Исследование возможности повреждения полимерного компаунд-протектора на абразиве для гидроабразивного резания под водой

Технология гидроабразивного резания (ГАР), основанная на формировании тонкой струи жидкости диаметром 1 – 2 мм с абразивными частицами, благодаря своей высокой эффективности и низкому тепловыделению играет важную роль в механической обработке. В частности, высокая скорость резки практически любых материалов толщиной до 300 мм делает ее широко используемой в области вырезания деталей из листа.

Адаптация ГАР к подводным условиям работы позволит решать различные задачи при выполнении подводных технологических операций, в том числе при обслуживании опасных объектов, спасательных операций и добычи полезных ископаемых. Например, в своем исследовании Shang Gang и др. изучили влияние концентрации абразива в струе, скорости перемещения сопла и давления в системе на режущую способность абразивной суспензии под водой и провели сравнение с аналогичными режимами при резании в воздушной среде [1].

Для транспортировки суспензии на большие расстояния от поверхности океана до его дна, Yamaguchi разработал систему ее прямой подачи по шлангу с добавлением полимеров для снижения гидравлического сопротивления. Для резки толстых стальных листов на большой глубине в океане было проведено моделирование с использованием контейнера под давлением, которое позволило определить требования к реальной резке [2].

Chen Z. и др. разработали роботизированное, дистанционно управляемое устройство для управления режущим соплом под водой. В своем исследовании Chen Z. описал технологическую схему резки стальных листов судна, затонувшего на глубине до 6 км, абразивной суспензией под сверхвысоким давлением. Также разработано оборудование для резки, установленное на морское дно, обеспечивающее давление истечения 140 МПа.

Для мониторинга и контроля процесса обработки материалов при выполнении гидроабразив-ного резания с использованием беспилотных подводных роботов-манипуляторов в своем исследовании Галиновский А.Л. и Мугла Д.Р. показали, что можно применить метод акустической эмиссии. Установлено, что метод акустической эмиссии позволяет определить момент прорезания материала струей воды для последующего перехода к процессу гидроабразивной резки по заданной траектории или сегментации [4].

Компания «Chukar Waterjet» (США) разработала гидромониторную систему, которая была использована на глубине 1430 метров при бурении скважины Макондо в Мексиканском заливе. С ее помощью нужно было удалить скопившиеся гидраты, которые затрудняли герметизацию скважины [5].

Таким образом, внедрение технологии гидроабразивного резания под водой возможно с использованием мобильных установок малой мощности около 140 МПа, что накладывает определенные ограничения на их применение.

• 2.    ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ

Одной из серьезных проблем является износ сопла в процессе резания под водой. С одной стороны, частая смена сопла затруднена в тяжелых условиях, с другой стороны, увеличение размера отверстия канала сопла приводит к снижению давления, а соответственно, и эффективности резки [6].

В настоящее время проведено множество исследований процесса износа сопла под действием абразивных частиц и предложены методы продления срока его службы. Во многих работах авторы изучили влияние геометрических параметров канала сопла на его повреждение. Из обзора литературы видно, что в основном исследуются комбинации таких параметров процесса, как угол схождения фокусирующей трубки, положение входного отверстия для частиц и угол входа абразивных частиц [7, 8]. Так, Илюхиной А.А. и Колпаковым В.И. предложен способ повышения эффективности мобильных установок, осуществляющих подводную гидроабразивную резку, основанный на использовании встроенного струйно-формирующего тракта, состоящего из алмазного сопла, дополнительной переходной трубки и фокусирующей трубки оптимальной конструкции струйного тракта [7].

Для снижения скорости износа и увеличения срока службы сопла некоторыми авторами предлагается применять высокопрочные композиционные керамические материалы на основе В4С с добавлением TiB2 и вольфрамокобальтовых сплавов WC-Co [9]. В своем исследовании Грег А. Морт установил, что срок службы композитных твердосплавных сопел более чем в 20 раз превышает срок службы сопел из WC-Co [10].

Многие исследователи используют различные методы моделирования износа сопла, такие как CFD анализ, дисперсионный анализ (ANOVA) и регрессионный анализ, чтобы определить оптимальные геометрические параметры канала сопла для снижения его износа. В работе Pi V.N. и Tuan N.Q. представлено исследование по поиску модели для прогнозирования износа композитных твердосплавных сопел при резке ГАР с применением гранатового абразива. Модель может быть использована для расчета срока службы сопла и, следовательно, для прогнозирования времени работы мобильной установки ГАР под водой [11].

