CC BY
8
ISSN 1995-2732 (Print), 2412-9003 (Online) УДК 621.762. (035.5) DOI: 10.18503/1995-2732-2022-20-2-62-72
ВЛИЯНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ УПРУГОДИССИПАТИВНОЙ ПОДЛОЖКИ НА УДАРНО-АБРАЗИВНУЮ ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ ГОРЯЧЕШТАМПОВАННЫХ ПОРОШКОВЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
Сиротин П.В.1, Гасанов Б.Г.1, Исмаилов М.А.1, Дробязко Н.А.2
1Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова, Новочеркасск, Россия
^Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана, Москва, Россия
Аннотация. Актуальность исследований. Обусловлена необходимостью разработки новых износостойких конструкционных материалов, в том числе методами порошковой металлургии, устойчивых к ударно-абразивному изнашиванию и технологии изготовления деталей для буровых насосов. Используемые методы. Для аналитического описания реологии механической модели испытания конструкционных материалов на ударно-абразивную износостойкость использовали закон сохранения энергии или баланса работы и принцип суперпозиции на основе оценки суммарной деформации. Ударно-абразивную износостойкость оценивали на специально разработанной установке при непрерывной подаче порошкообразного электрокорунда. Для экспериментального определения напряженно-деформированного состояния упругодиссипативную подложку осаждали при нагрузке 300 Н на стенде, разработанном для статических испытаний многослойных материалов. Для изучения напряженно-деформированного состояния цилиндрических образцов с упругодиссипативной подложкой использовали также программный комплекс ANSYS Mechanical. Микрорентгеноспектральный анализ проводили в ЦКП ЮРГПУ(НПИ) на растровом электронном микроскопе Quanta 200 разрешающей способностью 5 нм, с рентгеновским микроанализатором EDAX GENESIS, оснащенным ЭВМ и соответствующим программным обеспечением. Результаты и научная значимость. Установлено, что при ударно-абразивном испытании конструкционной стали П40Х, полученной горячей штамповкой пористых спеченных заготовок, с использованием резиновой УДП величина поглощенной энергии зависит не только от физико-механических свойств УДП, но и от ее геометрических параметров. Экспериментально показано, что при одинаковой высоте резиновой УДП с отверстием работа диссипации, соответственно, ударно-абразивная износостойкость испытуемого материала в 1,5-2 раза больше, чем при использовании УДП без отверстия. Практическая значимость. Предложен метод определения напряженно-деформированного состояния резиновой упругодиссипативной подложки при испытании конструкционных материалов на ударно-абразивную износостойкость и показано влияние интенсивности напряжений и деформаций на работу диссипации при этом. Выявлен механизм разрушения поверхности порошковых образцов при ударно-абразивном износе и показано влияние химического состава абразивных частиц на механизм разрушения поверхности порошковых сталей на начальной стадии испытания и в режиме установившегося износа.
Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние, диссипативная подложка, ударно-абразивная износостойкость, горячештампованная порошковая сталь.
© Сиротин П.В., Гасанов Б.Г., Исмаилов М.А., Дробязко Н.А., 2022
Для цитирования
Влияние напряженно-деформированного состояния упругодиссипативной подложки на ударно-абразивную износостойкость горячештампованных порошковых конструкционных сталей / Сиротин П.В., Гасанов Б.Г., Исмаилов М.А., Дробязко Н.А. // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2022. Т. 20. №2. С. 62-72. https://doi.org/10.18503/1995-2732-2022-20-2-62-72
Контент доступен под лицензией Creative Commons Attribution 4.0 License. The content is available under Creative Commons Attribution 4.0 License.
