գ.թ., ասիստենտ, Ընդերքաբանության և շրջակա միջավայրի պահպանության ամբիոն, ՀՊՃՀ

10. Ղազարյան Արթուր Նիկոլայի - տ.գ.թ., դոցենտ, ՀՊՄՀ

11. Մանուկյան Լևոն Անդրանիկի - տ.գ.դ., ավագ գիտաշխատող, լաբորատորիայի վարիչ, <<Լեռնամետալուրգիայի ինստիտուտ>> ՓԲԸ

12. Մարգարյան Սոկրատ Մանուկի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Սարքավորումների փաթեթավորման և կաշվի ու մորթու տեխնոլոգիայի ամբիոն, ՀԱԱՀ

13. Մարտիրոսյան Արթուր Մարտունու տ.գ.թ., գիտաշխատող, ՀՊՃՀ

14. Մարտիրոսյան Մարտին Վազգենի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

15. Պետրոսյան Հասմիկ Սամսոնի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

16. Սարգսյան Անի Ռուբենի - հայցորդ, կրտսեր գիտաշխատող, ՀՊՃՀ

17. Սարգսյան Լազար Երեմի - տ.գ.դ., պրոֆեսոր, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

18. Սարոյան Անահիտ Վոլոդյայի - լաբորանտ, Սարքավորումների, փաթեթավորման և կաշվի ու մորթու տեխնոլոգիայի ամբիոն, ՀԱԱՀ

19. Վադաչկորիա Զինաիդա Արտյոմի - տ.գ.թ., ակադեմիական դոկտոր, Քութայիսիի Ա. Ծերեթելու անվան պետական համալսարան

20. Վասիլյան Գայանե Արտաշի - տ.գ.թ., ասիստենտ, լաբորատորիայի վարիչ, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

21. Փուրցխվանիձե Օմարի Գեորգիի - տ.գ.թ., պրոֆեսոր, Քութայիսիի Ա. Ծերեթելու անվան պետական համալսարան

22. Օրդյան Նունե Ալբերտի - տ.գ.թ., դոցենտ, Մեքենագիտության և նյութերի մշակման ամբիոն, ՀՊՄՀ

23. Ֆրանգուլյան Ալբերտ Ալեքսանի - տ.գ.թ., դոցենտ, Մետալուրգիայի և նյութագիտության ամբիոն, ՀՊՃՀ

101

СПИСОК АВТОРОВ 1. Абесадзе Нанули Мамиевна - к.т.н., академический доктор, Кутаисский

государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

2. Агбалян Алла Суреновна - магистрант, младший научный сотрудник, ГИУА 3. Агбалян Артак Суренович - к.т.н., доцент, ГИУА 4. Агбалян Сурен Геворкович - д.т.н., профессор, кафедра Металлургии и

материаловедения, ГИУА 5. Арстамян Женя Меликовна - д.х.н., профессор, кафедра Металлургии и

материаловедения, ГИУА 6. Бояджян Сона Гарниковна - магистрант, младший научный сотрудник, ГИУА 7. Вадачкория Зинаида Артёмовна - к.т.н., академический доктор, Кутаисский

государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

8. Василян Гаяне Арташевна - к.т.н., ассистент, заведующий лабораторией, кафедра Металлургии и материаловедения, ГИУА

9. Гоголадзе Маквала Шалвовна - к.т.н., ассоциированный профессор, Кутаисский государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

10. Казарян Артур Николаевич к.т.н., доцент, АГПУ им. Х.Абовяна 11. Манукян Левон Андраникович - д.т.н., старший научный сотрудник, заведующий

лабораторией, ЗАО “Лернаметалургиаи институт” 12. Маркарян Сократ Манукович - д.т.н., профессор, кафедра Оборудования, пищевых

производств, технологии упаковки кожи и меха, НАУА

13. Мартиросян Артур Мартунович - к.т.н., научный сотрудник, ГИУА 14. Мартиросян Мартин Вазгенович - д.т.н., профессор, кафедра Металлургии и

материаловедения, ГИУА 15. Оганесян Армен Мартикович - д.т.н., профессор, заведующий кафедрой

Металлургии и материаловедения, ГИУА 16. Оганисян Тачат Левонович - к.т.н., ассистент, кафедра Недрологии и охраны

