CC BY
21
БИЮШОПУЮИЧЕСКИЙ список
Х.ЛдьтшульА.Л I ндралличесыи.-сопрсгтиштс-нии.М.: Недра, 1970.216с.
2. liaxtuium И. С Численные методы- М.: Наука. 1973.519 с.
3. Лобанов Д. Д, СмичдыреаА. Е. Гидромеханизация i ronoio-ра шедочныл и горнил работ М.. Недр«,1982.342 с,
4. Лойцянский Л Г Механике жидкости п газа М-Иную», 1994.321с.
5. Ллпце* С. А., Вебер Г Э. Математическое моделирование механических «олений. Екатерин-бург. 1993.110 с.
6. Математическое моАг.щючанис разделения части» о бардбанно-полочиом фрикционном сеиврягоре/С. А.Дяшкв,L Ф. Цытпш. В. Я Пошпов, В. В. Иванов /7 Из», вузов. Горный журнал. 1996. №7. С 147-150.
7. Пановко И Г Вне л сине в теорию удара М. Науки, 19К9.256с
8. ПонтрягшЛ. С. Обыкновенные дифференциальные уравнения. М.: Науки. 1982.
9. Практика обогащения асбестовых р\ч) I под рсл. Ф. П.Сафроноьа М : Недра. 1975.224с.
10. Чугаев Р И. Г ндранлнка (Техническая механики ЖИДКОСТИ). 4-е издание. J1.: Эйергоиздот. 19X2.672 С,
УДК 622.232.8.004.12
МЕТОДИКА МОДЕЛИРОВАНИЯ РЕОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИЗДЕЛИЙ ИЗ СПЛАВА ГРУППЫ WC-Co ПЕРЕД АРМИРОВАНИЕМ УДАРНОГО БУРОВОГО ИНСТРУМЕНТА
И. Г. Боярских
Рассмотрена методика моделирования напряжённо-деформированного состояния (НДС) свойств ТпёрДОПШНЫХ и иелнн из сплава группы перец армированием ударного бурового инструмента, которая по»опит установить численную сияпьтсрмопфугопласппсских нарамегроо с ветчиной и характером изменения НДС и ыелий. оценить их исходное состояние перед армированием в имструмапе и дал, rrpomoi влияния исходного состояния армирующих изделий на характер ею последующи* технологических операции изготовления инструмента. к том числе упрочняющей обработки. Н<з основании этой связи создастся возможность прогнозирования НДС н дффсмныюсп» применения техноиогнчеедст схем юготовлепвя инструмента
Кпочелые едока: твердосплавные изделия, пластическая деформация, армирование, остаточные напряжения, моделирование.
A method of tensely-deformed condition flDC) is considered of properties of hard-alloy products made of alloys of the group before reinforcing percussion dr lling instrument, which will allow to establish a numer. cal connection of thcnno-elasOc parameters with the amount and character of chanRcs of TDC products It will enable to assess their initial condition before reinforcement in the instrument and to give a forecast of the initial condition influence of reinforcing products onto the character of its subsequent technological operation* of instrument manufacturing, including the reinforcing treatment. On the basis of this connection the opportunity to forecast TDC and efficiency of application of technological schemes of the instrument manufacturing appears.
Key words: hard alloy products, plastic deformations, reinforcing, residual pressure, modeling
Современные инженерные мсподы расчета армирующих изделий на прочность основаны преимущественно на макроскопических понятиях и представлениях о материале изделий. В действительности деформациям и ра>
рушению предшествуют сложные микро- н еубмикроскоиичсскне процессы в материале Интенсивность протекания этих процессов н шдчн гелыюй степени зависит <л уровня ocio-точных термических напряжений, которы-.-
можно разделить на три грушна (2): напряжений первого. второго и третьего рола- В данной работе их качественная и количественная уценка лается в причинно-следственной связи изменения упруго-пластического состояния всего объема изделия и структурных составляющих материала с термосиловым воздействием процессе спекания
Сопротивление твердосплавных изделий пластической деформации и циклическому разрушению связано в значительной степени с характером напряженною состояния [5J, которое, в свою очередь, определсляется технологией процесса спекания. Физическая модель состояния твердосплавных изделий к процессе спекания рассмотрена рядом авторов (2.5]. Это послужило основой разработки математической модели НДС спеченных твердосплавных изделий для прогнозирования н.\ состояния при армировании и упрочняющей обработке о инструменте.