INFLUENCE OF THE STRESS-STRAIN STATE OF AN ELASTIC-DISSIPATIVE SUBSTRATE ON IMPACT-ABRASIVE WEAR RESISTANCE OF HOT-STAMPED POWDER STRUCTURAL STEELS
Sirotin P.V.1, Gasanov B.G.1, Ismailov M.A.1, Drobyazko N.A.2
:Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI), Novocherkassk, Russia 2Bauman Moscow State Technical University, Moscow, Russia
Abstract. Problem Statement (Relevance). Due to the need to develop new wear-resistant structural materials, including by methods of powder metallurgy, resistant to impact and abrasive wear, and manufacturing technology for parts of drilling pumps. Methods Applied. To prepare an analytical description of rheology of the mechanical model of testing structural materials for impact and abrasive wear resistance, the authors used the law of conservation of energy or work balance and the principle of superposition based on the assessment of total deformation. Impact and abrasive wear resistance was evaluated on a specially designed installation with continuous supply of powdered electrocorundum. To determine the experimental stress-strain state, an elastic-dissipative substrate was deposited at a load of 300 N on a stand designed for static testing of multilayer materials. The ANSYS Mechanical software suite was also used to study the stress-strain state of the cylindrical samples with the elastic-dissipative substrate. An X-ray microanalysis was carried out in the Resource Sharing Center of South-Russian State Polytechnic University (NPI), applying a Quanta 200 scanning electron microscope with a resolution of 5 nm with an EDAX GENESIS X-ray microanalyzer equipped with a computer and appropriate software. Results and scientific importance. It is established that during impact-abrasive testing of structural steel P40Kh produced by hot stamping of porous sintered blanks, using a rubber elastic-dissipative substrate, the amount of absorbed energy depends not only on the physical and mechanical properties of the elastic-dissipative substrate, but also on its geometric parameters. It has been experimentally shown that at the same height of the rubber elastic-dissipative substrate with a hole, the dissipation behaviour, and, respectively, impact-abrasive wear resistance of the tested material is 1.5-2 times greater than when using the elastic-dissipative substrate without a hole. Practical Relevance. The paper proposes a method for determining the stress-strain state of the rubber elastic-dissipative substrate, when testing structural materials for impact and abrasive wear resistance, and shows the effect of intensity of stresses and deformations on dissipation. The mechanism of destruction of the powder sample surface during impact-abrasive wear is revealed. The paper shows the influence of a chemical composition of abrasive particles on the destruction mechanism of the surface of powder steels at the initial stage of testing and in the steady-state wear mode.
Keywords: stress-strain state, dissipative substrate, impact-abrasive wear resistance, hot-stamped powder steel.
For citation
Sirotin P.V., Gasanov B.G., Ismailov M.A., Drobyazko N.A. Influence of the Stress-Strain State of an Elastic-Dissipative Substrate on Impact-Abrasive Wear Resistance of Hot-Stamped Powder Structural Steels. Vestnik Magnito-gorskogo Gosudarstvennogo Tekhnicheskogo Universiteta im. G.I. Nosova [Vestnik of Nosov Magnitogorsk State Technical University]. 2022, vol. 20, no. 2, pp. 62-72. https://doi.org/10.18503/1995-2732-2022-20-2-62-72
Введение
Одно из важных направлений повышения эксплуатационной надежности оборудования нефтегазовой промышленности является разработка новых материалов и технологии получения из них деталей различной конфигурации [1]. Это особо относится к деталям и агрегатам буровых насосов. Выявлено, что в процессе эксплуатации буровых насосов наименее надежны детали гидравлического блока, которые подвержены ударно-абразивному изнашиванию [2]. Поэтому при выборе материалов для их изготовления необходимо учитывать условия работы и
конструктивные особенности узлов насоса [3, 4].
Известно, что интенсивность ударно-абразивного изнашивания связана с химическим составом, структурой испытуемых материалов и энергетическими и кинематическими параметрами ударного воздействия [2, 5-7]. Экспериментально обосновано, что применение упругодиссипативных подложек (УДП) в конструкциях многих изделий позволяет увеличить стойкость компактных и порошковых сталей к ударно-абразивному изнашиванию за счет поглощения и рассеивания части энергии удара. Величина поглощенной энергии при этом зависит не только от физико-механических свойств материала УДП, но и от ее геометриче-
ских параметров. В частности, экспериментально показано, что при наличии отверстий в подложке ударно-абразивный износ испытуемого материала существенно снижается [7].
Целью данной работы является повышение износостойкости порошковых конструкционных сталей для клапанов буровых насосов на основе оценки влияния напряженно-деформированного состояния УДП на диссипацию энергии удара и механизм их ударно-абразивного изнашивании.
Теория, материалы и методы исследования
Для аналитического описания реологии механической модели испытания конструкционных материалов на ударно-абразивную износостойкость, показанной на рис. 1, можно использовать закон сохранения энергии или баланса работы и принцип суперпозиции на основе оценки суммарной деформации. Суммарная работа Ауд, совершаемая бойком 1, затрачивается на пластическую деформацию порошкового материала вдавливанием абразивных частиц Ар, упругую деформацию Аупр испытуемого образца 2 с оправкой 3 и упругую деформацию диссипативной подложки 4 Адис:
Ауд = Ар + Аупр + Адис • (!)
Если известны компоненты тензоров напряжений и деформаций, то работа пластической деформации материала частиц и упругой деформации порошкового образца можно определить по следующим выражениям [7]:
А = -
-о
ур °УР'
А - -Аупр
-о
упр °уупр-
(2)
При больших деформациях для расчета главных напряжений при известных главных деформаций используем следующую систему уравнений [8]:
о, - z =
! (■ - -2 )=
z — z =
! (-2—-2 )■
(3)
где 01, о2, о3 - главные напряжения; 81, 82, в3 -главные деформации; Е - модуль упругости резины УДП.