окружающей среды, ГИУА 17. Ордян Нуне Альбертовна - к.т.н., доцент, кафедра Машиноведения и обработки

материалов, АГПУ им. Х.Абовяна 18. Петросян Асмик Самсоновна - д.т.н., профессор, кафедра Металлургии и

материаловедения, ГИУА 19. Пурцхванидзе Омари Георгиевич - к.т.н., ассоциированный профессор, Кутаисский

государственный университет им. Ак. Церетели, Грузия

20. Саргсян Лазарь Еремович - д.т.н., профессор, кафедра Металлургии и материаловедения, ГИУА

21. Саркисян Ани Рубеновна - соискатель, младший научный сотрудник, ГИУА 22. Сароян Анаит Володяевна - лаборант, кафедра Оборудования, пищевых

производств, технологии упаковки кожи и меха, НАУА

23. Франгулян Альберт Алексанович - к.т.н., доцент, кафедра Металлургии и материаловедения, ГИУА

102

LIST OF THE AUTHORS

1. Abesadze Nanuli Mamiev - Cand. of tech. sci., Academician Dr., Kutaisi State University Ak. Tsereteli, Georgia

2. Aghbalyan Alla Suren - Graduate Student, Junior Researcher, SEUA 3. Aghbalyan Artak Suren - Cand. of Tech. Sci., Associate Prof., SEUA 4. Aghbalyan Suren Gevorg - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair ,,Metallurgy and Material

Science’’, SEUA 5. Arstamyan Zhenya Melik - Dr. of chem. sci., Prof. Prof. of the Chair ,,Metallurgy and

Material Science’’, SEUA 6. Boyajyan Sona Garnik - Graduate Student, Junior Researcher, SEUA 7. Frangulyan Albert Aleqsan - Cand. of Tech. Sci., Associate Prof. of the Chair ,,Metallurgy

and Material Science’’, SEUA 8. Ghazaryan Arthur Nikolay Cand. of Tech. Sci., Associate Prof., State Pedagogical

University of Armenia 9. Gogoladze Makvala Shalvov - Cand. of tech. sci., Associate Prof., Kutaisi State University

Ak. Tsereteli, Georgia 10. Hovhannisyan Armen Martik - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair ,,Metallurgy and Material

Science’’, Head of the Chair a Metallurgy and Material Science, SEUA

11. Hovhannisyan Tachat Levon - Cand. of Tech. Sci., Assistant Prof. of the Chair “Mining and Enviromental Protection”, SEUA

12. Manukyan Levon Andranik - Dr. of tech. sci., Senior Researcher, Head of the Laboratory, Institute of Mining Metallurgy, CJSC

13. Margaryan Sokrat Manuk - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair ,, Equipment of Food Industry, Packaging and Technology of Leather and Fur’’, National Agrarian University of Armenia

14. Martirosyan Artur Martun - Cand. of tech. sci., Researcher, SEUA 15. Martirosyan Martin Vazgen - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair ,,Metallurgy and Material

Science’’, SEUA 16. Ordyan Nune Albert Cand. of Tech. Sci., Associate Prof. of the Chair “Machinery

Schiences and Material Processing”, State Pedagogical University of Armenia

17. Petrosyan Hasmik Samson - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair “Metallurgy and Material Science’’, SEUA

18. Purtskhvanidze Omari Georgi - Cand. of tech. sci., Associate Prof., Kutaisi State University Ak. Tsereteli, Georgia

19. Sargsyan Ani Ruben - Probationer, Junior Researcher, SEUA 20. Sargsyan Lazar Yerem - Dr. of tech. sci., Prof. of the Chair ,,Metallurgy and Material

Science’’, SEUA 21. Saroyan Anahit Volodya - Laboratory assistant of the Chair ,, Equipment of Food

Industry, Packaging and Technology of Leather and Fur’’, National Agrarian University of Armenia

22. Vadachkoria Zinaida Artem - Cand. of tech. sci., Academician Dr., Kutaisi State University Ak. Tsereteli, Georgia

23. Vasilyan Gayane Artash - Cand. of tech. sci., Assistant Prof. of the Chair ,,Metallurgy and Material Science’’, Head of the Laboratory, SEUA