Исходным состоянием гвердосплавиых изделий перед армированием в коронке будем считать остаточное НДС составляющих фал после полного охлаждения армирующеге материала п процессе спекания изделий.
Остаточное НДС изделия может бы и различным, н ею моделирование представляется трудоемкой задачей. Поэтому задаче исследования сведена к определению условий которым должно удонлегворять начальное состояние фаз. чтобы в результате армирования и упрочнения достигались заданные прочностные свойства материала.
11сходноесостояние изделия перед последующей обработкой определяется остаточными напряжениями в фазах материала.
I Гоявлсние остаточных термопапряженнй н изделиях нзвольфрамо-кобадыовых :верды> сплавон н процессе охлаждения установлено при 1смпературах ниже 107Э К f4, 8-10]
Определение знака и величины термических напряжений в сплавах WC-Co осушесгвля ли как экспериментальным путем, в основном рентгеновскими исследованиями [12, 141, так и расчетными методами |11. 13]. в основу которых были наложены модели двухфазных материалов с резко отличающимися коэффициентами гемперазурного расширения (КТР» составляющих Пудсм предполагать про цесс остывания »плели* настолько медлен-
ным. ч тобы можно были считать темпера гуру практически постоянной по объему свободно сужающегося сплава.
При лом условии »технологические осз«-точные напряжения можно не включать напрч-ження. возникающие из-за разности температур.
С этой точки зрения остаточные технологические напряжения возникают вследствие того, «то, имея различные КТР, фазы не могут свободно сужаться при остывании сплайн. Величина и распределение этих напряжении, обусловленных обоюдным защемлением фаз во время температурного сужения, онрелелн-ктгея его м11крое 1р>'кгурой, условиями сцепления на межзеренных гратшах. а также фиЗЦЮ-мехаиическими свойствами фаз.
Вследствие того, что фазы пригигпм нукл сужению друг л рут а. объем, к которому сужи-еюя сплав, будет большим, нежели обьем, к которому сужаются невзаимодействующие фазы. Энергия взаимодействия прямо пропорциональна разности объемов, к которой сужи-ется реальный силав и механическая смесь фаз ( г. е. смесь фаз. не ограничивающих сужение друг тру га).
Относительное изменение обьема можно представить следующим образом:
Vс Кп(1 + с:ИI +е,) -
где к,, >:.. к, - компоненты деформации объема: Г'н начальный объем
Учитывая малость деформаций, слагаемыми более высокого порядка малости можпо пренебречь. Тогда объемная деформация:
Отсюда на основании закона Гука имеем равенство
ег-(1 - мКУ, (3)
где £ модуль >нругосш; 5,-Л", главные напряжения, р коэффициент Пуассона
Для гидростат и ческога напряженною состоянии:
5, = 5, — С. (4)
Поэтому
е^ « - <7 / А\ (5)
где К - £7|3( I - 2ц)] - модуль объемной ле-формаШШ.
С другой стороны, разность объемов Можно представить разностью КТР реального сплава и механической смеси. КТР мехаинчсс-
кой сл1ссн вычисляем по правилу адднгнв-носпп
где г^ удельное содержание соответственно кобальтовой фазы и фаты карбида вольфрама.
Зная диапазон температур, в котором при-исходи г накапливание напряжений, а также температурные зависимости КТР для реального сплава и механической смеси фаз, равенство (5) перепишем следующим образом:
ег=зДсц,(П-а(Г))/Г
Г-
(7)
Отсюда, учитывая соотношение (5) и предполагая НДС сплава близким к гидростатическому, средний уровень остаточных напряжении можно вычислить по формуле
G -Су К =
1-2ц'г
С точки зрения макроподхода остаточные технологические напряжения являются напряжениями растяжения, потому что объем механической смеси меньше, чем реального сплава. а значит, должен быть пропорционально увеличен до реальных размеров.
Разность КТР реальных сплавов и механической смеси в среднем равняется 0,5-11)" гр1. На интервале охлаждения в 1073 К, учитывая, что модули упругости изменяются в диапазоне от 5,5 до 7-10' МПа, средний уровень остаточных напряжений соответственно изменяется в пределах от 400 до 500 МПа.
