CC BY
14
СТАТИСТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПРУТКОВ ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ, ЛЕГИРОВАННЫХ КИСЛОРОДОМ
Егорова Юлия Борисовна
Проф., д.т.н., Ступинский филиал ФГБОУ ВПО «МАТИ - Российский государственный
технологический университет имени К.Э. Циолковского»
Мамонов Игорь Михайлович Доц., к.т.н., Ступинский филиал ФГБОУ ВПО «МАТИ - Российский государственный
технологический университет имени К.Э. Циолковского»
Чибисова Евгения Валерьевна Аспирант, Ступинский филиал ФГБОУ ВПО «МАТИ - Российский государственный
технологический университет имени К.Э. Циолковского»
В последние годы кислород стали считать не вредной примесью, а полезной и дешевой легирующей добавкой, повышающей прочность титановых сплавов без существенного снижения пластичности (в интервале концентраций ОД-0,3%1) [1, 2]. В настоящее время на предприятиях отрасли около половины всех выплавляемых слитков легируется кислородом [3].
В данной работе были проведены статистические исследования химического состава и механических свойств кованых прутков сечением 14х14 мм различных титановых сплавов, изготовленных с 1970 по 2011 г. по промышленной технологии. Всего было исследовано 3900 слитков и 5874 образцов для механических испытаний из сплавов ВТ1-00, ВТ1-0, Grade 2, Grade 4, ВТ5, ВТ5-1, СТ6, 3М, ПТ-7М, ОТ4-1, ОТ4-1В, 0Т4-0, ОТ4, ВТ6, Grade 5, Grade 23, ВТ3-1, ВТ8, ВТ9, ВТ16, ВТ22, ВТ25У. Слитки были выплавлены методом вакуумного дугового переплава как без легирования кислородом, так и с добавлением в шихту рутила. Все исследованные полуфабрикаты были подвергнуты отжигу по стандартным режимам в соответствии с инструкцией ВИАМ №685-76. От каждого прутка испытывали 2-5 ударных и разрывных образцов. Механические испытания проводили в соответствии с ГОСТ 1497-61, ГОСТ 1497-84, ГОСТ 9454-78, ASTM E 8. По результатам механических испытаний определяли: временное сопротивление разрыву Ов, условный предел
текучести о0,2, относительное удлинение 5, поперечное сужение у, ударную вязкость KCU. Анализ соответствия химического состава и механических свойств полуфабрикатов требованиям нормативной документации, а также статистическую оценку их стабильности, проводили в соответствии с рекомендациями ГОСТ 50779 и требованиями руководства сертификационного центра «Материал» Р СЦМ-04-2010 «Оценка качества авиационных материалов/полуфабрикатов при сертификации их производства».
Статистическую обработку проводили с помощью ППП «Stadia» [4]. В работе определяли выборочные числовые характеристики (среднее, дисперсию, стандартное отклонение, коэффициент вариации), осуществляли проверку нормальности распределения. Для сравнения химического состава и механических свойств прутков, изготовленных в разные годы, проводили проверку статистической гипотезы о равенстве математических ожиданий (выборочных средних) и дисперсий.
Проведенные статистические исследования химического состава слитков показали, что с 1970-х гг. по 2011 гг. произошло значимое изменение содержания алюминия и примесей внедрения (табл. 1, 2). Среднее содержание алюминия повысилось в среднем на 0,35-0,4%, а кислорода и азота уменьшилось почти в два раза: с 0,11 до 0,06 %м. и 0,02 до 0,01 % соответственно [5-7].
Таблица 1
Среднее содержание примесей (%) в слитках титановых сплавов, выплавленных с 1970 по 2011 г.г. без микро-
год С Fe Si O N H Zr
1970 0,025 0,115 0,044 0,110 0,021 0,005 -
2000 0,023 0,127 0,042 0,074 0,014 0,005 0,02
2009 0,022 0,090 0,028 0,065 0,010 0,004 0,01
2011 0,022 0,094 0,032 0,058 0,010 0,004 0,01
Сравнение механических свойств кованых прутков, изготовленных из слитков без дополнительного легирования кислородом, показало, что в 2000-х гг. временное сопротивление разрыву уменьшилось в среднем на 50-80 МПа (в зависимости от марки сплава) по сравнению с 1970-ми гг., при этом значения относительного удлинения и ударной вязкости повысились. Это может
быть обусловлено повышением чистоты титановой губки и снижением ее твердости и предела прочности. Так, было установлено, что средняя твердость губки марок ТГ100-ТГ130, из которой были выплавлены слитки в 1970-80-х годах, составляла НВ=1135 МПа (Св=375 МПа). В 19992011 годах - 945 МПа (Св=312 МПа).
1 Здесь и далее % по массе.