Другая часть исследований направлена на установление влияния абразивных частиц на износ сопла. Определено время потери массы фокусирующей трубки при попадании абразива разного типа и размера в полость фокусирующей трубки сопла и сделана оценка срока ее службы [12, 13].

Как правило, твердость абразива напрямую влияет на скорость и глубину резания материала, соответственно, более твердый абразив обеспечивает высокую производительность и эффективность. Однако применение сверхтвердых абразивов, таких как электрокорунд, циркониевый корунд и других вызывает сильный износ сопла.

В работах [14, 15] показано и экспериментально доказано, что использование при гидроабра-зивной резке абразивных зерен, покрытых полимерной защитной пленкой (компаунд-протектор), способствует существенному увеличению срока службы деталей и узлов гидроабразивной установки, которые контактируют в рабочем процессе с гидроабразивной струей.

Нанесение покрытия на поверхность твердых частиц с образованием оболочки широко применяется в фармацевтической, пищевой, косметической промышленности и при производстве удобрений [16]. Необходимым условием является обеспечение однородности покрытия [17].

Основным методом нанесения покрытия на частицу является распыление вещества оболочки в псевдоожиженном слое, при котором твердые частицы приобретают подвижность относительно друг друга за счет восходящего потока воздуха. Раствор материала для покрытия распыляется на псевдоожиженные частицы, капли высыхают и оседают на поверхности частиц, образуя «послойный» рост в условиях сбалансированной псевдоожиженности и сушки, как показано на рис. 1.

Покрытие и сушка Формирование           Повторное Абразив в оболочке покрытия

Рис. 1. Схема формирования абразивных зерен в полимерной защитной оболочке (компаунд-протектор)

Однако движение частиц в псевдоожиженном слое при распылении является сложным процессом, включающим столкновения между частицами, теплообмен и сушку, а также другие процессы, которые могут привести к неравномерности покрытия, образованию разрывов и трещин.

Это является существенным недостатком использования таких защитных пленок, так как есть определенные ограничения на условия длительного хранения рабочей смеси, в которую входят абразивные зерна, покрытые этими пленками. Готовая абразивная смесь не может находиться долгое время в воде, хотя в ряде случаев ее хранение в воде оказывается необходимым. Находясь в водной среде длительное время, защитная оболочка абразивного зерна набухает из-за диффундирующей в нее воды. Кроме того, влага просачивается до поверхности контакта оболочки и зерна, где заполняет дефекты их адгезионного контакта. Из-за набухания во внутренних микротрещинах и порах создается избыточное давление, приводящее к их росту и уменьшению прочности оболочки. Из-за заполнения водой адгезионных дефектов по тем же причинам происходит отслаивание оболочки от зерна. Все это приводит к разрушению защитной оболочки при внешних механических воздействиях, которые существенно меньше запланированных, рассчитанных для хранения в сухих условиях.

Попав на поверхность какого-то твердого материала, молекула воды диффундирует в него не всегда сразу, часто это происходит спустя некоторый отрезок времени. Очевидно, что чем больше этот отрезок, тем больше вероятность дальнейшей диффузии.

Известно [18], что вблизи твердой поверхности (например, поверхности зерна, изготовленной на основе кремния) существует поле молекулярных сил. Это может быть электрическое поле, возникшее из-за разницы атомных структур материала в его глубине и вблизи свободной поверхности. В частности, поле около зерна возникает из-за пьезоэффекта, возникающего при образовании поверхности. Это поле сильно неравномерное. Так что молекулы – диполи, втягиваются в него, налипая на поверхность зерна. Кроме того, поверхностный слой абразивного зерна действует на частицы своего окружения (независимо диполи ли они или нет) с помощью сил Ван-дер-Ваальса. Благодаря этим силам частицы также притягиваются или, по крайней мере, остаются нейтральны к действию этих сил.

Отсюда следует, что покрытие абразивных частиц должно быть изготовлено из такого материала, молекулы которого лиофильны к материалу абразива и одновременно лиофобны к молекулам воды. Подобным материалом может быть, например, материал ПАВ, примененный для уменьшения пристеночной вязкости воды.

Силы Ван-дер-Ваальса, а также (независимо от этих сил) тепловые флуктуации, вызывающие случайное движение молекул воды, не смотря на гидрофобность поверхности покрытия к воде, могут способствовать движению ее молекул к поверхности покрытия и их столкновению с ней. Поэтому не исключена возможность их проникновения в микротрещины, образовавшиеся в покрытии во время его нанесения.