Хотя НДС твердосплавных изделий перед армированием коронок исследовалось в упругой постановке, сложение напряжений от последующей обработки для получения результирующего НДС невозможно, так как средний уровень остаточных напряжений не даег представления о компонентах тензора напряжений в конкретных точках сплава. Он характеризует усилие. Необходимое для деформирования сплава до его реальных размеров по отношению к размерам механической смеси фаз. т. с, является некоторой усредненной энергетической оценкой остато'птых напряжений.
Более точное определение остоточттык технологических напряжений возможно ¿шшь
в рамках микрополхода. Закономерности
- -
формирования остаточного НДС изучали путем численного моделирования процесса спекания сплава на основании решения задачи тсрмоупругопластичпосги в плосконапря»сн-нон постановке [3]
Система разрешающих уравнений, определяющих напряженно-деформированное состояние материала при спекании, включает в себя:
ах
,±<iXAztxk) = 0-
(9)
/
<1£ц{ т,*/) =
-0,5
дх, 2rf-
(ИМ
(7*, т)+(О/£, Т. т). (11)
где Л'( (г - 1.2.3)- декартовы координаты;
- компоненты тензора напряжений: X, -компоненты вектора объемной силы; Е.г Е'^ Е?0 компоненты тензоров полных, упругих и пластических деформаций; б - деформация теплового расширения материала; Ц- ком ю-ненты вектора перемещения: Т- температура; т - время.
Слагаемые полной деформации в физических уравнениях (11) теории термоупругоплас-гичмостн расшифровываю 1ея следующим образом.
Компоненты упругой деформации с учетом зависимости модуля упругости первого рода Е н коэффициента поперечной деформации V от температуры Г и времени / представим в виде
А}< V,')»1[(1 *-уб^а ]-
Е
IT + —d7 + дТ
И
( 2)
Поскольку коэффициент а несет в себе информацию об изменешш линейных размеров элементарного объема материала за счет тем-
урного расширения - сужения до деформации с', равной произведению « нн нзменеше тгмпоратуры. применительно к спеканию можно назван* деформацией теплового расши-г*шия. Полный дифференциал зависимости а температуры и времени:
def IТJ)=d{ иТ) = щ/7Ч1( — <ГГ+— dt I
V;Oi iv /
<13.)
В нашем случае основной механической •-шгруясой в задаче гермопласгичности являет-¿я деформация теплового сужения.
Температурная деформационная нагрузка шляется сложной и знакопеременной, поэтому .пв лпксямца мяирджйстмл-дрфпритроиянипт состояния сплава при остывании выбрана теория пластического течения с кннемагичес-влм упрочнением [7] Поэтому
s;{ EtE ХдТ « ) S-£t[£»Ur ft )
tic 5", />' - соответственно интенсивность
I» ij
и дениагор активных напряжений; 5, - предел текучести; Et - секущий модуль упругости.
Для полноты описания система уравнений должна включать тепловые и механические начальные, а также красные условия Н качестве расчетной области, включающей достаточно большое количество зерен, выбран типичный участок шлифа, изготовленного >гз сплава ВК-15 Фрагмент расчетной области представлен на рисунке. Кобальтовая фаза I заштрихована) предполагалась пластически ■ инейно-упрочкясмой. а карбид вольфрама -деформирующимся упруго. Прямоугольная расчетная область могла свободно деформироваться. однако гак, чтобы неизвестные перемещения краевых точек вдоль нормали к
Фрагмент расчетной области. схч»п>стсгиукицсн участку шлифа сплава ВК-15
границе были равными по величине. Это требование обеспечивало сохранение пдаюуга ч.-ной формы сужающейся области в процессе ее охлаждения.
Как показало решение задачи теплопроводное! и, градиентом температур в расчетной области, вследствие ее малости, при медленном охлаждении можно пренебречь. Поэтому принимали, что температура изменяется плавно и будет одинаковой во всех точках области. Начальную температуру охлаждения предполагали равной 1073 К. поскольку выше нес связующая фаза слишком пластична, чтобы выдерживать какую-либо нагрузку, а остаточные термонапряжения в этих УСЛОВИЯХ устраняются локальной ползучестью
Ввиду недостаточной экспериментальной изученности адгезионной прочности межфаз-пых границ считали, что она выше прочности составляющих фан. тик как после спекания да я рассматриваемых .материалов разрушение границ не наблюдается. В связи с этим на границе фаз допускалось полное сцепление.