Таблица 2
Механические свойства кованых прутков 14х14 мм из технического титана и сплава Ть6А1-4У (в ___отожженном состоянии)____
Сплав Год Кол-во образцов Al, % O, % N, % Ов, МПа б, % V» % KCU, МДж/ м2
ВТ1-00 1970 28 - 0,05 0,035 388 36 73 1,8
2000 26 - 0,04 0,007 340 39 - -
ВТ1-0 1970 565 0,44 0,14 0,02 472 26 62 1,7
2000 24 - 0,06 0,01 430 36 68 1,9
Grade2 2000* 220 - 0,17 0,012 575 22 59 -
Grade4 2000* 20 - 0,34 0,035 811 23 46 -
ВТ6 1970 201 6,16 0,11 0,02 1048 12 42 0,54
2000 30 6,38 0,06 0,01 964 14 43 0,91
Grade5 2000* 90 6,42 0,15 0,01 1033 13 42 0,67
2011* 10 6,32 0,20 0,01 1095 11 39 0,45
Примечание: * - с дошихтовкой рутилом.
Для того чтобы компенсировать потерю прочности сплавов, большинство исследованных полуфабрикатов были легированы алюминием по верхнему пределу, а часть слитков была выплавлена с дошихтовкой рутилом. Для полуфабрикатов, изготовленных в 1999-2011 гг. и легированных кислородом, значения предела прочности сопоставимы с данными 1970-80-х гг. (табл. 2) Например, легирование кислородом приводит к повышению прочности прутков технического титана до 810 МПа, а сплава Ть
6Al-4V до 1100 МПа. При этом значения пластичности довольно высоки и не достигают минимальных значений, не допустимых для условий эксплуатации (5>10%, у>25% для Grade4 и
В работе была проведена теоретическая оценка влияния содержания алюминия и примесей внедрения на уровень механических свойств прутков (табл. 3).
Таблица 3
Коэффициенты упрочнения и интенсивность снижения относительного удлинения и поперечного суже-__ния титана при введении 1% (по массе) легирующего элемента [8-11] _
Элемент Интервал концентраций, Коэффициент упрочнения Интенсивность Интенсивность
% м. К0, снижения 5 снижения у
МПА/% м. Ks, % /% м. Ку, % /% м.
Al 0-2,0 55 5,0 10,0
2,0-7,0 60 1,5 2,5
O 0-0,15 1250 50 -
0,15-0,5 850 25 -
N 0-0,1 2500 90 -
В интервале концентраций 2-7% увеличение содержания алюминия на 1 % приводит к повышению прочности в среднем на 55-65 МПа, снижению относительного удлинения на 1-2%, поперечного сужения на 2-3% [8-11]. В то же время увеличение или уменьшение содержания кислорода и азота сопровождается существенным изменением прочности и пластичности. В области малых концентраций (до 0,15%) повышение содержания кислорода на 0,1% приводит к увеличению прочности на 125 МПа (или 1250 МПа/% м.). Если же кислород вводится как легирующий элемент (более 0,15 %), то его упрочняющее действие намного меньше и составляет 700-850 МПА/% м. Кислород сильно снижает пластические свойства титана в области малых концентраций (до ~0,15%): 0,1% кислорода приводит к снижению относительного удлинения на ~5-10% (по разным данным). В интервале концентраций от 0,15 до 0,5% кислород сравнительно слабо влияет на пластичность: 0,1% кислорода снижает 5 на ~2-3% что сопоставимо с влиянием алюминия. Эффект упрочнения от введения 0,1% азота еще выше, чем от кислорода, и составляет 250 МПа (2500 МПа/% м.), но при этом удлинение довольно сильно снижается на ~9-10%.
Теоретические расчеты, подтвержденные результатами статического анализа механических свойств прутков, показывают, что легирование кислородом является
более эффективным способом повышения прочности сплавов по сравнению с алюминием. Это дает возможность разрабатывать сплавы экономного легирования на основе стандартных марок технического титана, для изготовления которых можно использовать низкосортную губку и рутил. Вместе с тем, содержание кислорода должно быть ограничено определенными пределами, так как при концентрациях более ~0,6% кислород резко снижает характеристики пластичности [12, 13].
Литература
1. А.В. Исаичев, Н.А. Ночовная, В.Г. Анташев. Некоторые особенности произвоства слитков и их горячая деформация из экономнолегированных титановых сплавов. // Совр.тит.спл. и проблемы их развития. М.: ВИАМ, 2010 - С.96-98.
2. Н.А. Ночовная, А.В. Исаичев, В.Г. Анташев. Проблемы создания экономичных титановых сплавов и пути их решения. // Все материалы. Энциклоп.спра-вочник. 2008, №5 - С.10-15.
3. А.Н. Трубин, И.Ю. Пузаков. Особенности распределения кислорода в слитках титановых сплавов // Титан, 2003, №1 - С.20-21.