Из выражений (2) и (3) следует, что для определения диссипативной работы в данной модели нужно найти компоненты тензоров деформаций и напряжений материальных точек (представительных элементов) подложки и вычислить по ним значения главных деформаций и напряжений.
Согласно схеме (рис. 1, б) суммарная (максимальная) деформация рассматриваемой системы
ZAZ = А2пл + AZупр + А^дис >
(4)
где Л2Ш - абсолютная пластическая деформация в зоне контакта порошкового материала; Л^упр - упругая деформация испытуемого образца и оправки; Л2дис - упруговязкая деформация диссипативной подложки в момент /.
а б в
Рис. 1. Механические (а, б) и реологическая (в) модели испытания на ударно-абразивный износ порошковых материалов на УДП: 1 - боек (контртело); 2 - образец из испытуемого материала; 3 - оправка; 4 - упругодиссипативная подложка; 5 - опорная плита Fig. 1. Mechanical (a, б) and rheological (в) models of testing for impact-abrasive wear of powder materials on the elastic-dissipative substrate: lis a striker (counterbody); 2 is a sample from the tested material; 3 is a mandrel; 4 is an elastic-dissipative substrate; 5 is a base plate
Величина Л7пл принимается равной высоте неровностей или определяется экспериментально по линейному износу испытуемого порошкового материала. Значения ЛZуПр испытуемых
образцов с оправкой можно рассчитать, если известно напряженное состояние по следующей формуле [9]:
= З^^срйу + , (5)
где X и ц - упругие константы Ляме; Еср - средняя упругая деформация пористого тела; 8у -символ Кронекера.
Среднюю деформацию Еср деформируемого тела определяют по формуле
1
1
■^ср
= - (^11 + ^22 + ^33 ) = - (811 + 822 + 833 ), (6)
Приращения dup, duz, радиус вектора р и ап-ликаты г экспериментально определяли для каждого конечного элемента графическим способом по схеме, показанной на рис. 2.
Для этого на подложку из резины наносили сетку, как показано на рис. 3, выделяли малый объем (представительный элемент) двумя плоскостями, проходящими через ось симметрии, под углом d0 между ними, двумя плоскостями, перпендикулярными к этой оси, и двумя цилиндрическими поверхностями с радиусами р и р +dр.
Из теории упругости известно, что удельная потенциальная энергия упругой деформации равна половине скалярного произведения тензора напряжений и тензора деформаций. Тогда согласно формуле (2) в главных осях получим
где Еп, е22, е33 - диагональные компоненты тензора деформаций.
Допускаем, что на торце цилиндрической подложки приложена ударная нагрузка, расположенная симметрично ее оси и распределена одинаково во всех меридианных сечениях. Тогда для осесимметричного напряженного и деформационного состояния в цилиндрических координатах, переходя к конечно-разностным методам, компоненты тензора деформации вычисляем по следующим выражениям [9, 10]:
йы.
Адис = 1 ( z181 + z282 + z383 ).
(8)
Для осесимметричного напряженного состояния зависимости между напряжениями и деформациями линейные и имеют следующий вид:
= ^ (0сР );
8p Еср 2G(
8е - Еср = ^(- °ср
Урв =0;
^ (°е - °ср); УеР =1; °вр =0; (9)
8 z 8ср
dUp Up duz
8- =—,—; 8е =— ;8z =~г~; у pz dp р dz ^
dU
2G(z z- °ср);
ср ); y zp = 1 pz
= — a G
pz'
p
"p
dp dz
(7)
где dиz - приращения радиуса вектора р и апликаты г за один удар (максимальные амплитудные приращения).
ГДе 8ср =-(8 z + 8p
\ ( 8 z + 8p + 8в ); °ср = \ (
= -( z г + zp+ ze
);
G = -
E
2(1 + ц)
а б
Рис. 2. Проекции представительного элемента УДП в цилиндрических координатах для определения
приращений деформаций: а - боковая поверхность элемента; б - поверхность элемента в плоскости, перпендикулярной к оси симметрии Fig. 2. Projections of a representative element of the elastic-dissipative substrate in cylindrical coordinates
to determine the increments of deformations: a is a lateral surface of the element; б is a surface of the ele ment in the plane perpendicular to the axis of symmetry
Рис. 3. Схема УДП с нанесенной сеткой на цилиндрической поверхности и сечении
Fig. 3. The scheme of the elastic-dissipative substrate with a grid applied on a cylindrical surface and the cross section
Если допускаем, что ург ^ 0, то есть форма диссипативной подложки не меняется при ударе, то 82, 8е, 8Р являются главными деформациями, а о2, ое, ор - главными напряжениями. Тогда, решая совместно выражения (8) и (9), получаем
А =
Адис
1+ц
6e
(z z—z j )2 +(z j —°0 )2 +(°0— z z )2
(10)
С учетом бочкообразования при осадке подложки из резины, можно вычислить по формулам (9) сдвиговые напряжения а2р и деформации у2р, а диссипативную работу (работу, затраченную на упругую деформацию) определим по следующей формуле:
А =1-Адис 2 о,
( zp — z0 )2 +(z0 — )2 +(— Zj2
(11)
где 8г- и ог- - интенсивность деформаций и напряжений.