103

ՀՈԴՎԱԾՆԵՐԻ ՁԵՎԱՎՈՐՄԱՆ ԿԱՆՈՆՆԵՐԸ Հայաստանի պետական ճարտարագիտական համալսարանի (Պոլիտեխնիկ) Բանբերը գրախոսվող

հանդես է, որը հրապարակում է գիտատեխնիկական, նաև պատվիրված ակնարկային-վերլուծական բնույթի հոդվածներ, հաղորդումներ, ինչպես և տվյալ բնագավառի անվանի գիտնականների հոբելյաններին, նոր գրքե-րին, համալսարանի մասնակցությամբ կայացած գիտաժողովներին նվիրված նյութեր, խմբագրությանն ուղղված նամակներ:

Նյութը խմբագրություն ներկայացվում է ըստ հետևյալ պահանջների. 1. Երկու օրինակ, նաև էլեկտրոնային տարբերակով (banber@seua.am), համակարգչային շարվածքը`

Microsoft Office Word: Հոդվածի ծավալը կարող է լինել մինչև 10 էջ, հաղորդումներինը` մինչև 4 էջ: Տեքստը շարադրվում է A4 չափսի թղթի վրա, աշխատանքային դաշտը` Top-5սմ, Bottom-5,1սմ, Left-5,75սմ, Right-1,75սմ, Footer-4,6սմ, միջտողային տարածությունը (Line spacing)` 1,1, պարբերությունը (First line)` 0,75 սմ: Հայերեն լի-նելու դեպքում նյութը շարադրվում է GHEA Grapalat տառատեսակով, տառաչափը՝ 10, իսկ ռուսերենի կամ անգլերենի դեպքում` Times New Roman տառատեսակով, տառաչափը՝ 11:

2. Թղթի վերևի ձախ անկյունում գրվում է համապիտանի տասնորդական դարականիշը` տեքստին համապատասխան լեզվով (ՀՏԴ, УДК, UDC, 9 տառաչափով հայերենի դեպքում, ռուսերենի կամ անգլերենի դեպքում՝ 10), հաջորդ տողի կենտրոնում վերնագիրը` գլխատառերով, հաջորդ տողում հեղինակ(ներ)ի անվան-հայրանվան սկզբնատառերը և ազգանուն(ներ)ը` bold, 10 տառաչափով հայերեն տեքստի դեպքում և 11 տառաչափով՝ անգլերեն և ռուսերեն տեքստերի դեպքում, մեկ տող ներքև՝ հեղինակ(ներ)ի աշխատավայրը՝ italic, 9 տառաչափով՝ հայերեն և 10 տառաչափով՝ ռուսերեն և անգլերեն:

3. Նյութը սկսվում է ամփոփումով (անոտացիա) այն լեզվով, որով ներկայացված է: Ամփոփումն ավարտվում է առանցքային բառերով` տառաչափը` 9 հայերեն տեքստի դեպքում և 10 տառաչափով՝ անգլերեն և ռուսերեն տեքստերի դեպքում, և միայն «Առանցքային բառեր» արտահայտությունը` bold, italic: Ամփոփումը պետք է լինի 70-100 բառ, առանցքային բառերը կամ բառակապակցությունները՝ 4-8 բառ:

4. Երաշխավորվում է նյութի շարադրման հետևյալ կարգը. «Ներածություն», որը պետք է համառոտ ներառի հարցի վիճակը, թեմայի արդիականությունը և հետազոտության նպատակը, «Խնդրի դրվածքը և մեթոդիկայի հիմնավորումը», «Հետազոտության արդյունքները», «Եզրակացություն», անհրաժեշտության դեպքում՝ նաև այլ բաժիններ՝ համապատասխան վերնագրերով:

5. Տեքստում հղումները գրականությանը նշվում են ուղղանկյուն փակագծերով: Բանաձևերը ներկայացվում են նոր տողից, Equation Editor ծրագրով, italic, տառաչափը՝ 11, անհրաժեշտության դեպքում համարակալվում են տողի վերջում` սովորական (կոր) փակագծում:

6. Նկարներն ու աղյուսակները հաջորդում են տեքստում համապատասխան հղումներին: «Նկ.» և «Աղ-յուսակ» բառերը, նկարների մակագրությունը և աղյուսակների անվանումները գրվում են Italic 9 տառաչափով հայերեն տեքստի դեպքում և 10 տառաչափով՝ անգլերեն և ռուսերեն տեքստերի դեպքում:

7. Տեքստին հաջորդում է գրականության ցանկը` 9 տառաչափով հայերեն տեքստի դեպքում և 10 տառաչափով՝ անգլերեն և ռուսերեն տեքստերի դեպքում, միայն հեղինակի ազգանունն ու անվան-հայրանվան սկզբնատառերը` bold, «Գրականություն»` տողի կենտրոնում, փոքրատառերով: Ցանկում գրականության յուրաքանչյուր աղբյուր համարակալվում է ըստ տեքստում իր հղման հերթականության: Գրականության աղբյուրները պարբերական հրատարակությունների դեպքում ներկայացվում են հետևյալ կարգով. հեղինակի ազգանունը, անվան-հայրանվան սկզբնատառերը, վերնագիրը, հանդեսի անվանումը կամ ընդունված հապավումը, հրատարակման տարեթիվը, հատորի ու թողարկման համարները, հերթական համարը, նյութի զետեղման էջերը, գրքերի դեպքում՝ հեղինակի ազգանունը, անվան-հայրանվան սկզբնատառերը, վերնագիրը, հրատարակման վայրը, հրատարակչությունը, թվականը, էջերի քանակը:

8. Գրականության ցանկին հաջորդում են ամփոփումները մյուս երկու լեզուներով (եթե տեքստը հա-յերեն է, ամփոփումները նախ` ռուսերեն, ապա` անգլերեն, եթե ռուսերեն է, նախ` հայերեն, ապա` անգլերեն, եթե անգլերեն է, նախ` հայերեն, ապա` ռուսերեն): Ամփոփումները բոլոր երեք լեզուներով իրենց բովանդակու-թյամբ և առանցքային բառերով պետք է լինեն նույնական:

9. Տեքստը ստորագրվում է հեղինակ(ներ)ի կողմից, նշվում է նյութը խմբագրություն հանձնելու ամսաթիվը: Տեքստի խմբագրված և սրբագրված տարբերակը համաձայնեցվում է հեղինակ(ներ)ի հետ:

10. Հեղինակ(ներ)ն առանձին էջով ներկայացնում է (են) ազգանուն, անուն, հայրանունը (լրիվ), աշխատավայրի, սովորելու վայրի լրիվ անվանումը, զբաղեցրած պաշտոնը, գիտական աստիճանը, հեռախոսահամարները (աշխատանքային, տան և բջջային):

104

ПРАВИЛА ОФОРМЛЕНИЯ СТАТЕЙ

Вестник Государственного инженерного университета Армении (ПОЛИТЕХНИК) - рецензируемый журнал, в котором публикуются статьи научно-технического характера, сообщения, заказные обзорно-аналитические статьи, а также материалы, посвященные юбилеям известных в данной области ученых, новым книгам, научным конференциям при участии университета, и письма в адрес редакции.

Материал представляется в редакцию в соответствии со следующими правилами: 1. Статья в двух экземплярах и файл (banber@seua.am) статьи в формате Microsoft Office Word.

Объем статьи не должен превышать 10 страниц, объем сообщений – до 4-х страниц. Формат страницы – А4. Рабочее поле: Top – 5cm, Bottom – 5,1cm, Left – 5,75cm, Right – 1,75cm, Footer – 4,6cm, межстрочный интервал (Line spacing) – 1,1, красная строка (First line) – 0,75cm. Для статьи, написанной на армянском языке, применяется шрифт GHEA Grapalat (размер шрифта - 10), а на русском и английском – Times New Roman (размер шрифта – 11).

2. В левом верхнем углу первого листа указывается универсальный десятичный классификатор (ՀՏԴ, УДК, UDC, размер 9 – на арм.яз., 10 – на рус. и англ. яз.); строкой ниже по центру указывается название статьи – заглавными буквами, шрифт Bold, размер 10 – на арм.яз., 11 – на рус. и англ. яз., строкой ниже - инициалы (И.О.) и фамилия - строчными буквами, шрифт Bold, размер 10 – на арм.яз., 11 – на рус. и англ. яз., выравнивание по центру; строкой ниже – место работы - шрифт italic, размер 9.

