CC BY
26
-►
МЕТАЛЛУРГИЯ И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ
УДК 621.762.4
К.К. Мертенс, ПЛ. Кузнецов
ИССЛЕДОВАНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОРОШКОВ ПРИ ИМПУЛЬСНОМ НАГРУЖЕНИИ
Изучение физико-механических свойств порошковых материалов при динамических нагрузках представляет собой весьма сложную задачу, так как рассматриваемые свойства зависят от большого количества разнообразных факторов: химического состава, структурного строения и физического состояния, характера и параметров внешней нагрузки и др.
Высокоскоростное нагружение порошка вызывает изменение его физических свойств и приводит, в частности, к увеличению сопротивляемости порошкового тела деформации, что необходимо учитывать при теоретическом анализе и проектировании техпроцессов [1].
Основные механические свойства порошковых материалов, характеризующие их сопротивляемость внешним воздействиям, в общем случае определяются следующим:
законом сжимаемости, т. е. зависимостью между действующими нормальными напряжениями и соответствующими объемными деформациями;
законом формоизменения, т. е. зависимостью между касательными напряжениями и деформациями сдвига;
условием предельного состояния или прочности материала, определяющим предельное соотношение между нормальными и касательными напряжениями в материале по площадкам скольжения.
Важнейшим из этого является закон сжимаемости. Экспериментальное изучение сжимаемости материалов обычно проводится при испытании образцов в условиях одноосного сжатия с возможностью бокового расширения или без него, трехосного сжатия и всестороннего (гидростатического) сжатия. Исследуя сжимаемость при интенсивных динамических нагрузках, ис-
пользуют две различные группы методов. Первая группа методов основывается на непосредственном изучении сопротивляемости материалов внешним воздействиям путем испытания образцов в вышеуказанных условиях. При этом используются соответствующие устройства для создания внешней динамической нагрузки заданных параметров, испытательные приборы (одометры, стабилометры, приборы всестороннего сжатия) , измерительная аппаратура для записи во времени давлений, деформаций или скоростей деформаций образцов. Вторая группа методов определения динамических диаграмм сжатия основывается на изучении напряженного и деформированного состояния исследуемых образцов при распространении в них волн напряжений, возбуждаемых ударами, взрывами и т. п.
Перечисленные испытательные установки — довольно сложные, поэтому создание более простых, малогабаритных и недорогих установок для испытания механических свойств некомпактных материалов при динамических нагрузках с широким диапазоном изменения их параметров — актуальная задача.
Выбор датчиков для записи динамических напряжений также представляет весьма сложную задачу. В частности, тензометрические мембранные датчики давления должны обладать избирательными свойствами, т. е. отсутствием чувствительности к боковым и тангенциальным напряжениям. Датчики не должны вносить существенных искажений в поле напряжений и деформаций, а период их собственных колебаний должен быть в 5— 10 раз меньше времени нарастания регистрируемого процесса.
Поэтому к недостаткам существующих методов определения динамических диаграмм сжатия следует отнести также невысокую точность
измерения сопоставляемых параметров, обусловленную значительными погрешностями в процессе динамической тарировки тензодатчиков.
С целью повышения точности построения динамической диаграммы сжатия порошкового материала, расширения диапазона исследуемых скоростей деформирования и импульсных давлений была разработана методика определения зависимости между действующими нормальными напряжениями и соответствующими деформациями в условиях одноосного сжатия без бокового расширения.
Для оценки динамической сжимаемости в работе использовалось импульсное магнитное поле, так как величину его давления легко изменять и измерять, что позволяет исследовать динамическую сжимаемость в широком диапазоне скоростей деформации и давлений. В описанной методике не требуется использовать датчики, что повышает точность и надежность проводимых исследований. Опыты проводились на электрогидроимпульсной установке «Удар-12М» и магнитно-импульсной установке с энергоемкостью 10—20 кДж.
На рис. 1 показана схема для определения динамической сжимаемости порошковых материалов. Испытываемый материал 7 помещался в жесткую матрицу 2. С высоковольтного конденсатора С на индуктор 4 подавался мощный импульс тока. Образующееся при этом в индукторе 4 импульсное магнитное поле воздействовало на пуансон 3 и разгоняло его до требуемой скорости. С данной скоростью пуансон 3, двигавшийся далее в матрице 2по инерции, сжимал испытываемый образец 7. Перемещение пуансона 3 фиксировалось с помощью скоростного фоторегистратора (СФР). Подсветка в период фоторегистрации осуществлялась импульсной лампой ИФК-2000. Съемка производилась как в режиме фоторегистратора, так и в режиме «лупа времени».
