Научная статья на тему 'Численный анализ влияния режимов импульсного электронно-пучкового облучения на процесс термообработки металлокерамических плазменных покрытий'

Численный анализ влияния режимов импульсного электронно-пучкового облучения на процесс термообработки металлокерамических плазменных покрытий Текст научной статьи по специальности «Термическая и химико-термическая обработка металлов и сплавов»

CC BY
262
24
Поделиться
Ключевые слова
моделирование / нестационарный теплоперенос / плавление / импульсный / термообработка / концентрированный поток энергии / электронно-пучковая обработка / металлокерамическое покрытие

Аннотация научной статьи по металлургии, автор научной работы — Солоненко Олег Павлович, Головин Алексей Александрович, Овчаренко Владимир Ефимович

Предложена физико-математическая модель, разработан программный комплекс и проведено детальное численное исследование процессов при импульсной электронно-пучковой обработке покрытий различной толщины из металлокерамического сплава TiC-(Ni-Cr) в широком диапазоне плотностей мощности, времени воздействия и частоты следования импульсов. Результаты работы могут представлять интерес для понимания процессов, происходящих при поверхностной обработке покрытий и материалов высококонцентрированными потоками энергии.

Похожие темы научных работ по металлургии , автор научной работы — Солоненко Олег Павлович, Головин Алексей Александрович, Овчаренко Владимир Ефимович,

Physico-mathematical model has been proposed, bundled software has been developed and detailed numerical investigation of processes at pulse electron-beam treatment of coatings of various thickness of cermet alloy TiC-(Ni-Cr) has been carried out in wide range of power densities, action time and pulse repetition frequency. The results of the work may be of interest for understanding processes occurring at surface treatment of coatings and materials by high-concentrated energy fluxes.

Текст научной работы на тему «Численный анализ влияния режимов импульсного электронно-пучкового облучения на процесс термообработки металлокерамических плазменных покрытий»

УДК 621.785:669.14.08.29

ЧИСЛЕННЫЙ АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ РЕЖИМОВ ИМПУЛЬСНОГО ЭЛЕКТРОННО-ПУЧКОВОГО ОБЛУЧЕНИЯ НА ПРОЦЕСС ТЕРМООБРАБОТКИ МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ

О.П. Солоненко, А.А. Головин, В.Е. Овчаренко*

Институт теоретической и прикладной механики им. С.А. Христиановича СО РАН, г. Новосибирск *Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, г. Томск E-mail: solo@itam.nsc.ru

Предложена физико-математическая модель, разработан программный комплекс и проведено детальное численное исследование процессов при импульсной электронно-пучковой обработке покрытий различной толщины из металлокерамического сплава TiC-(Ni-Cr) в широком диапазоне плотностей мощности, времени воздействия и частоты следования импульсов. Результаты работы могут представлять интерес для понимания процессов, происходящих при поверхностной обработке покрытий и материалов высококонцентрированными потоками энергии.

Ключевые слова:

Моделирование, нестационарный теплоперенос, плавление, импульсный, термообработка, концентрированный поток энергии, электронно-пучковая обработка, металлокерамическое покрытие.

Проблема повышения эксплуатационных характеристик и ресурса металлических изделий различного назначения на современном этапе развития техники является одной из особенно актуальных задач современного материаловедения. В значительном числе случаев указанная задача решается путем нанесения на изделия многофункциональных порошковых покрытий. Основными недостатками напыленных порошковых покрытий являются наличие остаточной пористости в покрытиях и недостаточно высокая прочность связи покрытия с напыляемой поверхностью. Для повышения прочностных характеристик как самого порошкового покрытия, так и прочности его связи с поверхностью, разработаны различные методы термообработки изделий с покрытиями концентрированными потоками энергии (КПЭ). Одним из методов обработки покрытий КПЭ является модифицирование структуры порошковых покрытий путем импульсного электронно-пучкового облучения его поверхности, отличающегося большими возможностями локализации энергии в покрытии и высокой управляемостью процессом облучения поверхности [1-4]. Применительно к обработке поверхности материалов понятие «электронно-пучковое облучение», в отличие от «электроннолучевой обработки», означает воздействие на поверхность изделия широкоапертурным импульс -ным электронным пучком с равномерно распределенной по его сечению плотностью энергии.