Для проведения экспериментальных исследований были изготовлены цилиндрические УДП, состоящие из бутилкаучука и металлических шайб из нормализованной стали 45 (см. рис. 3). Металлические шайбы и резиновые цилиндрики без и с отверстием склеивали клеем на основе хлоропренового каучука. Горячедефор-мированные цилиндрические образцы из стали П40Х остаточной пористостью не более 2-4% получали по технологии, приведенной в работе
[11]. Ударно-абразивную износостойкость оценивали на специально разработанной установке
[12] при непрерывной подаче порошкообразного электрокорунда. Для экспериментального определения напряженно-деформированного состояния каждого элемента из 11-ти выделенных по высоте слоев подложку осаждали при нагрузке 300 Н на стенде, разработанном для статических
испытаний многослойных материалов [13]. Для изучения напряженно-деформированного состояния цилиндрических образцов с упругодисси-пативной подложкой использовали также программный комплекс ANSYS Inc., в том числе ANSYS Mechanical [14]. Микрорентгеноспек-тральный анализ проводили в ЦКП ЮР1 ПУ(НПИ) на растровом электронном микроскопе Quanta 200 разрешающей способностью 5 нм, с рентгеновским микроанализатором EDAX GENESIS, оснащенным ЭВМ и соответствующим программным обеспечением.
Результаты исследования и их обсуждение
При осадке резиновые подложки с нанесенной координатной сеткой с шагом 1 мм (см. рис. 3) принимали бочкообразную форму (рис. 4). После осадки замеряли конечную деформацию образца и выделенных слоев в направлении приложенной нагрузки и перпендикулярно ей. Используя схему на рис. 2, по формулам (7) и (9) вычисляли компоненты тензора деформаций и напряжений.
В табл. 1 приведены среднестатистические значения компонента деформаций и напряжений всех элементов каждого слоя, начиная с верхнего (слой 1) до нижнего (слой 11). Степень относительной деформации по высоте 1-го (sz = 0,155) и 10-го (sz = 0,155) слоев мало отличается, а минимальное значение (0,135) имеет средний (5) слой. Максимальные значения sp и se имеют верхний и нижний слои, а минимальные значения получены у средних слоев, тогда как напряжения ор и oe у слоев 1 и 10 составляют 41,1 и 40,7 кПа, а слоя 5 - 36 и 35,5 кПа, что связано с появлением дополнительных сдвиговых напряжений в зоне контакта плит и образцов.
в г
Рис. 4. Эпюры интенсивности напряжения (а, б) и деформации (в, г) при моделировании статической осадки
УДП с отверстием (а, в) и без отверстия (б, г) в программном комплексе ANSYS Mechanical Fig. 4. Diagrams of stress intensity (a, б) and deformation (в, г), when modeling static precipitation of the
elastic-dissipative substrate with a hole (a, в) and without a hole (б, г) in the ANSYS Mechanical software suite
Таблица 1. Поля деформаций и напряжений упругодиссипативной подложки с отверстием после статической
осадки под нагрузкой 300 Н Table 1. Fields of deformations and stresses of the elastic-dissipative substrate with a hole after static precipitation under a load of 300 N
б
а
Представительный элемент слоя £р £z £е ^ср Ypz кПа Zz, кПа Ое, кПа °pz, кПа
1 0,158 0,155 0,156 0,157 0,268 41,1 40,3 40,7 34,8
2 0,153 0,150 0,152 0,152 0,258 39,8 39 39,5 33,5
3 0,148 0,145 0,146 0,147 0,245 38,5 37,7 38,9 31,8
4 0,143 0,140 0,142 0,142 0,235 37,2 36,4 37,1 30,1
5 0,138 0,135 0,136 0,137 0,225 36 35,1 35,5 29,3
6 0,138 0,135 0,136 0,137 0,225 36 35,1 35,5 29,3
7 0,143 0,140 0,142 0,142 0,235 37,2 36,4 37,1 30,1
8 0,148 0,145 0,146 0,147 0,245 38,5 37,7 38,9 31,8
9 0,153 0,150 0,152 0,152 0,258 39,8 39 39,5 33,5
10 0,158 0,155 0,156 0,157 0,268 41,1 40,3 40,7 34,8
На рис. 5, а показано изменение расчетных значений интенсивности напряжений и деформаций в УПД с отверстием при статической осадке.