Частота съемки определялась по скорости вращения зеркала. В режиме «лупа времени» для двухрядной линзовой вставки ее величина составляла
ю = 8,33« кадр/с, где п — число оборотов вращения зеркала в минуту.
В режиме фоторегистратора скорость перемещения луча по фотопленке определяется по формуле
Рис. 1. Схема установки для определения динамической сжимаемости порошковых материалов
Э = 2ЮГ (1 + ДС08ф/ г),
где Э — линейная скорость движения изображения; ю — угловая скорость вращения зеркала; г— радиус развертки; а — расстояние от оси вращения зеркала до отражающей плоскости; ф — угол поворота зеркала относительно оптической оси прибора.
Масштаб съемки определялся путем сопоставления размеров пуансона с его аналогичными размерами на фотопленке. Обработка СФР-грамм позволяет построить график перемещения пуансона в процессе сжатия порошкового материала. Из этого графика можно определить тек — у
кущую деформацию прессовки г = 1п-. Пук
тем дифференцирования графика деформации можно определить скорость деформации прессовки гТекущую плотность образцамож-
к
но вычислить по формуле 0 = 0О-.
к-у
В результате двойного дифференцирования графика перемещения пуансона можно определить его ускорение
а2у У (/ + А/)-2у + ~ 9)
л2 = (а) ' {)
Дифференциальное уравнение, которое описывает процесс сжатия материала пуансоном массой Л/п, движущимся по инерции, имеет вид
л
пй1
где Мпрп + р0к — приведенная масса порош-8
ка; у — текущее перемещение пуансона, определенное из СФР-граммы; р( 6) — текущее сопротивление прессовки; й — диаметр пуансона; ^трдин — сила трения; к — высота прессовки в первоначальный момент деформации.
Оценить величину силы трения можно следующим выражением:
^трдин ( -У )трдшДбок> (3)
где ^трдин — коэффициент динамического трения; К6ок — коэффициент бокового давления.
Из уравнения (1) с учетом зависимостей (2) и (3) можно определить давление в испытываемом материале:
[м^м^у
р{) =-"-^-• (4)
И2
Сопоставление соответствующих текущих значений давления р^) и значений плотности 6 (/) позволяет построить диаграмму динамиче -ской сжимаемости исследуемого порошкового материала.
Сжатие
200
400
600 р, 105 н/м2
Рис. 2. Диаграмма сжатия медного порошка ПМС-2
(статическая — х; динамическая — о)
Диаграмма динамической сжимаемости медного порошка ПМС-2, полученная по разработанной методике, изображена на рис. 2.
Сравнение динамической и статической диаграмм сжимаемости позволяет оценить динамичность процесса прессования порошкового материала. Для упрощенных расчетов оценку динамичности можно проводить путем определения коэффициента динамичности ^Гдин по формуле
^дин
(6)
к =
дин
9Л ^стат
(е)
е - е
'о
где 6 — конечная плотность прессовки.
В исследованном диапазоне скоростей нагружен ия и величин импульсных давлений динамическая и статическая диаграммы для медного порошка ПМС-2 практически совпадают, поэтому коэффициент динамичности принимался в расчетах Кшт = 1.
При исследовании динамической сжимаемости порошковых материалов, как, в общем, при всех импульсных схемах прессования по схеме осевого сжатия, требуется количественно оценить величину потерь на трение порошка о стенки пресс-формы. Трибометрия порошковых материалов — актуальная и важная задача, так как трение препятствует перераспределению материала, увеличивает градиент плотности, вызывает необходимость в создании высоких давлений, увеличивает износ инструмента [2].
Наименее изучены процессы трения, происходящие при интенсивных импульсных нагрузках при высокоскоростном прессовании порошковых материалов. Отличия динамического прессования от статического, обусловленные различным характером нагрузки, определяют различие в потерях на внешнее трение.
Рассматривая состояние внешнего механического равновесия прессовки, можно величину
потерь давления на внешнее трение Ттр определить по давлению прессования ртр и давлению, переданному на нижний пуансон рп, из следующих соотношений:
тр
К 2
ТР Х^тр+^Н
^^ ^Тр ^Тр Ртт>'
Эти соотношения являются основой большинства методик по определению параметров динамического трения. В условиях низких или средних скоростей прессования, характерных для электрогидроимпульсного и магнитноим-пульсного прессования, трение обусловливается значительной локальной адгезией и срезанием зерен порошка в областях контакта. В процессе импульсного прессования порошковых материалов изменяются как скорости, так и давления прессования. Поэтому характер трения при этом также значительно меняется от обычного, так называемого «машинного», до пластического, существенно отличающегося от трения скольжения.