Целью настоящей работы являлось проведение цикла вычислительных экспериментов по исследованию потенциальных возможностей электронноимпульсного облучения применительно к обработке металлокерамических порошковых покрытий ТЮ - (№-Сг), напыленных аргоновой плазменной струей на стальную подложку.

При численном исследовании использовали результаты [5, 6], связанные с разработкой, практической реализацией и тестированием математиче-

ской технологии для численного моделирования нестационарных сопряженных задач теплообмена и фазовых превращений (плавление/затвердевание, испарение) при обработке покрытий и поверхности изделий с помощью КПЭ.

Построение математических моделей для проведения численных расчетов температурного поля в поверхностной зоне нагрева твердых тел в процессе их облучения КПЭ достаточно большого диаметра возможно с высокой степенью достоверности в рамках одномерного приближения [6].

Сформулируем некоторые допущения, касающиеся физической модели. Полагаем, что распределение плотности энергии в поперечном сечении электронного пучка является однородным. Эффективные значения плотности, теплоемкости и теплопроводности материала композиционного покрытия без учета его пористости, в соответствии с законом аддитивности, могут быть представлены в следующем виде:

р = ^псАпс + (1 — ^ПС ) рмсг ,

С = ^ПССТ1С + (1 — ^ПС )С№Сг ,

^ = ^ПС^ПС + (1 — ^ПС ^МСг ,

где р, с, (/=Т1С, МСг) - плотность, теплоем-

кость и теплопроводность /-го компонента в композиционном покрытии, уж=0,7 - объемная доля ТЮ в композиции. Считаем, что при плавлении включений нихрома частицы ТЮ остаются твердыми вплоть до температуры плавления Т1С. Поведение композиционного порошкового покрытия ТЮ-(М-Сг) при более высоких температурах в данной работе не рассматривается. Для технологических процессов обработки покрытия такого рода, важно расплавить только (№-Сг)-компоненту металлокерамической композиции, поскольку включения карбида титана, являясь упрочняющей фазой, не должны подвергаться плавлению или разложению. Таким образом, температура плавления композита определяется как Тт=ТШС[, а теплота его

плавления как ¿„^-^¿„мсг, где Аж - теплота плавления нихрома. В качестве материала подложки при проведении расчетов была выбрана нержавеющая сталь SUS430. В ряде расчетов учитывалась относительная пористость Р покрытия. Пористый материал моделировался путем соответствующей коррекции эффективных значений плотности р и теплопроводности Я композиционного покрытия, приведенных выше: рр=(1-Р)р, Яр=(1-Р)Я, где р, Я и р, Яр - свойства плотного композита и пористого материала. В таблице приведены значения теплофизических свойств материалов и композита.

Таблица. Теплофизические свойства материалов

Материал P кг/м3 c, Дж/(кг.К) А, Вт/(м.К) Tm, К Te, К Lm, Дж/кг

TiC 4920 572,5 17 3530 4573 1,4-106

(Ni-Cr) 8340 460 12,2 1663 3653 298851

70 % TiC + 30 % (Ni-Cr)n (P=0) 5946 538,75 15,56 1663 - 89655,3

70 % TiC + 30 % (Ni-Cr)(,) (P=0,3) 4162,2 538,75 10,9 1663 - 89655,3

70 % TiC + 30 % (Ni-Cr)n (P=0,5) 2973 538,75 7,78 1663 - 89655,3

SUS430 7700 585 26 1767 - 250000

Qi

/Г0

(1)

Рис. 1. Схематическое представление области решения

Теплообмен в Q, рис. 1, описывается уравнени ем теплопроводности:

Pfi — = div(l,. grad T), i = s, l, b, dt

где p, c, А1 - плотность, теплоемкость и теплопроводность i-го материала. Далее индексы материалов будем использовать только в случае, если принадлежность свойств какому-либо из них не очевидна.