Ввиду этого к материалу покрытия предъявляется еще одно требование. Он не должен быть склонен к наличию в нем большого числа микротрещин, а сами микротрещины должны обладать размерами меньшими, чем молекулы воды.

Далее предлагается путь решения одной из перечисленных проблем – теоретическая оценка пористости материала покрытия. Первоочередность этой проблемы обосновывается тем, что эта пористость в материале при его образовании возникает из-за внутримолекулярных взаимодействий. Следовательно, зависит только от его свойств, и поэтому результат решения может использоваться в начале выбора соответствующего материала покрытия.

• 3.    ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА ВОЗМОЖНОСТИ ПОВРЕЖДЕНИЯ ПОЛИМЕРНОГО КОМПАУНД-ПРОТЕКТОРА НА АБРАЗИВЕ

Рассматривается тело В, размеры которого намного превосходят размеры содержащихся в нем трещин. Так что его можно считать бесконечно большим. Предполагается, что тело В, состоящее из материала оболочки абразивной частицы (компаунд-протектор), содержит сеть микротрещин, которые возникли в нем по разным причинам. Ввиду этого оно является «дискретно-непрерывной» средой. Размеры микротрещин считаются известными. С помощью информации о размерах микротрещин можно построить континуум К, для которого одной из функций состояния является непрерывная и дифференцируемая скалярная функция места и времени шк (r, t), характеризую- щая его поврежденность.

а )

Рис. 2. Схема, лежащая в основе расчета поврежденности материала оболочки абразивного зерна:

• а)    схема деления исследуемого тела на репрезентативные частицы A B - выделены пунктиром;

• б)    структура области, занимаемой произвольной частицей A B :

1 - область Л g , занятая трещиной (материал в ней отсутствует);

• 2 - область ЛЛ а (площадь боковой поверхности S a ), занятая поверхностным слоем трещины AB a , в котором напряженно-деформированное состояние возмущено трещиной (имеет толщину h eff области Л g ;

3 - область Л Л $ , занятая той частью Л B $ материала частицы A B , которая не возмущена присутствие в ней трещины

Потенциальная энергия Л W частицы Л B после образования в ней трещины в стационарном состоянии складывается из энергии Л W $ невозбужденной части A B $ , и энергии W_sS a ( W s -поверхностная энергия) возбужденных появлением свободной границы - берегов трещины площадью поверхности S a (или длиной L a - для плоской трещины).

Л W = w $ Л V $ + W _ro S a . (1)

В основу расчета величин w $ и W s положена модель трещины Баренблатта [19], напряженно-деформированное состояние материала вокруг которой, а также взаимодействие ее берегов описаны с помощью нелокальной модели упругого материала, предложенной в работе [20]. Модель Баренблатта предполагает наличие смыкания берегов трещины в хрупком материале под острыми углами, что адекватно их реальному виду.

В работе рассматривается частный случай, в котором предполагается, что микротрещины расположены далеко друг от друга. Их размеры малы по сравнению с расстоянием между ними, а объем материала поверхностного слоя Д V A намного меньше объема трещины A V g -поверхностный слой трещин очень тонкий.

A V a

Л V

<< 1 .

Связь w ^ с парным и тройным потенциалами представим в следующем виде [20]: w = w w _w + (1 - w ) w _# = w ² D ₃ + (1 - w )² D ⁽²⁾ + (1 - w )³ D ⁽³⁾.

Для тех материалов, у которых влияние тройных взаимодействий их частиц на внутреннюю потенциальную энергию мало по сравнению с влиянием на нее парных взаимодействий, последним слагаемым в выражении (3) можно пренебречь. Тогда эта зависимость получает вид имеющей минимум параболы.

Значение поврежденности в точке минимума равно:

^ 1 + ( D з / D ⁽²⁾) ’

Обязательным условием, которому должна удовлетворять поврежденность в силу своего определения, является неравенство

0 < ^wmm <  ¹ .

Неравенство справедливо, так как D(2) = J Ф(2) d(A V) > 0 - из-за устойчивости системы ∞ частиц dB^, составляющих ДB# [21], D3 > 0 в силу положительности подынтегральной функции.

Выражение для w _w запишем в следующем виде:

ωww=       [ w' - A w ]d (A V) = D3w.