Дня решения вставленной задачи предусмотрено использовать стандартные соотношения метода конечных элементов для численно! о моделирования посредством вычиелн-1ельной системы «TANDEM», реализующей этот метод 11). В результате решения этой задачи могут быть получены расчетные поля перемещены!, деформаций и напряжений через каждые 375 К процесса охлаждения спекаемого материала. Кроме того, расчёт в указанной системе даст возможность построит!, пиля типов материалов, содержащие участки разрушения и коэффициентов :анаса прочности для
ФНТНКО-МСХЯИКЧККНС хирактсрнлню! фаЮЬЫХ С0С1ЭП.1МНИШ1Т ТПСрДОГО СТЫДОМ
Тсмпсрлура, Карбид utL'ibdif Т1МЛ Кобальтовая фа^а
К ГПа o-li)' ф' s. МПа Е, ITla a-HT* Ф4 Sr. Ml la S,, Ml la E, П1Й
293 722 4.4 350 215 216 12,9 12.7 870 1140 350 750 2.6 3,3
573 69S 4.4 365 Ж 205 ш 12.9 m 1020 300 620 U 22
873 680 4.4 380 19£ 192 П,6 13 J 600 830 240 480 1A 1.3
1073 660 4.4 400 Ш 184 13.8 13,4 640 Ш 210 0д2 'r*
Примечание. В тнвыснпгёлс указаны характера i iiku для 6 %-го молярного раствори WC в кобальте.
неразрушекаых областей. Коэффициент запаса прочности в каждой точке тала определяется:
k(Xt,x) =
при £,„>©:
"•я»
■л При S^iO.
здесь 5р(Г, г) предел прочности при растяжении: - эквивалентное напряжение в обобщенном критерии Писаренко-Лебедева 161-
В процессе спекания изделия из воль-фрамо-кобальтового сплава имеет место растворение карбида вольфрама в кобальте, поэтому изучение влияния эффекта раствор» -мости в Со на остаточные термонаир*-жетщя в сплаве требует выполнения нескольких вариантов расчета. Ц одной серии расчетов материалу саязуюшен фазы задаются свойства чистого кобальта, во второй - б %-го молярного раствора \УС » Со. так как этот раствор, согласно (8), имеет максимальную прочность при растяжении. Физико-мсхаиичес -кие характеристики фаз сплава для исследуемого температурного диапазона представлены в таблице.
Таким образом, моделирование остаточного НДС твердосплавных вставок перед армированием в коронках позволит установить численную связь термоупруго пластических параметров с величиной и характером распределения НДС в твердосплавных изделиях. оценить исходное состояние перед армированием в инструменте и определить характер и методы последующего изменения свойств материала изделий после упрочнения.
БИБЛИОПМФИЧЕСКИЙ список
1. Гмучий Ю. Б.. Пом/рога В, Л. Теория сцепления и рафика связей. С'ообш 4. Сопряженное п. движений. опорные траектории. Порядок сисп.тснвя н разрыва связей // Пробл. прочности. 1989. № 11 С107-110.
2.ДавиденковН, И Дннаипчсскле испытали* мггериалш». М.: ОНТИ. 1930.
3. Зеякюич О.. Чанг И. Метод конечных элементов в теории сооружений в механике сплошных сред. М: Недра. 1974.238 с
4. Kpetotep Г. С'. Прочность твердых сплавов М.: Металлург**. 1971.248с.
5.Лошак М. Г. ПрФшосИ^лсодюечностьтпёр-.'1ых сплавов. Киев: Наукою Думка. 1984.328 с
6. ИисараасоГ. С.. Лебедев А А. Сопротивление материалов деформированию и разрушению при сложном напряженном состоянии. Киев: Наукою Думка. 1969.204 с.
7. Термопрочность (Мпаябй машин под Общ р:л. И. Л. Бнргера и Б. Ф. Шорра. М.: Машиностроение, 1975.456 с.