3. Материал текста начинается с аннотации и представляется на том языке, на котором написана статья. Текст аннотации должен включать 70-100 слов. После аннотации пишутся ключевые слова – от 4-х до 8-и слов или словосочетаний. Размер текста аннотации и ключевых слов 9 – на арм.яз., 10 – на рус. и англ. яз., словосочетание «Ключевые слова» - Bold, italic.

4. Рекомендуется следующий порядок изложения материала статьи: Введение, в котором должны быть кратко представлены состояние вопроса, актуальность темы и цель исследования; Постановка задачи и обоснование методики; Результаты исследования; Заключение (эти, а при необходимости, и другие разделы должны иметь соответствующие заголовки).

5. Ссылки на литературу в тексте даются в квадратных скобках. Формулы и математические выражения набираются редактором Microsoft Equation, italic, размер – 11. Формулы набираются с новой строки, выравнивание по центру. При необходимости, их нумеруют. Номер формулы располагается в конце строки, в круглых скобках.

6. Рисунки и таблицы располагаются в тексте по ходу ссылки на них. Слова «Рис.», «Таблица», а также названия рисунков и таблиц пишутся italic, размер 9 – на арм.яз., 10 – на рус. и англ. яз.

7. В конце статьи дается список литературы: размер 9 – на арм.яз., 10 – на рус. и англ. яз. Слово «Литература» располагается в центре строки строчными буквами, Bold. Цитированная литература нумеруется в порядке ссылки на нее в тексте. Каждый источник представляется в следующем порядке: в случае ссылки на статью из журнала: фамилия, инициалы И.О. - Bold, название статьи, название журнала, место издания, год издания, том и номер издания, с какой по какую страницы занимает статья в этом журнале; в случае ссылки на книгу: фамилия, инициалы И.О., название книги, место издания, название издательства, год издания, общее количество страниц.

8. После литературы представляются аннотации вместе с ключевыми словами на двух других языках. Если статья написана на армянском языке, то сначала дается аннотация на русском языке, затем на английском; если написана на русском языке – соответственно на армянском и английском, а если на английском – соответственно на армянском и русском языках. Содержание аннотаций и ключевые слова должны быть на трех языках одинаковыми.

9. Статья подписывается автором (авторами). В конце статьи ставится дата (число, месяц, год) представления статьи. Отредактированный и откорректированный вариант рукописи согласовывается с автором (авторами).

10. На отдельной странице необходимо представить следующие авторские данные: фамилия, имя, отчество; полное наименование места работы, места учебы; занимаемая должность, ученая степень и звание; номера телефонов (служебный, домашний, мобильный).

105

RULES FOR PREPARATION OF MANUSCRIPTS

Proceedings of State Engineering University of Armenia (Polytechnic) is a peer-reviewed journal which publishes scientific-technical and also analytic –review papers, short communications, as well as materials about the jubilees of prominent scientists, new books, scientific conferences coorganized by the University, letters addressed to the editorial board.

The material should be presented to the editorial staff in accordance with the requirements given below.

1. The authors are requested to submit two copies, and also the electronic version (banber@seua.am) of the manuscript by Microsoft Office Word. The volume of scientific paper is limited to 10 pages, and to 4 pages for short communications. The text should be printed on A4 sized paper. The text margins should be: Top – 5cm, Bottom – 5.1 cm, Left – 5.75 cm, Right – 1.75 cm, Footer – 4.6 cm, Line-spacing – 1.1 cm, the first line – 0.75 cm. Texts in Armenian should be printed by the GHEA Grapalat, font size 10, and the texts in Russian or English by Times New Roman, in font size 11 .

2. On the top left cornerof the first page, the Universal Decimal Classifier is placed (ՀՏԴ, УДК, UDC, font size 9 for texts in Armenian, and 10 – for Russian and English). The title of the article in capital letters, bold, font size 10 for texts in Armenian, and 11 – for Russian and English should be placed in the centre of the next line. The initials and the surname(s) in small letters and bold, in font size 10, for texts in Armenian, and in font size 11 for the ones in English and Russian should be lined up in the centre of the next line. In the following line, the workplace of the author (s) should be mentioned, italic, font size 9.

3. The text begins with an abstract in the language it is presented. The abstract should include 70-100 words. It ends with keywords in font size 9 for texts in Armenian, and in font size 10 for the ones in English and Russian. Only the word “Keywords” should be bold, italic.