^{A V}3^

Если D ⁽²⁾ = 0 , то w_m1n = 1 . Это возможно, когда занимаемая материальной частью A B _# область A Л_# - пустое множество. Если D 3 = 0 , то в частице A B нет областей, где w „ - A w ( h ) >  0 , ( h ч^ ) ^ ( w ^ > A w ( h ) ч 0 ) (нет пограничных слоев), то w_m1n = 0 . Это является свидетельством отсутствия в материале трещин.

Используемые для этого коэффициенты пропорциональности Ф⁽²⁾ и Ф⁽³⁾ межчастичных потенциалов определены равенствами

Ф ⁽²> = Ф ⁽ _о ²⁾ ₉ ⁽²>ф L ,2 ) , Ф'³⁾ = Ф 1» ф< ² ' ( Р L J ф» ' ( Р L J.                  (7)

Здесь Ф 0 ²⁾ , Ф 0 ³⁾ и в - материальные параметры, значения которых определяются через параметры Ламе. Формулы для их вычисления имеют следующий вид:

fф! ] = 4 Ц+ 45 Л = _Е__ ² + 41 ^v ,

У в ³ ) 294 п 294 п (1 + v )(1 - 2 v )

( Ф ( ³⁾ ^ 27( Л-ц )   27 E     4 V- 1

== у в6 J 1764 п2    1764п2 2(1 + v)(1 - 2v)’

3 п

7 -

У f ¹ J

(Фя

У в J

( 1563 п

+ 1--------

I 4

f фу-1 в⁶

У в J

2 ц + Л

.

В выражении (10) f ₀ и f 1 - экспериментально определяемые параметры, характеризующие аппроксимацию дисперсионного закона функцией w ² = f ( K ²) = f 0 K ² - f 1 K ⁴, в которой w и K соответственно круговая частота и волновое число. Новым, по отношению к Л и ц является только параметр f 1 , так как f q выражается через классические характеристики линейного упругого состояния [22].

В случае использования теоретического дисперсионного закона:

	15	f ф 3	(1563л3! + 1------------1	f ф 3
в= 3ТП . l at		1 в 3 >	4 J	р6 ( в ;
	2 ц + X

Здесь I. = —;=, n - число атомов в единице объема. a

V n

Безразмерные функции ф ⁽²⁾ ( в L i₂ ) и ф ⁽²⁾( в L 1з ) характеризуют зависимость от расстояния

L12 и L13 потенциального взаимодействия частицы dB$ с частицами dB$2 и dB#3. В обоих случаях эти функции определены следующими равенствами [23]:

Ф 1 ( % ) -

О <^ = в l <^0 ч О

ф(2) ш = <

|ф 2 Ш = e-^

- 2 e - ^ ^{: :}

^ о <%■ ;

Вид функции ф ₁ ( ^ ) , 0 < ^ = в L <^ ₀ ч 0 , обоснован в работе [22].

Для примера использован кремний. В качестве его исходных характеристик механических свойств использованы параметры Ламе для полимерного материала X =9,2 - 10 ^{- 8} Н / м ² , Ц =46 • 10 ^{- 7} Н / м ² и модуль Юнга E = 3 , 1 - 10⁹ Н / м ² [24].

С помощью такого представления межчастичного потенциала вычислены значения параметров Ф 0 ²⁾ , Ф 0 ³⁾ и в , а также поверхностной энергии W s и приводящего к появлению микротрещин растягивающего напряжения р [25]

Ф02) = 0,08-1040 Дж / м6, Ф03) = 0,0006-1060 Дж / м9, р = 0,65-1010Н / м2, p = 6,2-1010Н / м2, Ws = 1,28 Дж / м2. (20)

Величина характерного размера микротрещины l определена на основании представленной в работе [26] приближенной оценки длины устойчивой трещины, построенной без учета существования микротрещин, значит с теоретическим модулем Юнга E 0 = 500 E :

, WE

¹ 2

Величина l оказалась равной l = 30 -10 9м = 30нм [27]. При раскрытии микротрещины и ~ 10 10м объем области 5 с таким диаметром равен Л V3 ~ 36 -10 28м3, а площадь боковой поверхности: SA ~ l2 = 10 15 м2.

Для вычисления констант D ⁽²⁾ и D ₃ , входящих в выражение (3), использованы значения:

( 1

I в ³ )

= 2,8 - 10⁹ Дж / м ³,

' ф 0 ^{3) 3}

I в ⁶ J

= 0,02 - 10⁹ Дж / м ³ .