Рис. 2. Взаимосвязь положения фронта плавления и температуры

Граничные условия:

- воздействие внешнего теплового потока дТ

Г

А-

дп

= q;

(2)

где п - единичный вектор внешней нормали к границе; - плавление

А—

дп

. дт

+ А— дп

г = L.pd^• Tг, = т.; (3)

Vst-0 d t sl

идеальный тепловой контакт между покрытием и подложкой

п Объемное содержание компонента в металлокерамической композиции

Сформулируем краевую задачу для описания процессов теплообмена и фазовых превращений в слое композитного покрытия, осажденного на достаточно толстую подложку, под воздействием внешнего теплового потока д.

На рис. 1 приведено схематическое представление области решения. Индексы /, Ь отвечают материалу покрытия и подложки, ^ - твердому состоянию покрытия, I - состояние покрытия при расплавленной (№-Сг) - связке металлокерамической композиции ИС-(№-Сг).

^dT

дп

fb+0

= А — дп

(4)

- fb-0

- отсутствие теплообмена с внешней средой на границе Г0

ЗТ_

дп Г0

А-

= 0.

(5)

Начальные условия для момента времени 1=0:

Т(х,у) = Т0, (х, у) еП. (6)

Сформулированная краевая задача (1)-(6) решается методом конечных элементов с использованием неявной аппроксимации по времени.

Заметим, что на границе Г заданы одновременно первые и вторые краевые условия. Как правило, первые краевые условия используются для нахождения поля температур, а вторые - для определения динамики движения фронтов фазовых переходов. Это влечет определенные трудности, связанные с необходимостью численного дифференцирования полученных решений, поскольку вычисление производной дТ/дп вблизи границы определяет точность нахождения фронтов. В настоящей работе применен подход, основанный на том, что метод конечных элементов позволяет естественным образом учитывать вторые краевые условия при решении задачи теплопереноса, в то время как первые краевые условия могут быть использованы для определения точного положения границ фазовых переходов.

При определении точного положения фронта плавления можно воспользоваться тем соображением, что если его скорость будет завышена и расплавленного вещества окажется больше, то и количество тепла, требуемого для фазового перехода, будет больше а, следовательно, температура на границе раздела «твердое - жидкое» окажется ниже

температуры плавления. Если же скорость движения фронта будет занижена, то тепловой поток не будет скомпенсирован и произойдет перегрев фронта плавления. Таким образом, величина отклонения температуры на его поверхности от заданной будет пропорциональна отклонению фронта от точного положения (рис. 2).

При расчете очередного временного слоя, для координаты фронта, значение которой требует уточнения, используется следующая итерационная процедура:

У

(>+1) _ ,,(о

(>)

,,(>■ -1)

Г(,) - Г

■( >'-1) '

тия 50 мкм диапазон плотности мощности теплового потока несколько шире: 5.107...5-108 Вт/м2. При плотности мощности теплового потока более 109 Вт/м2 толщина покрытия уже не влияет на толщину слоя с расплавом (№-Сг)-связки при условии, что температура на поверхности покрытия не достигает температуры плавления ТЮ.

Здесь функция ^л=Т(у^/))-Тт характеризует локальную невязку для текущей температуры фронта в процессе итераций. В качестве нулевого приближения У0) используется положение фронта на предыдущем временном слое, а в качестве первого приближения (/=1) используется оценка, основанная на скорости перемещения фронта на предыдущем шаге по времени, или достаточно малое пробное возмущение.

Первоначально была выполнена серия вычислительных экспериментов для толщин покрытий Д=50, 100 и 1000 мкм и достаточно широкого диапазона плотности мощности теплового потока д - от 5.107 до 1010 Вт/м2 [7]. Расчеты проводили при условиях нагрева поверхности покрытия до температуры плавления (М-Сг)-связки в композиционных порошковых частицах, либо до достижения поверхностью покрытия температуры плавления ТЮ. На рис. 3 приведены зависимости толщины слоя покрытия, содержащего расплав (М-Сг)-связки, от плотности мощности теплового потока. Можно констатировать, что при толщине покрытия 1000 мкм в исследованном диапазоне значений плотности мощности электронного пучка не удается полностью расплавить (М-Сг)-компоненту до момента достижения поверхностью температуры плавления ТЮ.