Максимальные значения интенсивности напряжений oi и деформаций Ег- получены для верхнего и нижнего слоев (60,3 кПа и 0,155). Они уменьшаются при приближении к центральным слоям (50,7 кПа и 0,130).
Значения интенсивности напряжений и деформаций были вычислены также по результатам моделирования в программном комплексе ANSYS Mechanical (рис. 5, б).
Сравнивая значения интенсивности напряжений и деформаций, показанные на рис. 5, можно сделать вывод о том, что оба способа могут быть использованы для оценки о и ег- УДП.
Несколько другие значения напряжений и деформаций получены при испытании в тех же условиях цилиндрических УДП без отверстия (табл. 2). Сопротивление деформации такой подложки заметно выше, чем у подложки с отверстием. Например, средняя величина 8г верхнего слоя у подложки с отверстием составляет 0,11 (см. табл. 1), у подложки без отверстия 8г = 0,09 (см. табл. 2). Аналогично значения 8Р, 8е и ур2 получены у подложки без отверстия, которые несколько меньше, чем при осадке УДП с отверстием.
На рис. 6 показаны характерные особенности изменения по слоям интенсивности напряжений и деформаций при статической осадке подложки без отверстия. Полученные значения интенсивности напряжений (ог= 46,7 кПа) и деформации
(s,= 0,12), например, первого слоя, меньше, чем у УПД с отверстием, из-за большего сопротивления слоев при статической осадке.
Значения интенсивности напряжений и деформаций УДП без отверстия, полученные экспериментальным путем (рис. 6, а), сравнивали с результатами моделирования (рис. 6, б). Как следует из полученных результатов, расчетные значения z, и s, практически не отличаются от результатов, определенных на основе моделирования процесса осадки с использованием программного комплекса ANSYS Inc.
Удельную работу деформации подложки с отверстием и без него вычисляли по формуле (11) для каждого слоя на основе результатов экспериментов, приведенных в табл. 1 и 2 и на рис. 5 и 6.
а б
Рис. 5. Интенсивность напряжений (1) и деформаций (2) наружных представительных элементов слоев n, УДП с отверстием при осадке: а - экспериментальные данные; б - вычисленные данные, используя ANSYS Fig. 5. The intensity of stresses (1) and deformations (2) of the outer representative elements of the layers (n,) of the
elastic-dissipative substrate with a hole during precipitation: a is experimental data; б is data calculated using ANSYS
Таблица 2. Поля деформаций и напряжений упругодиссипативной подложки без отверстия после осадки под нагрузкой 300 Н
Table 2. Fields of deformations and stresses of the elastic-dissipative substrate without a hole after precipitation under a load of 300 N
Представительный элемент слоя sp sz se ^р Ypz Z» кПа Zz, кПа Ze, кПа кПа
1 0,112 0,11 0,112 0,111 0,208 29,1 28,6 29,1 27
2 0,107 0,105 0,107 0,106 0,198 27,9 27,3 27,8 25,7
3 0,102 0,1 0,102 0,101 0,188 26,5 26 26,6 24,4
4 0,098 0,095 0,097 0,096 0,178 25,3 24,7 25,2 23,1
5 0,094 0,09 0,092 0,092 0,168 24 23,4 23,9 21,9
6 0,094 0,09 0,092 0,092 0,168 24 23,4 23,9 21,9
7 0,098 0,095 0,097 0,096 0,178 25,3 24,7 25,2 23,1
8 0,102 0,1 0,102 0,101 0,188 26,5 26 26,6 24,4
9 0,107 0,105 0,107 0,106 0,198 27,9 27,3 27,8 25,7
10 0,112 0,11 0,112 0,111 0,208 29,1 28,6 29,1 27
Как следовало ожидать, с увеличением компонент радиальной и угловой деформаций (£0, £р) каждого слоя возрастает диссипативная работа подложки (рис. 7). При наличии отверстий в УДП эта разница существенная. В частности, Адис средних слоев УДП с отверстием и без него отличаются в 1,5-2 раза, а верхних и нижних слоев - не более чем на 15-20% (рис. 7, кривые 1 и 2). Это означает, что при наличии отверстия в УДП работа, затраченная на упругопластическую деформацию рабочего слоя испытуемого образца 3 (см. рис. 1), будет также в 1,5-2 раза меньше, чем при
О 2 4 б 8 10 12 Hi
а
Рис. 6. Fig. 6.