4. The papers should include an introduction briefly introducing the state of the problem area, the importance of the subject and the aim of investigation, as well as sections describing the statement of the problem and selection of the methodology, the results of investigation, conclusion (other sections if necessary) with subtitles, and it should end with the list of references.

5. The references in the text should be given in square brackets. The formulae should be introduced by the Microsoft Equation Editor. They are printed from a new line in italic, font size 11 in the center of the line, and if necessary numbered at the end of the line in round brackets..

6. Figures and tables should follow their references given in the text. The words “Fig”, “Table”, the figure inscriptions and the table names should be printed in italic, in font size 9, for texts in Armenian, and in font size 10 for texts in English and Russian.

7. The text is followed by the references in font size 9 for texts in Armenian and in font size 10 for texts in English and Russian. Only the author’s initials and surname should be bold. The word “References” should be placed in the centre of the line in small letters, bold. In the list of references each source should be enumerated according to its reference number in the text. For the periodicals the references should be introduced in the following style: the author’s surname, initials, bold title, publication place, year, numbers of the volume and issue, page numbers, and for books – the author's name, the initials full title, publication place, publisher, year, total number of pages.

8. The references are followed by the abstracts in the other two languages. If the text is in Armenian, the abstracts should be first in Russian and then in English. The text in Russian should be followed first by Armenian and then by English abstracts, while the texts in English should be followed first by Armenian, then by Russian abstracts. The abstracts in all the three languages should be identical in content and keywords.

9. The manuscript should be signed by the author(s) with indication of the submission date. The edited and proofread version of the manuscript should be agreed upon by the author(s).

10. On a separate page, the author(s) should introduce his/her/their full surname(s), name(s), patronymic(s); the full name(s) of employment place, educational institution; the position occupied scientific degree, telephone numbers (office, home, mobile).

106

ԲԱՆԲԵՐ ՀԱՅԱՍՏԱՆԻ ՊԵՏԱԿԱՆ ՃԱՐՏԱՐԱԳԻՏԱԿԱՆ

ՀԱՄԱԼՍԱՐԱՆԻ (ՊՈԼԻՏԵԽՆԻԿ)

Սերիա ՄԵՏԱԼՈՒՐԳԻԱ, ՆՅՈՒԹԱԳԻՏՈՒԹՅՈՒՆ, ԸՆԴԵՐՔՕԳՏԱԳՈՐԾՈՒՄ

ВЕСТНИК ГОСУДАРСТВЕННОГО ИНЖЕНЕРНОГО

УНИВЕРСИТЕТА АРМЕНИИ (ПОЛИТЕXНИК)

Серия: МЕТАЛЛУРГИЯ, МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ, НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЕ

PROCEEDINGS OF STATE ENGINEERING UNIVERSITY

OF ARMENIA (POLYTECHNIC)

Series: METALLURGY, MATERIAL SCIENCE, MINING ENGINEERING

2014

2 Թողարկում Выпуск Issue 17

Հրատ. խմբագիր` Խմբագիրներ` Շապիկի ձևավորում`

ԺԱՆՆԱ ՍԵՅՐԱՆՅԱՆ ՀԱՍՄԻԿ Ց. ՊԵՏՐՈՍՅԱՆ ՀԱՍՄԻԿ Զ. ՂԱԶԱՐՅԱՆ ԷԴՈՒԱՐԴ ԿՈՒՐՂԻՆՅԱՆ

Ստորագրված է տպագրության՝ 31.05.2014թ.: Թուղթը՝ <<օֆսեթ>>: Տպագրությունը` ռիզո, Ֆորմատ՝ (70(100) 1/16:

Շարվածքը՝ համակարգչային: Տառատեսակը` Times New Roman, GHEA Grapalat: 6 տպ. մամ.:

Պատվեր՝ 276 Տպաքանակ՝ 120

Հայաստանի Պետական Ճարտարագիտական

Համալսարանի տպարան Երևան, Տերյան 105,Հեռ.`581 313

Типография Государственного Инженерного Университета

Армении Ереван, ул. Теряна 105,

Тел.: 581 313

Printing house of State Engineering University

of Armenia 105 Teryan str. Yerevan,

Tel. 581 313

107