10? 10? 10“ 10"

Рис. 4. Зависимость скорости охлаждения расплава (N1-0)-связки от плотности мощности после снятия теплового потока

Согласно [8], текущее значение скорости охлаждения при затвердевании расплава представляется в виде Ть=(дТь/д?)=+0(&£,/&1), где (дТ/дг)*^ -температурный градиент на фронте затвердевания со стороны расплава в момент времени ¿, (Л§/&) -скорость движения фронта затвердевания. Тогда, если ¿3 - полное время затвердевания расплавленного слоя в покрытии, то среднюю скорость его охлаждения можно оценить как

Рис. 3. Зависимость толщины слоя с расплавом (№-Сг)-связ-ки от плотности мощности теплового потока для покрытий толщиной 50, 100 и 1000 мкм

При толщине покрытия 100 мкм и тепловом потоке 5.107...108 Вт/м2 (М-Сг)-компонента во всем порошковом покрытии переходит в состояние расплава без перегрева поверхности покрытия выше температуры плавления ТЮ. Для толщины покры-

На рис. 4 представлена зависимость скорости охлаждения от плотности мощности теплового потока. Как и на предыдущем рисунке, видно, что при больших плотностях мощности КПЭ толщина покрытия не влияет на характер протекания теплофизических процессов, которые локализованы в поверхностной зоне покрытия, толщина которой значительно меньше толщины покрытия.

На рис. 5 приведены зависимости времени нагрева поверхности покрытия до температур плавления (№-Сг)-сплава (,) и ТЮ (времени окончания счета 4) от плотности мощности теплового потока для покрытий различной толщины. Горизонтальными пунктирными линиями на рисунке ограничен интервал времени от 10 до 200 мкс, отвечающий возможностям установки [7] по длительности генерируемых импульсов. Результаты показывают, что в диапазоне режимных параметров установки, покрытия толщиной 50 и 1000 мкм имеют практически неразличимые значения времени нагрева поверхности покрытия до температур плавления (№-Сг)-сплава и ТЮ. В то же время, для потоков с плотностью мощности от 5.107 до 5.108 Вт/м2 эти времена гораздо больше в сравнении с максимальной продолжительностью импульса установки [7], равной 200 мкс.

Проиллюстрируем более наглядно технологические возможности установки импульсного электронно-пучкового облучения в контексте обработки порошкового металлокерамического покрытия с целью перевода в состояние расплава (№-Сг)-компоненты во всем объеме покрытия. Выразим энергию импульса облучения через плотность мощности и длительность импульса в виде Имея ряд значений плотности мощности теплового потока и соответствующих времен нагрева поверхности до температур плавления (№-Сг)-сплава и ТЮ в координатах можно построить две зависимости, которые будут определять диапазон режимных параметров установки, в котором за время воздействия одного импульса гарантированно реализуется нагрев поверхности покрытия до температуры плавления (№-Сг)-сплава, но не происходит ее нагрева выше температуры плавления ТЮ. На рис. 6, а, показан диапазон режимных параметров установки для покрытия толщиной 50 мкм при нулевой пористости, в то время как влияние пористости (р=0, 30 и 50 %) в покрытии той же толщины проиллюстрировано на рис. 6, б. Результаты аналогичных расчетов для покрытий с толщинами 100 и 1000 мкм практически не отличаются от результатов полученных для покрытия толщиной 50 мкм.

Можно констатировать, что увеличение пористости напыленного металлокерамического покрытия приводит к снижению величины плотности энергии в электронном пучке, необходимой для нагрева поверхности покрытия до температур плавления (М-Сг) и НС компонент покрытия. Кроме того, уменьшается интервал значений плотностей энергии в электронном пучке, обеспечивающий нагрев поверхности покрытия от температуры плавления (№-Сг)-сплава до температуры плавления НС.