Аяис, Дж 0,52 ■
0,42
0,32
0,22
0,12
Рис. 7. Зависимость работы деформации УДП каждого слоя УДП: 1 - без отверстия; 2 - с отверстием Fig. 7. Dependence of the deformation behavior of the elastic-dissipative substrate of every elastic-dissipative substrate layer: 1 is without a hole, 2 is with a hole
использовании резиновой упругодиссипативной подложки без отверстия, что подтверждают экспериментальные результаты.
На рис. 8 показано влияние характеристик УДП и цикла ударно-абразивных испытаний го-рячештампованной стали П40Х (без термообработки) на интенсивность износа (потери массы) образцов. Как и следовало ожидать, при использовании УДП с отверстием потери массы при установившемся режиме ударно-абразивного испытания снижаются с 0,04 до 0,008 г по сравнению с результатами испытания без УДП.
0 2 4 6 8 10 12
б
Рис. 8. Влияние характеристик УДП на интенсивность износа горячештампованной стали П40Х:
1 - без УДП; 2 - УДП без отверстия; 3 - УДП с отверстием
Fig. 8. Influence of elastic-dissipative substrate
characteristics on the wear rate of hot-stamped steel P40Kh: 1 is without the elastic-dissipative substrate;
2 is the elastic-dissipative substrate without a hole;
3 is the elastic-dissipative substrate with a hole
Интенсивность напряжений (1) и деформаций (2) наружного представительного элемента n УДП без отверстия при статической осадке: а - экспериментальные данные; б - данные моделирования в ANSYS The intensity of stresses (1) and deformations (2) of the external representative element ni of the elastic-dissipative substrate without a hole during static precipitation: a is experimental data; б is data modeled in ANSYS
Было также исследовано влияние химического состава порошков, абразива и особенности разрушения стали П40Х в зоне деформации при ударно-абразивном испытании. На первом этапе износ материала образцов возрастает пропорционально энергии удара в результате внедрения твердых абразивных частиц в частицы порошка и в межчастичные границы (рис. 9, а), трещины при этом появляются и развиваются в большей степени по границам частиц порошка железа. На втором этапе происходит замедление интенсивности износа из-за упрочнения в металле в зоне удара. Кроме этого, с увеличением количества ударов практически вся поверхность зоны деформации испытуемых образцов покрывается вдавленными в материал частицами железа с абразивными включениями (рис. 9, б), соответственно, снижается интенсив-
ность износа поверхности образцов с увеличением времени испытания (см. рис. 8).
Было выявлено, что характер износа зависит также от состава абразивного порошка. В частности, частицы оксидов кремния и алюминия меньше разрушаются при ударе и больше вдавливаются в материал образца (см. рис. 9, а), что активирует процесс разрушения поверхности, а другие примеси (например, карбонаты кальция и магния) сами разрушаются при ударе, их микрочастицы заполняют микропоры и другие кристаллические дефекты частиц и покрывают более равномерно поверхность испытания образцов (см. рис. 9, б). Этим можно объяснить также снижение интенсивности износа образца с увеличением количества ударов на стадии установившегося износа.
Element Weight % MDL
Atomic %
Error %
с к 6.1 0.34 10.5 12.7
о к 45.5 0.12 58.8 10.5
Na К 1.4 0.09 1.3 11.4
Мд К 1.5 0.05 1.2 9.1
AI К 18.6 0.05 14.2 6.3
Si К 0.6 0.05 0.4 10.6
S К 0.3 0.05 0.2 15.7
Cl К 0.4 0.05 0.3 11.4
Ca К 24.7 0.07 12.7 2.4
Fe К 0.9 0.12 0.3 8.7
Рис. 9. Микроструктура поверхности стали П40Х на стадии интенсивного износа (а), в установившемся
режиме износа (б) и распределение компонентов в абразивных частицах (в, г) Fig. 9. The surface microstructure of steel P40Kh at the stage of intensive wear (a), in the steady-state wear mode (б) and the distribution of components in abrasive particles (в, г)
б
а
в
г
Заключение
Разработан метод определения напряженно-деформированного состояния резиновой упруго-диссипативной подложки и показано влияние интенсивности напряжений и деформаций на работу диссипации при испытании конструкционных сталей на ударно-абразивную износостойкость.
Установлено, что при ударно-абразивном испытании конструкционной стали П40Х, полученной горячей штамповкой пористых спеченных заготовок, с использованием резиновой УДП величина поглощенной энергии зависит не только от физико-механических свойств УДП, но и от ее геометрических параметров.