Таким образом, на величину возникающих на поверхности контакта элементарных сил трения при импульсном прессовании порошков оказывает влияние целый ряд факторов: состояние поверхности инструмента; физико-механические характеристики порошка, зависящие от способа получения порошка, формы частиц ит. д.; температура деформации; скорость деформирования; характер приложения нагрузки.
Важно не только характеризовать долю потерь на внешнее трение при динамическом прессовании и определять усредненный коэффициент динамического трения, но и выявлять влияние на него каждого из факторов, например скорости и давления.
Широко распространена методика определения параметров трения путем проталкивания через контейнер образца испытываемого материала, сжатого между двумя пуансонами. К недостаткам этого метода следует отнести значительную инерционность инструмента и приборов, а следовательно, невысокую точность измерения при больших скоростях деформирования.
Существующая стандартная методика, включающая прижим торца цилиндрического образца к вращающемуся диску, позволяет испытывать различные образцы в условиях, близких к реальным при сухом трении и трении со смазкой. Но данным способом невозможно определять коэффициент трения в трущейся паре при больших давлениях, соответствующих реальным процессам динамического прессования порошковых материалов.
Для определения коэффициента динамического трения при импульсном прессовании порошков были разработаны способ и устройство, позволяющие с высокой степенью точности из-
мерять и вычислять его значение для различных некомпактных материалов и давлениях и скоростях деформации, соответствующих параметрам реального процесса импульсного прессования [3].
Способ заключается в том, что испытываемый образец и контробразец подвергают сжатию фиксированным давлением, образец перемещают относительно контробразца с помощью известного импульсного давления магнитного поля, при этом измеряют относительное перемещение образцов и давление магнитного поля. По диаграмме перемещения путем графического или численного дифференцирования определяют скорость и ускорение относительного перемещения, а из уравнения динамического равновесия вычисляют коэффициент динамического трения пары. Для реализации способа создано устройство, показанное на рис. 3.
Устройство содержит верхний пуансон 7, закрепленный в плите пресса, нижний пуансон 2, установленный на столе пресса и проходящий через отверстие в индукторе 3, который подключен к генератору импульсных токов. Верхний пуансон 1 и нижний пуансон 2 сжимают усилием образец 4, помещенный в полость цилиндрического контейнера, состоящего из внутреннего вкладыша 5 и наружного цилиндра 6. Цилиндр изготовлен из материала с хорошей электропроводностью, например алюминия. Внутренний вкладыш 5 является контробразцом и изготавливается из материала исследуемой пары трения.
Испытываемый образец из порошка 4 сжимался фиксированным усилием между пуанео-
Рис. 3. Схема измерения параметров динамического трения
нами 1 и 2 в контробразце 5. Давление сжатия порошка в процессе измерения поддерживалось постоянным. С пульта управления ПУ подавался сигнал на включение скоростного фоторегистратора СФР и разрядника Рр генератора импульсных токов.
Мощный импульс тока батареи конденсаторов С проходил через индуктор 3. Импульсное магнитное поле перемещало контейнер 6 с контрооразцом 5 по испытываемому образцу 4. Перемещение контейнера фиксировалось с помощью фоторегистратора СФР-2М. Подсветка объекта съемки осуществлялась импульсной лампой ИФК-2000. Момент свободного перемещения контейнера <5точно фиксировался по разряднику Рв, зажигание которого от пояса Роговского продолжалось в течение разряда конденсаторной батареи через индуктор 3. Для момента времени, когда давление магнитного поля становится равным нулю, дифференциальное уравнение, описывающее процесс движения контейнера с контробразцом по образцу, можно записать в виде
м/ф^--^ (5)
где мк — масса контейнера с контробразцом; у — перемещение контейнера, определенное из СФР-граммы.
Силу трения контробразца 5 по образцу 4 можно определить по формуле
Рис. 4. Схема измерения бокового давления порошка на стенку матрицы при импульсном нагружении
к
^тр дин 2 4Ру ^тр^бок > (6)
где к — высота исследуемого образца.
Коэффициент динамического трения можно определить из уравнений (5) и (6):
м у(/+9)-2у-А/)
* К (А)
Лтр дин •
Величину коэффициента бокового давления К6ок можно определять по аналогичной методике. Схема измерения бокового давления на стенку матрицы при импульсном прессовании порошка изображена на рис. 4.
На один из каналов осциллографа подавался сигнал с импульсного преобразователя, измеряющего осевое давление в прессовке, на второй канал — с импульсного преобразователя, измеряющего боковое давление порошка на стенку матрицы.