На рис. 7 приведены зависимости глубины проплавления (М-Сг)-компоненты металлокерамического покрытия с поверхности покрытия от длительности импульса для покрытий с толщинами 50 и 1000 мкм. При этом значение энергии в импульсе для каждого значения длительности импульсов облучения Ц отвечает своей максимальной величине,

приведенной на рис. 6. Результаты показывают, что максимально возможная глубина проплавления (М-Сг)-компоненты покрытия с его внешней поверхности при облучении покрытия составляет около 25 мкм. Аналогичные расчеты, выполненные для покрытий с толщинами 50 и 1000 мкм, дают близкие значения глубины проплавления (М-Сг)-компонен-ты. Для покрытия толщиной 50 мкм при длительности импульсов облучения ¡>100 мкс она несколько меньше, чем у покрытия толщиной 1000 мкм, что обусловлено влиянием стальной подложки.

Ю7 1 08 1 03 ю10

Рис. 5. Зависимости времени нагрева поверхности покрытия до температур плавления (№-Сг)-сплава (т) и ТС (времени окончания счета е) от плотности мощности теплового потока для покрытий толщиной 50 и 1000 мкм

Приведенные на рис. 7 данные показывают, что с увеличением пористости в напыленном металлокерамическом покрытии глубина проплавления (№-Сг)-компоненты к моменту достижения поверхностью покрытия температуры плавления ПС практически не изменяется. Кроме того, с увеличением длительности импульсов облучения кратно увеличивается глубина прогрева покрытия.

Рассмотрим влияние количества импульсов электронно-пучкового облучения порошкового металлокерамического покрытия на температуру и глубину его прогрева. Пусть ¡1 - время действия импульса электронного облучения, ¡0 - временной интервал между импульсами. Связь между величинами ¡¡, ¡0 и частотой V следования импульсов выразится следующим образом: ¡0=(1-Ц)Д.

10 30 го 70 90 110 130 150 170 190

б

Рис. 6. Зависимости диапазонов плотности энергии в электронном пучке, обеспечивающие при единичном импульсе электронно-пучкового облучения нагрев поверхности порошкового металлокерамического покрытия толщиной 50 мкм и пористостью от 0 до 30 и 50 об. % до температур плавления (Ni-Cr)-сплава (1т) и ТС (Ъ): а - беспористое покрытие, б - покрытия с пористостью 0% (1, 1'), 30% (2, 2 ) и 50 % (3, 3')

30

25

20

15

10

5

30

25

20

15

10

5

а б

Рис. 8. Зависимости температуры нагрева поверхности (а) и глубины прогрева металлокерамических покрытий (б) толщиной 50 и 100 мкм до температуры плавления (Ni-Cr)-компоненты от количества импульсов облучения

Расчеты были проведены для покрытий толщиной 50 и 100 мкм при ^=1,25-109, v=10 Гц, ¡=2.10-4 с, ¡0=0,998 с. На рис. 8 представлены расчетные зависимости температуры поверхности и глубины прогрева покрытий от количества импульсов облучения (температуру поверхности фиксировали в момент прекращения импульса облучения).

С увеличением количества импульсов облучения на поверхности покрытия происходит повышение температуры, причем для более тонкого покрытия температура каждый раз оказывается ниже, чем более толстого. Это можно объяснить влиянием подложки, теплопроводность которой значительно выше, чем у покрытия. С увеличением количества импульсов облучения поверхности металлокерамического покрытия глубина проплавления (М-Сг)-компоненты увеличивается незначительно. Изменение количества импульсов от 1 до 10 увеличивает глубину проплавления менее чем на 1 мкм.

На рис. 9 приведены расчетные зависимости температуры поверхности покрытия в момент окончания временного интервала между импульсами облучения от количества импульсов. Медленное повышение температуры нагрева поверхности при низких значениях температуры нагрева поверхности покрытия говорит о том, что за время между импульсами облучения происходит практически полное поглощение тепловой энергии импульса электронно-пучкового облучения стальной подложкой.