Экспериментально показано, что при одинаковой высоте резиновой УДП с отверстием работа диссипации, соответственно, ударно-абразивная износостойкость испытуемого материала в 1,5-2 раза больше, чем при использовании УДП без отверстия.
Показано влияние химического состава абразивных частиц на механизм разрушения поверхности порошковых сталей на начальной стадии испытания и в режиме установившегося износа. Выявлен механизм разрушения поверхности порошковых образцов при ударно-абразивном износе.
Список литературы
1. Трение, изнашивание и смазка: справочник / под ред. И.В. Крагельского, В.В. Алисина. М.: Машиностроение, 1978. Кн.1. 400 с.
2. Виноградов В.Н., Сорокин Г.М. Износостойкость сталей и сплавов: учеб. пособие для вузов. М.: Нефть и газ, 1994. 417 с.
3. Виноградов В.Н., Сорокин Г.М., Колокольников М.Г. Абразивное изнашивание. М.: Машиностроение, 1990. 222 с.
4. Абдюкова Р.Я., Багаутдинов Н.Я. Анализ причин отказов клапанов буровых насосов // Эксплуатация нефтяных и газовых месторождений и подготовка нефти. 2012. № 4. С. 66-70.
5. Гасанов Б.Г., Сиротин П.В. Порошковые материалы для деталей, работающих в условиях ударно-абразивного изнашивания // Металлург. 2011. № 3. С. 61-64.
6. Гасанов Б.Г., Бабец А.В., Баев С.С. Влияние химического состава на жаростойкость и ударную износостойкость материалов на основе распыленных порошков высокохромистой стали // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2021. Т19. №4. С. 45-55. DOI: 10.18503/1995-2732-2021-19-2-79-89
7. Сиротин П.В., Гасанов Б.Г., Исмаилов М.А. Оценка возможности повышения ударно-абразивной износостойкости композиционных материалов за счет оптимизации их упругодиссипативных свойств // Актуальные проблемы порошкового материаловедения: материалы международной научно-технической конференции. Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2018. Т. 1. С. 287-295.
8. Гун Г.Я. Теоретические основы обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1980. 456 с.
9. Аркулис Г.Э., Дорогобид В.Г. Теория пластичности. М.: Металлургия, 1987. 352 с.
10. Громов Н.П. Теория обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1978. 360 с.
11. Промышленная технология горячего прессования порошковых изделий / Ю.Г. Дорофеев, Б.Г. Гасанов, В.Ю. Дорофеев, В.Н. Мищенко, В.И. Мирошников. М.: Металлургия, 1990. 206 с.
12. Пат. 2434219 Российская Федерация, МПК G01N 3/56. Установка для испытания на ударно-абразивное и ударно-гидроабразивное изнашивание конструкционных и специальных материалов / Б.Г. Гасанов, П.В. Сиротин, А.Д. Ефимов; заявитель и патентообладатель ФГБОУ ВО «ЮжноРоссийский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова». №2009146684/28; заявл. 15.12.2009; опубл. 20.06.2011.
13. Пат. 2725530 Российская Федерация, МПК G01N 3/08. Стенд для статических испытаний композиционных многослойных материалов (Варианты) / П.В. Сиротин, М.А. Исмаилов; заявитель и патентообладатель ФГБОУ ВО «Южно--Российский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова». №2019132563; заявл. 14.10.2019; опубл. 02.07.2020.
14. Бруяка В.А., Фокин В.Г., Кураева Я.В. Инженерный анализ в ANSYS Workbench: учеб. пособие. Самара: Самар. гос. техн. ун-т, 2013. 149 с.: ил.
References
1. Kragelsky I.V., Alisin V.V. Trenie, iznashivanie i smazka: Spravochnik [Friction, wear and lubrication: Handbook]. Moscow: Mechanical engineering, 1978, book 1, 400 p. (In Russ.)
2. Vinogradov V.N., Sorokin G.M. Iznosostoykost staley i splavov: ucheb. posobie dlya vuzov [Wear resistance of steels and alloys: textbook for universities]. Moscow: Oil and Gas, 1994, 417 p. (In Russ.)
3. Vinogradov V.N., Sorokin G.M., Kolokolnikov M.G. Abrazivnoe iznashivanie [Abrasive wear]. Moscow: Mechanical engineering, 1990, 222 p. (In Russ.)
4. Abdyukova R.Ya., Bagautdinov N.Ya. Analysis of the causes of drilling pump valve failures. Ekspluatatsiya neftyanykh i gazovykh mestorozhdeniy i podgotovka nefti
[Exploitation of oil and gas fields and oil preparation], 2012, no. 4, pp. 66-70. (In Russ.)