4. Кулаичев А.П. Методы и средства анализа данных в среде Windows. Stadia 6.0 - М: Информатика и компьютеры, 1996. - 257 с.
5. Егорова Ю.Б., Давыденко Л.В., Мамонов И.М., Никулина Т.А. Статистическое исследование химического состава и механических свойств слитков технического титана// Научные труды МАТИ. - 2011. - Вып. 18 (90). - С. 18-24.
6. Ю.Б. Егорова, Ф.С. Мамонова, Р.А. Давыденко. Оценка однородности химического состава слитков титановых сплавов// Научные труды МАТИ. - 2011. -Вып. 18 (90). - С. 24-31.
7. Ю.Б. Егорова, И.М. Мамонов, Р.А. Давыденко. Сравнение химического состава и механических свойств слитков титановых сплавов, выплавленных в период с 1970 по 2011 годы// Труды МАТИ (Вестник МАТИ) -2013. - Вып. 20 (92). - С. 4-10.
8. Ильин А.А., Колачев Б.А., Полькин И.С. Титановые сплавы. Состав, структура, свойства. Справочник. -М.: ВИЛС - МАТИ, 2009.- 520 с.
9. Машиностроение. Энциклопедия. Т. II-3. Цветные металлы и сплавы / под ред Фриндляндера И.Н. - Раздел 2. Титан и титановые сплавы / Моисеев В.Н. - М.: Машиностроение, 2001. - С. 272-353.
10. Materials Properties Handbook. Titanium Alloys / Ed. by R.Boyer, G.Welsch, E.W.Collings. - ASM International. The Material Information Society, 1994. -1176 p.
11. Цвиккер У. Титан и его сплавы. М.: Металлургия, 1979. - 512 с.
12. Б.А. Дроздовский, Л.В. Проходцева, Н.И. Новосильцева. Трещиностойкость титановых сплавов. М.: Металлургия, 1983. - 192 с.
13. Колачев Б.А., Мальков А.В. Физические основы разрушения титана.М.: Металлургия, 1983. - 160 с.
НЕСТАЦИОНАРНОСТЬ ВОДНОГО ПОТОКА
В.А. Фартуков
Кандидат технических наук, доцент. Закрытое акционерное общество «Бюро сервиса и эксплуатации» BSM, директор г. Москва
М.В. Землянникова
Кандидат технических наук, доцент. Федеральное государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Российский государственный аграрный университет - МСХА имени К.А. Тимирязева», профессор кафедры «Гидрологии гидрогеологии и регулирования стока»
В публикациях целого ряда исследователей отмечено, что и для случая установившегося режима поступления расхода воды в открытый поток имеет место неустановившийся колебательный режим течения. Этот режим течения воды в зоне сопряжения сопровождается волнами с характерной амплитудой и длиной. Наличие этих волн иногда могут достигать значительных величин.
Система дифференциальных уравнений (1) позволяет описать этот режим течения воды.
1 5 (V-Q)
g
dt
+
2 42
g\
q2
rh
+
h2 -h2 _
= 0
(i)
& #2 где к1, кг - соответственно величина первой и второй сопряженных глубин, Ц1, цг - соответственно величины удельного расхода в зонах первой и второй сопряженных глубин, Ус - скорость центра массы объема, П - площадь боковой поверхности гидравлического прыжка при аппроксимации продольного профиля в виде квадратичной параболы.
Необходимо заметить, что в случае увеличения периода временного сглаживания до значения, при котором производные д(Усй)/д: и обратятся в нуль, будет иметь место уравнение сопряженных глубин Беланже-Бресса.
l
2
d
с
3 • g • h2 dt
h2
v
~h2
V dt
JJ
+ ■
Как известно система уравнений Сен-Венана является следствием уравнений Рейнольдса. При этом сглаживание турбулентных пульсаций нормального уровня, то есть тех пульсаций, которые порождены трением на границе жидкость - омываемая твердая поверхность, а не турбулентных пульсаций возникающих в зонах отрывных течений, возможно при осреднении уравнений Навье - Стокса. В зоне гидравлического прыжка, как и во всех других случаях отрывных течений, образуется макротурбулентность. Эта макротурбулентность имеет характерный временной масштаб Тт , который существенно больше временного масштаба Тп , отвечающего обычному уравнению турбулентности без отрывных течений с зависимыми от времени £ (Тт>>Тп) характеристиками прыжкового потока.
Так же необходимо заметить, что уравнение сопряженных глубин может быть применено только в случае увеличения периода временного сглаживания. Тогда используя систему дифференциальных уравнений (1), описывающих нестационарный режим течения водного потока, в зоне прыжкового сопряжения, предварительно произведя необходимые подстановки, получим нелинейное уравнение локальной нестационарности (2).
q2
g • h2 g •h
■+
( h - h )
0
(2)
2 • l dh, 3 dt
q - 42
где l - длина прыжка,