Рис. 9. Зависимость температуры поверхности металлокера -мического покрытия в момент окончания временного интервала между импульсами облучения от количества импульсов для покрытий толщиной 50 и 100 мкм

Рис. 10. Распределения температуры по поперечному сечению металлокерамического покрытия толщиной Ь=50 мкм и теплоизолированной снизу подложки толщиной 100Ь в различные моменты времени после одиночного импульса электронно-пучкового облучения ^=5-109 Вт/м2, 200 мкс)

б

Рис. 11. Кинетические зависимости градиента температуры над и под фронтом плавления (Ni-Cr)-компоненты металлокерамического покрытия (а) и толщины поверхностного слоя с (М-Сг) - расплавом (б) при облучении покрытия толщиной 50 мкм тепловым потоком с плотностью мощности q=5■ 109 Вт/м2

Распределение температуры по поперечному сечению покрытия и подложки после одиночного импульса электронно-пучкового облучения приведено на рис. 10. Более пологие распределения температуры на границе раздела покрытия с подложкой и в подложке обусловлены более высокой теплопроводностью стальной основы. По истечении 0,1 с после прекращения облучения распределение температуры в покрытии и подложке практически не отличается от начального (до облучения покрытия).

Рис. 12. Кинетическая зависимость температуры поверхности покрытия толщиной 50 мкм от времени при облучении покрытия толщиной 50 мкм тепловым потоком с плотностью мощности q=5■ 109 Вт/м2

На рис. 11 представлены кинетические зависимости градиента температуры над и под фронтом плавления (№-Сг)-сплава в металлокерамическом покрытии толщиной 50 мкм при нагреве его поверхности тепловым потоком с плотностью мощности ^=5-109 Вт/м2 до температуры плавления Т1С с последующим охлаждением покрытия после снятия теплового потока (а) и толщины поверхностного слоя покрытия с расплавом (№-Сг)-компоненты металлокерамической композиции (б). Точка излома на кривых соответствует моменту снятия теплового потока, пересечение кривых - моменту начала кристаллизации (№-Сг)-расплава. Эффект продолжения процесса плавления (№-Сг)-сплава после снятия теплового потока может быть использован при высокочастотном импульсном воздействии для увеличения глубины проплавления (М-Сг)-компо-

ненты металлокерамического покрытия при той же плотности мощности теплового потока [7]. Кинетическая зависимость температуры поверхности покрытия в пределах длительности одного импульса облучения покрытия имеет более сложный характер (рис. 12). Здесь можно выделить 4 характерных стадии: 1) нагрев до температуры плавления (№-Сг)-компоненты, 2) плавление (№-Сг)-компо-ненты, 3) кристаллизация (М-Сг)-компоненты после снятия теплового потока и 4) завершение процесса кристаллизации (М-Сг)-компоненты и полное охлаждение покрытия за счет теплоотвода в подложку.

Выводы

Разработаны физико-математическая модель и программный комплекс для расчетов температурного поля в поверхностной зоне металлокерамического покрытия ТЮ-(М-Сг) на стальной основе при импульсном электронно-пучковом облучении поверхности покрытия.

Получены расчетные зависимости влияния толщины покрытий, пористости покрытий и режимных параметров импульсного электронно-пучкового облучения на время нагрева поверхности покрытия до температуры плавления (№-Сг)-компонен-ты металлокерамической композиции, глубину проплавления (М-Сг)-компоненты с поверхности покрытия при температурах ниже температуры плавления Т1С, скорость охлаждения и кристаллизации (№-Сг)-расплава в металлокерамическом покрытии после снятия теплового потока, распределение температуры и ее градиента по поперечному сечению покрытия и стальной подложки. Установлено, что плотность энергии в электронном пучке и длительность импульсов облучения имеют превалирующее влияние на формирование температурного профиля в покрытии и подложке, а изменение числа импульсов облучения и временных интервалов между ними позволяют регулировать продолжительность межфазного взаимодействия компонентов металлокерамической композиции в условиях заданного температурного профиля в поверх-

ностном слое покрытия. Проведена численная оценка диапазонов оптимальных значений режимных параметров импульсного электронно-пучкового облучения напыленного металлокерамического покрытия, позволяющих реализовать контролируемую термообработку металлокерамического покрытия в условиях твердо-жидкофазного взаимо-

действия компонентов металлокерамической композиции между собой и со стальной основой.

Результаты получены при частичной поддержке РФФИ, грант № 07-08-00209на 2007-2008гг. «Фундаментальные исследования механизмов формирования и закономерностей эволюции структуры и физико-механических свойств плазменных металлокерамических покрытий в условиях электроннопучковой обработки».

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Овчаренко В.Е., Псахье С.Г., Колобова Е.Г Электронная обработка безвольфрамовой металлокерамики. I. Влияние на микроструктуру поверхности и стойкость в режиме резания // Физика и химия обработки материалов. - 2004. - № 5. -C. 17-20.

2. Овчаренко В.Е., Псахье С.Г., Лапшин О.В. Электронная обработка безвольфрамовой металлокерамики. II. Структурные превращения в поверхностном слое // Физика и химия обработки материалов. - 2005. - № 1. - C. 31-34.

3. Ovcharenko V.E., Yu Baohai, Psakhie S.G. Electron-beam treatment of tungsten-free TiC/NiCr cermet. I: Influence of sub-surface layer microstructure on resistance to wear during cutting of metals // Journal Materials Science & Technology. - 2005. - V. 21. - № 3. -P. 427-429.

4. Yu Baohai, Ovcharenko V.E., Psakhie S.G., Lapshin O.V. Electron-beam treatment of tungsten-free TiC/NiCr cermet. II: Structural transformation in the sub-surface layer // Journal Materials Science & Technology. - 2006. - V. 22. - № 4. - P. 511-513.

5. Головин А.А., Солоненко О.П. Нестационарный сопряженный теплообмен и фазовые превращения при высокоэнергетической обработке поверхности. Ч. 1. Вычислительный метод и его реализация // Теплофизика и аэромеханика. - 2007. - Т. 14.

- № 3. - С. 413-428.

6. Солоненко О.П., Головин А.А. Нестационарный сопряженный теплообмен и фазовые превращения при высокоэнергетической обработке поверхности. Ч. 2. Моделирование технологических процессов // Теплофизика и аэромеханика. - 2007. -Т 14. - № 4. - С. 623-638.

7. Иванов Ю.Ф., Коваль Н.Н. Низкоэнергетические электронные пучки субмиллисекундной длительности: получение и некоторые аспекты применения в области материаловедения // В кн.: Структура и свойства перспективных металлических материалов. - Гл. 13. - С. 345-382 / Под общ. ред. А.И. Потекаева.

- Томск: Изд-во «НТЛ», 2007. - 580 с.

8. Chalmers B. Solidification. - ASM, Metals Park, OH, 1971. - 328 p.

Поступила 26.12.2008 г.

УДК 536.46:519.6

СВЯЗАННАЯ МОДЕЛЬ СПЕКАНИЯ ПОРОШКОВ СИСТЕМЫ Ti-TiAh

С.Н. Сорокова, А.Г. Князева*

Томский политехнический университет *Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, г. Томск E-mail: s_sorokova@tpu.ru

Предложена и исследована математическая модель спекания порошков Ti-TiAl3 в условиях однородного регулируемого нагрева. Учитывается, что химические превращения происходят с изменением объема и сопровождаются появлением механических напряжений и деформаций дополнительно к напряжениям и деформациям вследствие высоких градиентов температурыы. Учтено, что объемные изменения оказывают влияние на тепловые и химические процессы. Исследована эволюция температурыы, концентраций элементов и соединений, относительного изменения объема образца и объемных деформаций во времени.

Ключевые слова:

Спекание порошковых прессовок, математическое моделирование, связанные модели.

Перспективным применением спеченных порошковых сплавов ТьА является использование их в качестве мишеней (катодов) в технологиях нанесения ионно-плазменных покрытий. Однако порошковые катоды Т1-А1 до настоящего времени не нашли широкого применения по причине отсутствия достаточно простой, доступной и высокопроизводительной технологии производства катодов с однородной структурой и приемлемой пористостью. Известны попытки уменьшить пори-

стость порошковых катодов спеканием под давлением [1] или в результате самораспространяющего-ся высокотемпературного синтеза с приложением давления [2]. Эти способы характеризуются низкой производительностью и высокой стоимостью готовых изделий. Применение спекания порошковых смесей ТьТШз позволяет одновременно достичь приемлемых характеристик пористости спеченных образцов и себестоимости их изготовления в условиях опытно-промышленного производства [3].