5. Gasanov B.G., Sirotin P.V. Powder materials for parts operating under shock-abrasive wear. Metallurg [Metallurgist], 2011, no. 3, pp. 61-64. (In Russ.)
6. Gasanov B.G., Babets A.V., Baev S.S. Influence of a chemical composition on heat resistance and impact wear resistance of materials based on sprayed powders of high-chromium steel. Vestnik Magnitogorskogo gosu-darstvennogo tekhnicheskogo universiteta im. G.I. Noso-va [Vestnik of Nosov Magnitogorsk State Technical University], 2021, vol. 19, no. 4, pp. 45-55. DOI: 10.18503/1995-2732-2021-19-2-79-89
7. Sirotin P.V., Gasanov B.G., Ismailov M.A. Evaluation of the possibility of increasing impact-abrasive wear resistance of composite materials by optimizing their elas-tic-dissipative properties. Aktualnye problemy porosh-kovogo materialovedeniya: materialy mezhdunarodnoy nauchno-tekhnicheskoy konferentsii [Current issues of powder materials science: proceedings of the international scientific and technical conference]. Perm: Publishing house of Perm National Research Polytechnic University], 2018, vol. 1, pp. 287-295. (In Russ.)
8. Gun G.Ya. Teoreticheskie osnovy obrabotki metallov davleniem [Theory of metal forming]. Moscow: Metallurgy, 1980, 456 p. (In Russ.)
9. Arkulis G.E., Dorogobid V.G. Teoriya plastichnosti [Theory of plasticity]. Moscow: Metallurgy, 1987, 352 p. (In Russ.)
10. Gromov N.P. Teoriya obrabotki metallov davleniem [Theory of metal forming]. Moscow: Metallurgy, 1978, 360 p. (In Russ.)
11. Dorofeev Yu.G., Gasanov B.G., Dorofeev V.Yu., Mishchenko V.N., Miroshnikov V.I. Promyshlennaya tekhnologiya goryachego pressovaniya poroshkovykh izdeliy [Industrial technology of hot pressing of powder products]. Moscow: Metallurgy, 1990, 206 p. (In Russ.)
12. Gasanov B.G., Sirotin P.V., Efimov A.D. Ustanovka dlya ispytaniya na udarno-abrazivnoe i udarno-gidroabrazivnoe iznashivanie konstruktsionnykh i spe-cialnykh materialov [Installation for testing for impact-abrasive and impact-hydroabrasive wear of structural and special materials]. Patent RU, no. 2434219, 2011.
13. Sirotin P.V., Ismailov M.A. Stend dlya staticheskikh ispytaniy kompozitsionnykh mnogosloynykh materialov (Varianty) [Stand for static testing of composite multilayer materials (Options)]. Patent RU, no. 2725530, 2020.
14. Bruyaka V.A., Fokin V.G., Kuraeva Ya.V. Inzhenerny analiz v ANSYS Workbench: ucheb. posobie [Engineering analysis in ANSYS Workbench: textbook]. Samara: Samara State Technical University, 2013, 149 p. (In Russ.)
Поступила 11.04.2022; принята к публикации 25.04.2022; опубликована 28.06.2022 Submitted 11/04/2022; revised 25/04/2022; published 28/06/2022
Сиротин Павел Владимирович - кандидат технических наук, доцент,
Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова, Новочеркасск, Россия. Email: spv_61@mail.ru
Гасанов Бадрудин Гасанович - доктор технических наук, профессор,
Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова, Новочеркасск, Россия. Email: kafmlsik@gmail.com Исмаилов Маркиз Азизович - старший преподаватель,
Южно-Российский государственный политехнический университет (НПИ) имени М.И. Платова, Новочеркасск, Россия. Email: al_myalim@mail.ru. ORCID 0000-0003-1588-7444
Дробязко Никита Александрович - магистр,
Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана, Москва, Россия. Email: nikitoideys@mail.ru
Pavel V. Sirotin - PhD (Eng.), Associate Professor,
Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI), Novocherkassk, Russia. Email: spv_61@mail.ru
Badrudin G. Gasanov - DrSc (Eng.), Professor,
Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI), Novocherkassk, Russia. Email: kafmlsik@gmail.com
Markiz A. Ismailov - Senior Lecturer,
Platov South-Russian State Polytechnic University (NPI), Novocherkassk, Russia. Email: al_myalim@mail.ru. ORCID 0000-0003-1588-7444
Nikita A. Drobyazko - master's degree,
Bauman Moscow State Technical University, Moscow, Russia.
Email: nikitoideys@mail.ru