X, Тушнов В Я Свойства сшшюв системы карбид вольфрама - кобальт М.. Металлургия, 1971.95 с
9. Bernard R. Internal stresses of hard alloy. Transactions of ihe Indian Institute of Metals. 1965 5 P. 69-75.
10. Curiam! J. Temperature stresses in the two -pftaSc alloy WC-Co. Transaction of American Sooicty for Metals. 1958. V. 50. P. 1063-1071
11. HnyaShi R.. FukudaM., Suzuki //. Residual C'omrcssivc Stress A fleeting the Crack Propagation in ihe WC-Co//J. Jap. Soc. Powder Met. 1976.23. P. 31-36
12. HnJJmun H .Bohlke W.. Hansen G. Ronigeno-giapliisehe Untuersuchun^cn uherrite F.igwvipjmnung-sausbildung in Harnneiallen H Wiss. 2 Tecbn Hocbsch. Magdeburg. 1971 5. S. 4V1 -496
13 Hoffmann H,. SfroppeH. Elas&cbesVeifcahen and lltcrmiscbc Aasdchnung gcsinlcrlett Zweiphasen-w eikstotTe '/ Wiss. Z. Tcchn. Huchsch. Magdeburg. 1970. .V? I S- 85-89
14 HUlhrundJ. Rontgcnogmphischc Spannungc-m;ssungeti an der Carbidpliosc Wolfr.im-Kobali-Ilirrrocirdlen //Arch. EisetihuneoW. 1972.2.S 503-50K
УДК 621.512
ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ЗАПОРНОГО ОРГАНА НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ КЛАПАНА
Т. П. Глииннкова, М. Л. Хязин, С. Д. Волегоп
Haiar определяет надежность п долговечность ммыкаюших орпшои прямоточных клапаном Существующие конструкции «шорных органов не обеспечивают равномерности распределением натяга по периметру седла клапана, что снижает :»ффект* вность est» рабогы.
Ключевые сюва: клапан поршневою комнреосора, запорный орган, наш .
Tightness determines reliability and durability of closing units of forward-flow valves lixisnng designs о I •toping, units do not provide regularity nfdisinbution of tightness along perimeter of the valve saddle, decreasing ilic efficiency of operation
Key words valve of piston compressor, stopping unit tighinc.^.
Разнообразие конструкций поршневых компрессоров, а также условий их экепдуагга-пнн привело к созданию множества различных типов клапанов, отличающихся направлением потока газа в каналах клапана, характером движения замыкающего элемента, консмрук-тнвным исполнением, материалами, исиодь-5уемымн доя их пзготовдепия. и г н
В современных поршневых компрессорах применяют большое число различных гипоа самодействующих клапанов В компрессорах низкого и среднею давления наиболее широко используют пластинчатые клапаны - кольцевые, дисковые, полосовые, лепестковые, пря-могочные. В комп|>сссорах высокого давления чаше всего применяют кольцевые, дисковые, тарсльчагыс и грибковые клапаны.
Общим недостатком этих клапанов является сложность изготовлении, низкая надежность и ремонтопригодность. В этих конструкциях клапанов с запорными органами в виде цластии упру131Й элемент консольно «креплен, что приводит к быстрому выходу -элемента из строя, вследствие накопления усталостных повреждений.
С целью повьпиенпя надежности н долго-вечности воздухораспределительных органов разработаны [1,2] конструкции прямоточных клапанов, в которых запорный орган расположен свободно (не закреплен жестко). В нашем случае запорный Орган клапана представляет собой разрезное кольцо (ленту) прямоугольного сечения.
Одним из важных параметров запорного органа является натяг. От величины натяга запорного органа (радиального дандсния лапы на селло клапана), обеспечнвающе; о своевременность открытия и закрытия пластин воздухораспределительных органов, зависит аэродинамическое сопротивление клапана. Отклонение величины натяга о* отимлльнон в значительной степени ухудшает как термодинамические. так н технико-экономические показатели компрессора [3. 4].
Поэтому, независимо от конструкт ивного исполнения ноздухораспределн 1 елышх органов, при их изготовлении необходимо строю выдерживать оптимальный натя» запорного органа с целью синхронизации (одновременного открытия) их работы.