Обработка осциллограмм показала, что величина коэффициента бокового давления для медного порошка ПМС2 зависит от относительной плотности и в среднем составляет: К6ок 5 0,35— 40 при изменении плотности от 0,60 до 0,75
Используя полученные данные, можно определить коэффициент динамического трения медного порошка ПМС-2 в стальной матрице. Рассчитанный коэффициент трения для исследованных параметров скорости деформирования Уд = 2-8 м/с равен 0,16-0,18.
Разработанные методики оценки динамичности импульсного прессования порошковых материалов и построения диаграмм динамической сжимаемости порошков могут быть эффективно использованы для исследования закона сжимаемости металлических порошков при электрогидроимпульсном и магнитноимпульс-ном прессовании.
Экспериментально установлено, что для указанных процессов в исследованных интервалах параметров давления динамичность процесса проявляется для пластичных металлических порошков незначительно.
Апробированная методика определения коэффициента динамического трения порошков позволяет определять влияние как давления прессования, так и скорости деформации в отдельности на параметры трения при электрогидроимпульсном и магнитноимпульсном прессовании.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Чачин, В.Н. Электрогидроимпульсная обработка материалов в машиностроении [Текст] / В.Н. Чачин, К.Н. Богоявленский, В.А. Вагин [и др.].— Минск: Наука и техника, 1987. — 231 с.
2. Исаченков, Е.И. Контактное трение и смаз
ки при обработке металлов давлением. — М.: Машиностроение, 1978.-208 с.
3. А. с. №711833, G 01 № 19/02. Способ и устройство для определения динамического коэффициента трения [Текст] / П.А. Кузнецов, B.C. Мамутов, К.К., Мертенс [и др.].
УДК 669.1.01 7:669.018.44:669:01 8.28:621.74.011
A.C. Орыщенко, С.Ю. Кондратьев, Г.П. Анастасиади, М.Д. Фукс, С.Н. Петров
ОСОБЕННОСТИ СТРУКТУРНЫХ ИЗМЕНЕНИЙ В ЖАРОПРОЧНОМ СПЛАВЕ 45Х26НЗЗС2Б2 ПРИ ТЕМПЕРАТУРАХ ЭКСПЛУАТАЦИИ. Сообщение 2: ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ВЫДЕРЖКИ
Условия работы высокотемпературных установок нефтехимических и металлургических производств существенно отличаются от режимов эксплуатации энергетических установок, используемых в других областях техники, и являются одними из наиболее сложных в современной промышленности. При этом определяющие эксплуатационные факторы в них — рабочие температуры и среда [1,2]. Так, в змее-виковых системах установок пиролиза отношение рабочей температуры ктемпературе солиду-са сплавов, применяемых для их изготовления, достигает значения Граб / Гсол = 0,85; тогда как в энергетических установках транспортных систем, например реактивных двигателях, Граб / тст < 0,73 (с учетом временных перегревов до температур 1150 и 950 °С соответственно) [3]. Кроме того, эксплуатация при максимальном значении Граб/ Гсол для двигателей, в отличие от змеевиковых систем, жестко ограничивается длительностью от 0,5 ч до нескольких часов. Агрессивное воздействие рабочей среды на материал оборудования нефтехимических производств также существенно сильнее по причине более высокой рабочей температуры, повышенной концентрации агрессивных веществ и более сложных условий их движения.
Следствие перечисленных обстоятельств — неизбежная нестабильность структуры и меха-
нических свойств сплавов, применяемых для изготовления высокотемпературного нефтехимического оборудования. По этой причине параметры стабильности структуры сплава, устанавливаемые техническими условиями для материалов двигателей, фактически не включаются в требования к материалам оборудования нефтехимических производств. Однако именно характер и кинетика структурных изменений определяют работоспособность сплавов при длительной высокотемпературной эксплуатации [4].
В связи с этим целью представляемой работы было изучение структурной стабильности литого жаропрочного жаростойкого сплава на основе системы Ге-Сг-М базовой композиции Х25Н35 путем анализа изменений параметров структуры, химического состава и морфологии упрочняющих фаз при Граб / тсол = 0,80-0,85.
Материалом исследования был выбран сплав марки 45Х26НЗЗС2Б2, разработанный ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей», который используется для изготовления радиантных змеевиков высокотемпературных установок пиролиза [5]. Сплав выплавляли в индукционных печах емкостью 500 кг на чистых шихтовых материалах по ТУ 1333-03207516250—2008 и разливали в песчаные формы — стандартные клиновые литейные пробы (поГОСТ 977—88). Фактический химический состав исследованного сплава, масс. %, следующий:
