авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 6 |
-- [ Страница 1 ] --

Правительство Тюменской области

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

«Тюменский государственный

нефтегазовый университет»

Ассоциация выпускников ТИИ – ТюмГНГУ

НЕФТЬ И ГАЗ

ЗАПАДНОЙ СИБИРИ

Материалы

Международной научно-технической конференции,

посвященной 55-летию

Тюменского государственного нефтегазового университета Том III Материалы и технология нефтяного машиностроения Химия, нефтехимия и технология переработки нефти и газа Тюмень ТюмГНГУ 2011 1 УДК 665.6, 620.22 ББК 35.50 / 78 Н 583 Ответственный редактор — доктор технических наук

, профессор О. Ф. Данилов Редакционная коллегия:

О. А. Новоселов;

А. А. Силич;

А. Г. Мозырев Н 583 Нефть и газ Западной Сибири: материалы Международной научно-технической конференции, посвященной 55-летию Тюменского государственного нефтегазового университета. Т. 3;

отв. ред. О. Ф. Данилов. – Тюмень: ТюмГНГУ, 2011. – 256 с.

ISBN 978-5-9961-0418- В издании приведены результаты научно-исследовательских, опыт но-конструкторских и внедренческих работ, выполненных в вузах, науч ных учреждениях и производственных организациях в области нефтехи мии, технологии переработки нефти и газа, технологии и материалов нефтяного машиностроения.

Книга предназначена для научных, социально-гуманитарных и ин женерно-технических работников, а также преподавателей, аспирантов и студентов технических и гуманитарных вузов.

УДК 665.6, 620. ББК 35.50 / © Федеральное государственное ISBN 978-5-9961-0418- бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Тюменский государственный нефтегазовый университет», МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИЯ НЕФТЯНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ УДК 621- ДИАГНОСТИКА ПОВРЕЖДЕНИЙ ШЛЕЙФА ГАЗОВОЙ СКВАЖИНЫ ПОСЛЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ О. В. Балина, Л. Н. Нассонова г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет В статье представлены результаты экспертного обследования шлей фа газовой скважины, эксплуатируемой в субполярной климатической зоне. Работы по определению возможности продления срока безопасной эксплуатации технического устройства выполнены в соответствии с [1].

Шлейф скважины смонтирован с использованием ручной электроду говой сварки и труб из стали 09Г2С и введен в эксплуатацию в 1986г.

Давление расчетное: 20 МПа;

давление рабочее: 12,5 МПа;

мини мально допустимая температура стенки: –60 С°;

рабочая среда: газ, газо вый конденсат, водометанольная жидкость;

протяженность: 4700 м.

В настоящее время скважина эксплуатируется в условиях снижения пластового давления, соответственно снижено давление и в шлейфе сква жины до 4,0 МПа.

Возможность природных и техногенных опасностей и рисков чрез вычайных ситуаций в районе эксплуатации согласно [2]:

опасность и риск сильных дождей — менее 0,01 (низкий риск);

опасность снеговых нагрузок — 1–2 кПа, чс регионального уров ня (в некоторых случаях более 2 кПа, чс межрегионального уровня);

опасность и риск сильных ветров, морские штормы — чрезвы чайные ситуации межрегионального уровня;

опасность экстремально низких температур воздуха— более 0,1 (очень высокий риск).

По результатам визуального и измерительного контроля, проведен ного в соответствии с РД 03-606-03, с оценкой качества по ПБ 03-585-03, СА 03-005-07, СТО Газпром 2-2.4-083-2006, дефектов ос новного металла и сварных соединений трубопровода не обнаружено.

По результатам ультразвуковой толщинометрии не обнаружено тол щин стенок обследованных участков шлейфа скважины, меньше отбрако вочных, указанных в РД 39-132-94. Распределение толщин стенок труб описывается нормальным законом. Коррозионных язв и канавочной корро зии не обнаружено.

Для оценки механических свойств металла, сварных соединений и изменения их свойств в процессе эксплуатации, проведены измерения твердости на основных элементах трубопровода. По результатам контроля установлено, что значения твердости находятся в допустимом диапазоне, установленном ИТН – 93, ГОСТ 8733-87 и рекомендациях [3].

Ультразвуковая дефектоскопия проведена в соответствии с ГОСТ 14782-86, ВСН 012-88, СТО Газпром 2-2.4-083-2006. Сварные со единения для контроля определялись по результатам ВИК. В проконтро лированных сварных соединениях недопустимых дефектов не обнаружено.

Магнитопорошковая дефектоскопия (МПД) проводилась для обна ружения невидимых или слабовидимых невооруженным глазом несплош ностей металла трубопровода, выходящих на контролируемую поверх ность, согласно СТО Газпром 2-2.4-083-2006. По результатам МПД трубо проводов видимых дефектов (следов индикации) не обнаружено.

Оценка остаточного ресурса трубопровода, подвергающегося дей ствию общей коррозии, выполнена согласно [4] с учетом рекоменда ций [5]. Для определения возможности дальнейшей эксплуатации трубо провода, выполнен расчет остаточного ресурса на участке с наименьшей толщиной стенки (результаты толщинометрии удовлетвори тельно описываются нормальным законом распределения). Расчет на прочность произведен для нижнего 5%-ного значения толщины стенки трубы и нижних 5%-ных значений пределов прочности и текучести мате риала трубопровода.

На основании проведенных расчетов трубопровод обладает запасом статической прочности, обеспечивающим возможность его дальнейшей эксплуатации в течение назначенного срока —8 лет.





Для остальных участков трубопровода остаточный срок службы бу дет не менее расчетного, так как толщины стенок на остальных участках больше принятой для расчета.

Для оценки усталостных повреждений проанализированы диспет черские данные о суточных колебаниях давления в шлейфе и температуры окружающей среды за 2005–2010гг. Средняя величина давления в шлейфе не более 4 МПа при колебаниях давления около 1 МПа относительно сред него значения. С учетом концентрации напряжений амплитуда напряже ний равна 20 МПа. На основании [6,7] можно сделать вывод, что повре ждающее действие колебаний внутреннего давления обеспечивает вероят ность разрушения трубопровода менее 0,1% при расчетном сроке эксплуа тации 40 лет и 150 циклах в год изменений давления от 3 до 4 МПа. Фак тическая частота нагружения не более двух циклов в год за счет сезонных колебаний давления.

За счет теплового расширения в компенсаторах могут возникнуть упругие и пластические деформации (в проектной документации отсут ствует расчет компенсаторов на прочность).

Значительное число опор разрушено, и трубопровод лежит на земле.

Поэтому необходимо оценить крайние случаи нагружения, вплоть до захо да в область пластических деформаций:

компенсаторы работают вблизи предела текучести, но еще в об ласти упругих напряжений. Примем для расчетов 60 циклов колебаний напряжений в год за счет термического расширения, что за 40 лет эксплуа тации составит 2,4 тыс. циклов. При амплитуде напряжений 200 МПа, со гласно [6], после наработки 7103 циклов, вероятность разрушения равна 0,1%;

компенсаторы работают вблизи предела текучести, в области пластических деформаций. Примем для расчетов также 60 циклов колеба ний напряжений в год за счет термического расширения, что за 40 лет экс плуатации составит 2,4 тыс. циклов. При амплитуде напряжений 1,1-1, предела текучести, согласно [8], после наработки 4103 циклов, вероят ность разрушения составит 5%. При рассмотренном режиме нагружения вероятность разрушения компенсатора за 40 лет эксплуатации не превы шает 5%.

Согласно данным СТО Газпром 2-2.3-400-2009 для построенных до 1995 года газопроводов неочищенного газа примем частоту аварий, вклю чая все случаи нарушения герметичности, 0,2% на 1км/год.

На основании выполненных расчетов наибольший вклад в возмож ность разрушения трубопровода вносят циклические температурные напряжения в области компенсаторов.

Список литературы 1. Порядок продления срока безопасной эксплуатации технических устройств, оборудования и сооружений на опасных производственных объектах.

Утв. Приказом Минприроды РФ от 30.06.2009 № 195.

2. Атлас природных и техногенных опасностей и рисков чрезвычайных ситуаций в РФ. Под общей редакцией С. К. Шойгу. – М.: 2005 г.

3. Методика оценки остаточного ресурса сосудов и аппаратов предприя тий ОАО «Лукойл». – М.: 1997 г.

4. ОСТ 153-39.4-010-2002 Методика определения остаточного ресурса нефтегазопромысловых трубопроводов и трубопроводов головных сооружений.

5. Оценка ресурса газопроводных труб с коррозионными повреждения ми, под общ. редакцией д. т. н. проф. И. Ю. Быкова. – М.: 2008 г.

6. РД 50-694-90 Методические указания. Надежность в технике. Вероят ностный метод расчета на усталость сварных конструкций.

7. ГОСТ Р 52857.6-2007 Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет на прочность при малоцикловых нагрузках.

8. Балина О. В., Ковенский И. М., Нассонов В. В. Влияние усталостного нагружения в малоцикловой области на структуру и свойства трубных сталей.

Известия вузов. Машиностроение. – 2008. – №3. – С. 41–46.

УДК 621. ЗАТОЧКА ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ВИНТОВЫХ ФРЕЗ С БОЛЬШИМ УГЛОМ НАКЛОНА ЗУБЬЕВ ДЛЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ НЕФТЯНОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ Б. В. Барбышев г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Исследования показывают, что цилиндрические фрезы с большим углом наклона винтовых зубьев обладают большой стойкостью и дают хо рошее качество обработанной поверхности.

Применяются винтовые инструменты с пластинами из тврдых спла вов и углом наклона зубьев, как правило, не более 450.

Однако установлено, что при обработке материалов нефтяного ма шиностроения угол наклона зубьев, равный = 45, не всегда является оп тимальным с точки зрения прочности и стойкости инструмента. При этом, как показывают опыты, требуется применять инструменты с большими уг лами наклона винтовых зубьев ( 45). Доказано, что с увеличением угла наклона зубьев повышается плавность работы инструмента, улучшается теплоотвод.

Увеличение угла наклона зубьев позволяет применять инструменты с меньшим числом зубьев.

В литературе предполагается, что с увеличением угла наклона зубьев должна существенно возрастать осевая составляющая силы резания. Одна ко исследования по изучению изменения осевой составляющей силы реза ния в зависимости от угла наклона винтовых зубьев не подтверждают это предположение.

В Тюменский государственный нефтегазовый университет проводят ся исследования по изучению работы цилиндрических фрез с углом накло на винтовых зубьев 45при обработке материалов нефтяного машино строения. Применяются фрезы с диаметрами 60–120 мм. Были изготовле ны и испытаны фрезы из быстрорежущих сталей, с наплавками из твердых сплавов, а также ряд фрез с зубьями из пластинок твердого сплава.

Все вышеперечисленные конструкции фрез имеют три зуба и более, угол наклона зубьев порядка 60 700.

В результате исследований получены интерферограммы режущей части зубьев фрез, изготовленных из быстрорежущей стали и тврдого сплава, которые позволяют определить поля напряжений, деформации и температур.

Экспериментально определены опасные точки в режущей части ин струмента, являющиеся источником зарождения трещин, приводящие к разрушению зуба фрезы. Исследования и расчты показали, что наиболее опасной является режущая кромка инструмента, а величина коэффициента интенсивности напряжения достигает в ней максимальной величины. В связи с этим проведены расчты на распространения трещин в режущей части фрез путм сравнения коэффициента интенсивности напряжений с предельным.

Были приведены исследования фрез с большим углом наклона вин товых зубьев, показавшие, что с увеличением угла наклона зуба фрезы, уменьшается контактная нагрузка, изменяется направление равнодейству ющей сил резания, уменьшается коэффициент интенсивности напряжений, увеличивается запас прочности зуба фрезы.

Произведнные испытания фрез с большим углом наклона тврдо сплавных винтовых зубьев позволили увеличить производительность об работки труднообрабатываемых материалов, повысить стойкость режуще го инструмента в 5 раз по сравнению с быстрорежущими фрезами.

Выбор оптимальных режимов обработки производится по критерию максимальной производительности труда. При этих режимах обеспечива лась высокая наджность режущей части фрез и повышения предельного коэффициента интенсивности напряжений.

Разработанная методика ускоренных испытаний показала область наджной работы фрез и позволила установить оптимальные режимы по выработанным критериям. При эксплуатации этих фрез затруднения вызы вает их заточка и переточка. Заточка зубьев винтовых инструментов про изводится на универсально-заточном станке.

Предварительно инструмент обрабатывается по цилиндрической по верхности с последующим выводом фасок по задним поверхностям зубьев.

Для заточки разработано приспособление, которое состоит из копира с винтовой канавкой, шаг которой равен шагу винтовых зубьев затачивае мого инструмента. Заточка производится в центрах. Инструмент и копир крепятся на одной оправке.

При заточке поступательное и вращательное движения затачиваемо го инструмента согласованы между собой, что позволяет осуществлять процесс заточки. Установка круга в горизонтальной и вертикальной плос костях рассчитывается по соответствующим формулам.

Эксплуатация фрез с большим углом наклона винтовых зубьев пока зала высокую эффективность при обработке материалов нефтяного маши ностроения, чугуна и сплавов из цветных металлов.

Например, при обработке меди наблюдается меньшее налипание ме талла на режущей кромке инструмента, что повышает качество обработан ной поверхности.

В ряде случаев фрезерования фрезами с большим углом наклона винтовых зубьев позволяет устранить операции шлифования.

УДК 621.9.014. ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ ИНСТРУМЕНТАМИ ИЗ СТМ ПРИ СВЕРХСКОРОСТНОМ ТОЧЕНИИ В. А. Белозров, А. Н. Калиев г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Физическая природа сверхскоростного резания основывается на фундаментальных закономерностях контактных процессов, особенностях стружкообразования, изнашивания и обеспечения динамической прочно сти режущего инструмента в зависимости от скорости резания. Сверхско ростное резание возможно за счет, в том числе, применения инструмен тальных материалов с повышенными физико-механическими и теплофизи ческими характеристиками, к которым относятся инструменты из СТМ (композитов) на основе кубического нитрида бора (КНБ).

Сверхтвердые материалы значительно превосходят природные мо нокристаллы алмаза по прочности. Если предел прочности на изгиб моно кристалла природного алмаза составляет и=300МПа, то предел прочности на изгиб поликристаллов твердого нитрида бора (ПТНБ-композит 09) — 1180 МПа.

Учитывая, что тонкое точение резцами из СТМ проводится с малыми толщинами срезаемого слоя, процесс резания в большей степени определя ется контактными температурами и напряжениями на задней поверхности.

Одной из основных особенностей тонкого точения жаропрочных сплавов и закаленных легированных сталей резцами из СТМ является то, что по мере увеличения фаски износа резца по задней поверхности контактная темпе ратура и контактные напряжения на задней поверхности резца из СТМ выше, чем температура и контактные напряжения на передней поверхно сти. Важной задачей тонкого точения жаропрочных сплавов из СТМ явля ется уменьшение контактных напряжений и контактных температур на задней поверхности. Это достигается благодаря применению инструмента из СТМ с меньшими коэффициентами теплопроводности (гексанит-Р, композит 05ИТ) и обработке жаропрочных сплавов этими инструментами на оптимальных режимах резания.

Из трех рассмотренных резцов из СТМ – эльбор-Р, композит 05ИТ, гексанит-Р – меньшей величине коэффициента теплопроводности инстру ментального материала у гексанита-Р соответствует большая температура и контактные напряжения на передней поверхности при постоянном коэф фициенте укорочения стружки КL.

Соответственно у резца из гексанита-Р уменьшается температура и контактные напряжения на задней поверхности.

Необходимость проведения экспериментальных исследований про цесса резания инструментами из СТМ при сверхскоростном точении опре деляется тем, что нами выдвинута гипотеза о возможности тонкого точе ния труднообрабатываемых материалов резцами из СТМ при высоких температурах резания на сверхвысоких скоростях резания (частота враще ния шпинделя станка до n = 40000 мин-1).

Эта гипотеза основывается на том, что круглые двухсторонние непе ретачиваемые пластины из инструментальных СТМ (композит 10Д гексанит-Р, композит 05ИТ) имеют высокую микротвердость, сравнимую с микротвердостями природного и синтетического алмазов, сохраняют вы сокую микротвердость, которая почти остатся постоянной, при темпера турах резания в области пластического(вязкого) состояния инструменталь ных СТМ (температуры от 1373 до 1873К). Это, в свою очередь, позволя ет расширить области применения инструментов из СТМ при точении жа ропрочных сплавов и сталей за счт использования при резании предель ного с точки зрения пластической прочности состояния инструментально го материала.

Одновременно с установлением сверхвысоких скоростей резания, необходимо обоснованно уменьшать глубины резания t до 0,03–0,05мм и величины подач S до 0,005–0,01 мм/об, используя ресурс СТМ с учетом физико-механических и теплофизических свойств в полной мере.

Таким образом, одним из преимуществ инструментальных СТМ яв ляется то, что, наряду с высокой микротвердостью, сравнимой с микро твердостью природного алмаза, они имеют самый высокий уровень темпе ратур в процессе резания при переходе от хрупкого состояния инструмен тального материала к пластическому (квазихрупкого перехода) из всех су ществующих инструментальных материалов. Для резцов из СТМ при то чении жаропрочных сплавов и сталей температура квазихрупкого перехода составляет 1373К. Кроме того, СТМ на основе КНБ имеют очень высокий температурный предел устойчивости при переходе от хрупкого состояния инструментального материала к пластическому, в процессе резания он до стигает 1873К у некоторых марок СТМ. Это позволяет использовать рез цы из СТМ при сверхскоростном точении на скоростях резания, когда температура резания близка по величине к температуре квазихрупкого пе рехода для этих инструментальных материалов.

Установленные экспериментально и всесторонне обоснованные к применению параметры режимов сверхскоростного тонкого точения ин струментами из СТМ жаропрочных сплавов и сталей с учетом динамиче ской прочности резцов из СТМ позволяют осуществлять обработку этих труднообрабатываемых материалов на автоматизированном оборудова нии — станках с ЧПУ, обрабатывающих центрах и гибких производствен ных модулях (ГПМ).

УДК 622.276.012. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКВИВАЛЕНТНОГО КОЭФФИЦИЕНТА НАГРУЗКИ ДЛЯ БУРОВОГО ПОДЪЕМНОГО МЕХАНИЗМА Р. А. Гасанов, Ф. М. Гафаров Азербайджан, г. Баку, Азербайджанская государственная нефтяная академия Проектировочный расчет деталей машин обычно проводится по кри териям работоспособности и качества. Ниже рассмотрим задачу по опре делению эквивалентного коэффициента нагрузки для бурового подъемного механизма.

Как известно, для определения эквивалентного коэффициента нагрузки, необходимо знать график нагрузки оборудования, кривых Вел лера или же уравнение Веллера для рассчитываемых материалов, а также закон накопления повреждений. В результате определяются параметры по стоянного цикла нагружения, который эквивалентен реальным перемен ным циклам нагружения.

Как это указано выше вероятность частоты нагрузки F при степен ном законе измерения нагрузки определяется по формуле F c P( F ) F, (1) max где С — эмпирически определяемая величина.

F X i, и имея в виду F i F0, Если учесть, что Fmax max X max imax где — напряжение;

i — количество свеч при глубине х;

F0 — вес одной свечи, получим i c P(iF0 ) 1. (2) i max Функция плотности распределения нагрузки в дискретной форме можно определить следующим образом:

1 P(iF0 ) P[(i 1) F0 ] (i 1) c ic f (iF0 ). (3) (i 1) F0 i F0 F c imax На основании линейного закона накопления повреждения [1, 2]:

imax 1 n ap, i (4) Ni i где ni — количество циклов нагружения, соответствующее заданным уровням нагрузки;

Ni — количество разрушающих циклов нагружения при той же нагрузке Fi. Тогда 1 (i 1) c ic ni n f (iF0 ) Fi n f (iF0 ) [ F0 (i 1) F0i ] n, (5) c imax где n — суммарное количество циклов нагружения.

Эквивалентный коэффициент нагрузки (КF) определяется, исходя из условий, приравниваем количество циклов нагружения на n:

NF m n Fэк.

m (6) Отсюда F m F N n эк n эк. (7) iF F Тогда выражение (3) примет вид 1 i max 1 n [(i 1) c ic ] ap.

i1 (8) m Fэк i n imax c F Отсюда imax m i i Fэк F0 ic. (9) c m i a p imax c Эквивалентная нагрузка имеет вид Fэк K F Fmax. (10) Если в (9) учесть, что Fmax F0, (11) imax тогда из выражений (9) и (10) видно, что 1 i max KF m 1) c ic ].

m i [(i (12) i a p imax c Для удобства составления программы следует изменить пределы суммирования i = 0 до imax–1 на i = 1 до imax. При этом соответствующее выражение КF примет вид 1 i max KF m (i 1) (i 1) c ].

m [i c (13) i a p imax c В таблице приведены результаты расчета при значениях ар= 1.

Результаты расчета при значениях ар= С КF imax m 50 0,63 3 0, То же То же 100 0, 150 -"- -"- 0, 200 -"- -"- 0, 50 -"- 6 0, То же 100 -"- 0, 150 -"- -"- 0, 200 -"- -"- 0, 50 -"- 9 0, То же 100 -"- 0, 150 -"- -"- 0, 200 -"- -"- 0, Полученное выражение (13) позволяет определить эквивалентный коэффициент нагрузки КF для бурового подъемного механизма. Достовер ность значений КF позволяет реализовывать расчетные работы по констру ированию подъемного механизма буровой установки на стадии его проек тирования.

Список литературы 1. Ильский А. Л., Миронов Ю. В., Чернобыльский А. Г. Расчет и конструиро вание бурового оборудования. – М.: Недра, 1985. – 452 с.

2. Когаев В. П. Расчеты на прочность при напряжениях, переменных во време ни. – М.: Машиностроение, 1977. – 232 с.

УДК 621.78.621.785. ВЫГЛАЖИВАТЕЛИ ИЗ БЕЛОГО ЧУГУНА ДЛЯ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ Ю. Г. Гуревич, В. В. Марфицын, С. В. Шишкина, Е. А. Чудинова г. Курган, Курганский государственный университет Разработана технология электроконтактной химико-термической об работки стали (ЭКХТО), в результате которой на ее поверхности, с целью повышения износостойкости, наносится слой белого чугуна. Исследованы структура и свойства поверхности стали после ЭКХТО и показано, что вы глаживатели, сделанные из углеродистой стали, после ЭКХТО могут быть использованы для обработки деталей из цветных металлов.

Известно, что одним из лучших материалов, работающих в условиях трения, является белый чугун, который обладает низким коэффициентом трения и высокой износостойкостью. Поэтому деталь из белого чугуна, ра ботающая в условиях трения, обладает не только повышенной износостой костью, но и эффективным видом изнашивания. Вместо изнашивания со схватыванием, которое часто наблюдается при работе стальных деталей, наблюдается абразивное изнашивание при трении деталей из белого чугу на. Такие свойства белого чугуна обусловлены высокой твердостью леде буритной эвтектики, а также наличием карбидов (цементита) в структуре заэвтектоидного чугуна.

Чугун с ледебуритной структурой может быть получен двумя спосо бами: отбелом соответствующих зон детали в процессе ее отливки и мето дом местного эвтектического (контактного) плавления [1, 2].

Исследования показали, что оба варианта ледебуритной структуры имеют одинаковую работоспособность [3]. Между тем, способ местного эвтектического плавления имеет преимущества, состоящие в большей точ ности и стабильности результатов, существенно большей производитель ности, возможности автоматизации производства.

Процесс эвтектического (контактного) плавления происходит в том случае, когда нагреваются до эвтектической температуры приведенные в соприкосновение кристаллы двух компонентов, образующих эвтектиче скую систему. Контактное плавление, как известно, характеризуется тем, что оно происходит при температуре ниже температур плавления обоих компонентов. Очень важно, что эффект контактного плавления не связан с определенным соотношением масс соприкасающихся кристаллов, полный переход в жидкое состояние происходит при постоянной температуре.

Самым дешевым источником тепла для организации контактного плавления является локальный нагрев за счет электроконтактного выделе ния тепла. Это положение легло в основу предложенного и разработанного нового способа электроконтактной химико-термической обработки стали (ЭКХТО).

На поверхность стальной детали наносится графитовый порошок, после чего к ней прижимается графитовый ролик-электрод, через который пропускается электрический ток и движется по поверхности детали. В ка честве контакта используется соединение деталь-графит (рис. 1).

Рис. 1. Схема электроконтактной обработки стали Важное значение имеют толщина (вк) и радиус (Rэ) ролика электрода. С одной стороны, чем больше его диаметр и толщина, тем больше долговечность и выше производительность процесса, особенно, когда обрабатывается большая площадь поверхности. С другой стороны, при большом диаметре и толщине ролика-электрода трудно обеспечить равномерный нагрев поверхности детали вследствие неизбежных колеба ний площади и плотности контакта. Поэтому оптимальные размеры роли ка-электрода были подобраны экспериментально: толщина ролика электрода вк=2–8 мм и радиус Rэ=40–80 мм.

При нагреве контакта до 1200°С возникает контактное плавление си стемы железо-графит, на поверхности стальной детали образуется капля жидкого чугуна, которая из-за быстрого охлаждения отбеливается.

Контактное эвтектическое плавление системы железо-графит являет ся наиболее важным и характерным этапом формирования покрытия в процессе ЭКХТО. В зависимости от режима процесса (плотности тока g, А/см2 и скорости движения ролика-электрода V, см/с) на поверхности стали можно получить доэвтектический, эвтектический или заэвтектиче ский белые чугуны.

Под слоем белого чугуна, независимо от его химического состава, образуются переходная зона и зона химико-термического влияния. Метал лографическим исследованием установлено, что непосредственно под бе лым чугуном образуется слой мелкоигольчатого мартенсита с микротвер достью 8000–8500 МПа. Под мартенситом просматривается зона с перли то-ферритной структурой, причем доля перлита постепенно уменьшается до величины исходной структуры стали. Глубина переходной мартенсит ной зоны 30–50 мкм, а перлито-ферритной — до 1000 мкм (рис. 2).

Рис. 2. Слои заэвтектического чугуна на стали и структура переходных зон Таким образом, наплавленный слой белого чугуна крепко соединен с основным металлом.

На рис. 3 представлена построенная по экспериментальным данным диаграмма, на которой показаны в координатах g, А/см2 – V, см/с области наиболее вероятного образования эвтектического, за- и доэвтектического чугуна.

Абразивный износ покрытия определяли на установке ЗФ ЧПИ [4].

Результаты показали, что по сравнению с цементированными изделиями, опытные образцы после ЭКТХО имели большую твердость и износостойкость.

Экспериментальные исследования по определению стойкости ин струмента — выглаживателей из термоупрочненных сталей проводились по сравнению с металлокерамикой ВОК-60 для двух групп материалов:

Бр. 9-4-190 (90–180 НВ);

сталь 40Х (180–220 НВ).

Рис. 3. Режимы ЭКХТО, способствующие образованию белого чугуна различного состава Выбор величины радиуса выглаживателя определяется твердостью материала обрабатываемых деталей. Для материалов из мягких сталей и цветных сплавов применяли радиус выглаживателя более 3,5 мм.

В качестве инструментального материала для изготовления рабочих частей выглаживающего инструмента применялись упрочненные методом ЭКХТО стали и инструментальная металлокерамика марки ВОК-60. Для стабилизации упругих свойств рабочей части державку изготовляли из за каленной стали У8 твердостью 44–48 HRC.

Заточка формы рабочей части выглаживателей осуществлялась на универсально-заточном станке модели ЗВ642. Доводка проводилась ал мазной пастой АМ40/28, АМ28/20, затем окончательно доводилась пастой АМЗ/2. После доводки шероховатость рабочей части инструмента соответ ствовала Ra 0,015–0,020.

Стойкость выглаживателей из минералокерамики и стали 45 упроч ненной ЭКХТО исследовалось при обработке двух групп материалов:

Бр. 9-4-1 (90–180 НВ) и стали 40Х (180–220НВ).

В качестве критерия износа рабочей части выглаживателя принима лось значение среднего арифметического отклонения профиля поверхно сти (Ra),превышающее минимально получаемое значение на один уровень.

Эксперимент прекращался при достижении предпочтительного значения Ra=0,100 мкм.

Полученные данные убедительно показывают, что для цветных ме таллов (бронзы) целесообразно применять дешевые выглаживатели из термоупрочненной стали 45.

Список литературы 1. Андрияхин В. М. Влияние схемы упрочнения гильз цилиндра лазер ным излучением на износостойкость // М: Металловедение и термическая обра ботка металлов, 1982. №9. – С. 41–43.

2. Гуревич Ю. Г., Дорфман Д. Е., Марфицын В. В. Электроконтактное термоупрочнение стали / Новые материалы и ресурсосберегающие технологии термической и химико-термической обработки деталей машин и инструмента. – Пенза: ЦДНТП, 1990. – С. 40–41.

3. Марфицын В. В. Обработка изделий инструментами из упрочненных сталей / Совершенствование технологических процессов изготовления деталей машин. – Курган: 1993. – С. 20–22.

4. Серебряков В. Е., Соколов Н. М., Гунякова С. С. Установка для испы тания металлов и сплавов на износ / Совершенствование машиностроительных материалов, конструкций машин и методов обработки деталей. – Челябинск, 1988. – С. 14–17.

УДК 536.51 + 621. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ДЕФОРМАЦИЙ И ТЕМПЕРАТУР В РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТА В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ И. А. Ефимович, Е. И. Швецова, И. С. Золотухин г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет При изготовлении деталей нефтегазопромыслового оборудования, работающих в сложных природно-климатических условиях, возникает необходимость применения высокопрочных коррозионно-стойких матери алов. Обработка резанием указанных материалов весьма затруднена, так как в режущей части инструмента (РЧИ) возникают большие температуры, которые главным образом определяют его работоспособность.

Для повышения работоспособности режущего инструмента (РИ) требуется обеспечить благоприятные температурные условия работы ма териала РЧИ. Это делает актуальным вопрос исследования характера рас пределения температур и деформаций в РЧИ в процессе резания.

Аналитический расчет полей температур в РЧИ сводится к большим допущениям, что ставит под сомнение полученные результаты. Причем большинство расчетных методик по определению распределения темпера тур используют контурные условия, полученные в эксперименте. Слож ность вычисления температуры и градиентов температур в режущем клине в пределах зоны контакта даже при очень простых условиях резания при дает особое значение экспериментальным методам измерения темпера туры, особенно бесконтактным. Рассмотрим те из них, которые могут быть применены к измерению полей температур в РЧИ в процессе резания.

Известен бесконтактный цветовой метод измерения температуры РЧИ с помощью фотоэлемента, который заключается в том, что инфра красное излучение нагретого тела попеременно подают на фотоэлемент через два светофильтра, пропускающих только излучения с определенной длиной волны. Температуру нагретого тела определяют по разности полу ченных на выходе фотоэлемента двух импульсов электрического напряже ния [1]. Приведенный метод позволяет производить измерения лишь в диапазоне от 300 до 1000С и с площади излучения в 1 мм2 и более, тогда как вся изучаемая зона контакта в РЧИ составляет площадь в 1 мм2 или менее, то исследование температурных полей в таких условиях не пред ставляется возможным. Кроме того, при небольших скоростях резания максимальная температура в зоне контакта составляет 120–300С, что находится за пределами возможностей данного метода.

Есть метод определения температур по длине контакта стружки с пе редней поверхностью резца с помощью естественной термопары, образуе мой стружкой и проводящей пластиной, расположенной под углом к глав ной режущей кромке и на различном расстоянии от нее [2]. В процессе об работки детали в виде диска резцу кроме подачи сообщают дополнитель ное движение вдоль главной режущей кромки и регистрируют величину термо-ЭДС как функцию дополнительного перемещения резца. Термо ЭДС, возникающая между стружкой и пластиной, в каждый момент вре мени соответствует температуре резания в точке, лежащей на расстоянии от главной режущей кромки до точки контакта стружки с проводящей пла стиной. Однако этот метод является контактным и позволяет получить распределение значений температур лишь по передней поверхности резца, а не полю режущего клина.

Существует также метод определения температуры заключающийся в измерении термо-ЭДС естественной термопарой, образуемой заготовкой и разрезанной по диагонали фаской на задней поверхности, имеющей ну левой задний угол [3]. Заготовке сообщают дополнительное движение вдоль главной режущей кромки. Об искомой температуре судят по вели чине приращения термо-ЭДС и площадок контакта вдоль главной режу щей кромки. Данный метод не позволяет определить картину температур по всему полю РЧИ, а лишь значения температур по задней поверхности.

Известен метод определения температуры, в котором на поверхности РЧИ электроискровым методом наносят многослойное покрытие из метал лов и их сплавов таким образом, чтобы температура плавления слоев убы вала по мере нанесения покрытия [4]. При резании в процессе нагревания РИ и последовательного оплавления слоев покрытия фиксируют границы распределения постоянных температур на РЧИ. Однако данный метод от личается сложностью нанесения многослойных покрытий и недостаточно точен. Он не позволяет проводить измерение температурного поля в про цессе резания, так как фиксируются лишь изотермы с максимальными зна чениями температур, связанных с температурами плавления используемых сплавов. Для увеличения количества получаемых изотерм необходимо проведение повторных экспериментов с нанесением многослойного по крытия из другого сочетания сплавов.

Представляет интерес метод определения температурных полей в РЧИ с помощью цветовых многопозиционных термоиндикаторных ве ществ (ЦТИВ). Состав, включающий ЦТИВ, наносят на рабочие поверхно сти РЧИ и, после работы РИ в течение определенного времени при интере сующих режимах резания, исследует изменение цветовой картины, по ко торой определяют поле распределения температур [5, 6]. Однако время срабатывания ЦТИВ составляет более одной секунды, что является до вольно длительным в отношении динамики процесса резания и позволяет проводить измерение температурного поля лишь на микроскоростях. Тем пературные поля получаются с невысокой точностью, так как линии тер мопереходов показывают лишь приближенную картину распределения температур, фиксируется только максимальная температура процесса.

Таким образом, большинство методов имеют большие погрешности и нестабильность измерений, являются инерционными, а зачастую фикси руют только максимальное значение параметра. В основу решения постав ленной задачи может быть положен метод исследования деформации ма териалов в процессе снятия стружки резанием [7]. В нем боковую поверх ность РЧИ полируют, осуществляют процесс резания на реальных режи мах, освещают боковую поверхность когерентным монохроматическим излучением, формируют в предметной плоскости видеокамеры интерфе ренционную картину в результате взаимодействия отраженного и опорно го пучков и по зарегистрированным интерференционным картинам опре деляют деформации материала РЧИ по формуле t = m, (1) где t — поперечная деформация режущего клина инструмента;

m — раз ность порядков интерференционных полос;

— длина волны монохрома тического когерентного излучения.

В процессе резания интерференционная картина несет совместную информацию о силовых и температурных деформациях. Для разделения этих составляющих РИ выводят из зоны резания в интересующий момент времени. По разности порядков полос, прошедших через расчетные сечения, с помощью графического вычитания эпюр порядков интерференционных полос, полученных в процессе резания и после выве дения РИ из зоны резания, определяют деформации от действия силовых контактных нагрузок, действующих на РЧИ, а по изменению интерферен ционных картин до резания и после выведения РИ из зоны резания опреде ляют температурное поле в РЧИ.

Однако этот метод не позволяет исследовать динамику изменения деформаций и температур в РЧИ при нестационарных условиях резания, например, при врезании с изменяющейся толщиной срезаемого слоя.

Данная задача может быть решена следующим образом. Предвари тельно на заготовке делают с необходимым шагом поперечные пазы не большой ширины. Изменения интерференционных картин, сформирован ных в предметной плоскости видеокамеры в результате взаимодействия отраженного и опорного пучков, непрерывно регистрируют с помощью видеосъемки и средства записи, например, ПЭВМ (рисунок).

S V S 3 V 9 8 6 ПЭВМ 7 Рисунок. Схема осуществления метода:

1 — заготовка;

2 — поперечные пазы;

3 –— боковая поверхность РЧИ;

4 — РЧИ;

5 — лазер;

6 — коллиматор;

7 — видеокамера;

8 — светоделитель;

9 — оптический клин;

10 — специальный держатель;

11 — средство записи Далее осуществляют процесс резания на интересующих режимах (скорости резания V и подаче S). По изменению интерференционных кар тин до резания и в моменты нахождения РЧИ в поперечных пазах заготов ки в процессе резания определяют температурные поля по формуле mt Tt T0 (2), t где T0 — начальная температура РЧИ до резания (T0 = 20С);

Tt, — темпе ратура в интересующий момент времени в рассматриваемой точке РЧИ;

mt — разность порядков интерференционных полос в рассматриваемой точке режущего клина до резания и в момент нахождения РЧИ в попереч ном пазу в процессе резания;

— длина волны монохроматического коге рентного излучения;

t — толщина РЧИ до его деформирования при темпе ратуре T0;

— коэффициент температурного расширения материала РЧИ.

Предлагаемый бесконтактный метод измерения температуры безы нерционен и позволяет с высокой точностью фиксировать динамику изме нения полей деформаций и температур в РЧИ при нестационарных усло виях резания на реальных режимах.

Список литературы 1. Остафьев В. А., Вестфаль А. Н., Чернявская А. А. Устройство для бес контактного измерения температуры в зоне резания цветовым методом // Изве стия вузов – Машиностроение. – № 4, М., 1976. – С. 159–162.

2. А.с. СССР № 416166, МПК B01B 1/00, Бюл. № 7. – 1974.

3. А.с. СССР № 1355358, МПК B01B 1/00, Бюл. № 44. – 1987.

4. Пат. РФ № 2100173, B23Q11/00, Бюл. № 48. – 1997.

5. Верещака А. С. и др. Исследование теплового состояния режущих ин струментов с помощью многопозиционных термоиндикаторов // Вестник маши ностроения. – № 1. – М., 1986. – С. 45–49.

6. Верещака А. С., Третьяков И. П. Режущие инструменты с износостой кими покрытиями. – М.: Машиностроение, 1986. – С. 108–109.

УДК 621. АНАЛИЗ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ НАНОДИСПЕРСНЫХ ЖЕЛЕЗНЫХ ПОРОШКОВ И ИЗДЕЛИЙ ИЗ НИХ Е. В. Золотарева г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Одним из самых перспективных направлений современного матери аловедения являются наноструктурные материалы. Эти материалы могут обладать принципиально новыми свойствами, а также значительно более высокими механическими, физическими и эксплуатационными свойствами по сравнению с обычными материалами, что может обусловить значитель ный прогресс в самых разных отраслях (военная и космическая техника, электроника, связь, энергетика, машиностроение, химическая промышлен ность, медицина и т. д).

К наноструктурным материалам обычно относят материалы с разме рами элементов структуры до 100 нм. В порошковой металлургии исполь зуются частицы таких размеров, при которых роль поверхности резко воз растает и становится сравнимой с ролью объемных эффектов, хотя свой ства поверхности этих частиц в основных чертах совпадают с аналогичны ми свойствами соответствующих массивных материалов. При этом на по верхности ультрадисперсных частиц происходит радикальная перестройка расположения атомов и изменение типа межатомных связей по сравнению с поверхностью массивного материала.

Наличие комплекса новых качеств и свойств ультрадисперсных си стем свидетельствует о существовании особого конденсированного состо яния вещества, которое реализуется в ультрадисперсных средах.

Важнейшим способом получения наноструктурных металлических, керамических, композиционных материалов является применение порош ковых технологий с использованием нанодисперсных порошков. Посколь ку значительную долю продукции порошковой металлургии (более 50%) составляют изделия из железных порошков, значительный интерес пред ставляет возможность использования железных нанодисперсных порошков для получения таких изделий с повышенным уровнем эксплуатационных характеристик [1].

Нанодисперсные порошки обладают повышенной структурной и по верхностной активностью, что может позволить, если и не получить нано структурный материал, то за счет активации спекания, во-первых, пони зить температуру спекания, и во-вторых, получить спеченный материал с большей плотностью и более высокими характеристиками [2].

В работе использовали электровзрывной порошок, то есть порошок, полученный пропусканием мощных электрических импульсов наносе кундного диапазона через тонкую железную проволоку в аргоне, в резуль тате чего она мгновенно превращалась в частицы размеров наномасштаб ного уровня, а также стандартный железный порошок марки ПЖВ (ТУ 14-1-386-84) [3]. Порошок ПЖВ 3 подвергали отжигу в вакуумной пе чи при 750ОС в течение 1 часа. Отожженный порошок разделяли на фрак ции на стандартных ситах, в работе использовали фракцию – 160+100.

Смешивание порошка ПЖВ с нанопорошком железа проводили в турбулентном смесителе С 2,0 в этиловом спирте. Приготовили порошко вые шихты с различным содержанием нанопорошка железа. Навески по рошков массой 4 грамма компактировали путем одностороннего статиче ского сухого прессования в стальной пресс-форме при давлениях 100 – 600 МПа. Прессовки спекали в вакуумной печи СНВЭ –1.3.1/16И при гомологических температурах 0,4–0,85. Время изотермической вы держки составляло 1 час [4, 5].

Наноструктурный порошок исследовали с применением электронно микроскопического, дифференциального термического, рентгеноструктур ного анализов. Далее из исходных порошков составляли смеси с различ ным содержанием нанодисперсного порошка (от 0 до 100%), исследовали их поведение при формовании и последующем спекании, а также структу ру и свойства полученных спеченных материалов (остаточную пористость, твердость).

Электронно-микроскопические исследования показали, что исполь зованный электровзрывной порошок является полидисперсным и состоит из частиц почти сферической формы диаметром до 110 нм.

Определение атомной структуры, размещение атомов в кристалличе ской решетке и измерение расстояний между ними, величины микрона пряжений проводили по стандартным методикам на дифрактометре ДРОН-2,0 в излучении железа. Запись дифракционной картины осуществ ляли потенциометром КСП-4 на диаграммной ленте.

Рентгеноструктурный анализ исходных нанодисперсного и стан дартного порошков показал, что параметр их решеток почти не отличается от параметра решетки компактного железного образца, однако, судя по по луширине пиков, величина напряжений 2 рода в нанопорошках суще ственно больше.

Методом дифференциального термического анализа исследовали влияние дисперсности порошка на магнитное (критическая точка А2) и по лиморфное (критическая точка А3) превращения.

Полученные результаты показывают, что на температуры А2 и А дисперсность порошков существенного влияния не оказывает, но энталь пия превращений в нанопорошке примерно в 1,5 раза меньше, чем в стан дартных порошках.

Исследование процесса прессования показало, что электровзрывной нанопорошок железа имеет низкие технологические характеристики:

прессовки формуются в интервале давлений 200–350 МПа до относительной плотности не выше 60%.

При больших давлениях прессования происходит расслой. Это объясняется повышенной жесткостью наночастиц и значительными потерями усилия прессования на преодоление внутреннего трения.

Шихты на основе грубодисперсного порошка марки ПЖВ, содержащие до 20% нанопорошка железа, имеют хорошую уплотняемость и формуемость [6].

Установлено, что спекание нанопорошка железа является активированным. Интенсивное уплотнение прессовок из нанопорошка начинается уже при гомологической температуре 0,4, а при 0,5Тпл прессовки из нанопорошка спекаются до относительной плотности 94%, которая не достигается при спекании грубодисперсного порошка даже при 0,85Тпл.

Механизм уплотнения прессовок на начальной стадии спекания обусловлен поверхностной диффузией атомов железа, которая дополнительно интенсифицируется восстановлением оксида железа (III) до оксида железа (II) на поверхности спекаемых наночастиц Fe.

Использование электровзрывного нанопорошка железа в чистом виде и в виде добавки в стандартный порошок не обеспечивает получения спеченного материала с наноструктурой, однако, обусловливает активацию процесса спекания и способствует получению спеченных образцов с более мелкокристаллитной структурой и повышенными физико-механическими характеристиками. Из результатов исследования прессуемости порошков следует, что добавка НП свыше 20% не целесообразна.

Список литературы 1. Маслюк В. А., Львова Г. Г. Перспективные тенденции развития мето дов получения порошковых конструкционных материалов // Порошковая метал лургия. 2006. № 5/6. – С. 92.

2. Валиев Р. З., Александров И. В. Объемные наноструктурные металли ческие материалы: получение, структура и свойства. – М.: Академкнига, 2007. – 398 с.

3. Назаренко О. Б. Электровзрывные нанопорошки: получение, свойства, применение / Под ред. А. П. Ильина. – Томск: Изд-во Том. ун-та, 2005. – 148 с.

4. Матренин С. В., Ильин А. П., Слосман А. И., Толбанова Л. О. Спека ние нанодисперсного порошка железа // Перспективные материалы. 2008.

№4. – С. 81.

5. Матренин С. В., Ильин А. П., Слосман А. И., Толбанова Л. О. Спека ние нанодисперсного порошка железа // Перспективные материалы. – 2008. – № 5. – С. 81–87.

УДК 621.3. АНАЛИЗ ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СУЩЕСТВУЮЩИХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ВРАЩАЮЩИХСЯ СОЕДИНИТЕЛЕЙ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ ТЕРМО-ЭДС РЕЗАНИЯ И. С. Золотухин, И. А. Ефимович г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет В нефтяном машиностроении нашли широкое применение труднооб рабатываемые материалы. При их обработке важным вопросом является работоспособность режущего инструмента, которая в большой степени за висит от температуры в зоне резания.

Наиболее распространенным способом определения температуры в зоне резания является косвенный метод, основанный на измерении вели чины ЭДС термоэлемента «инструмент – деталь» (ТэИД).

В связи с тем, что в процессе обработки деталь и режущий инстру мент перемещаются друг относительно друга, и чаще всего этим движени ем является вращательное движение, возникает необходимость в исполь зовании специальных электрических вращающихся соединителей (ЭВС) для замыкания измерительной цепи.

Все многообразие существующих конструкций ЭВС (рисунок) мож но разделить на группы проводных ЭВС, бесконтактных ЭВС и ЭВС с по движным контактом, которые подразделяются на ЭВС с контактом типа «твердое тело – твердое тело» (Т-Т) и «твердое тело – жидкость» (Т-Ж).

ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ВРАЩАЮЩИЕСЯ СОЕДИНИТЕЛИ С подвижным контактом Контакт: твердое тело - твердое тело Трение качения Воздух / инертный газ Среда На основе серийных Жидкая смазка подшипников качения Твердая смазка С кольцевым упругим элементом Электроподогрев Нагрев Трение скольжения (щеточные) Обдув горячим воздухом С крупными щетками С щетками-проволочками Бесконтактные С опоясывающей щеткой Индуктивные С центральной щеткой (игольчатые) Ёмкостные Проводные Контакт: твердое тело - жидкость Ртутные Торсионного скручивания С расплавленным металлом Перематывания Электролитические Обрывающиеся Рисунок. Классификация электрических вращающихся соединителей Наиболее простым способом реализации электрической связи между вращающимся объектом и неподвижным объектом является использование длинного провода, который подвергается скручиванию вдоль своей оси в процессе работы, наматывается на катушку или перематывается с одной катушки на другую. Известны способы, в которых провод обрывается по сле совершения нескольких оборотов вращающимся объектом.

Отсутствие подвижного контакта в данных ЭВС исключает возник новение помех трибологической природы. Использование физически не прерывной цепи обеспечивает низкое и стабильное во времени сопротив ление ЭВС. Область применения этой группы ЭВС ограничена лаборатор ными условиями из-за малого времени непрерывной работы, лимитируе мого длиной провода, и низкой помехозащищенности, связанной с боль шой длиной используемого провода.

Бесконтактные ЭВС индуктивного типа являются по существу трансформаторами, у которых одна или несколько обмоток вращаются.


Подвижная и неподвижная обмотки представляют коаксиальные цилин дрические или торцовые обмотки, объединенные общим магнит ным потоком.

В емкостных ЭВС обкладки воздушного конденсатора располагают на неподвижном и подвижном объектах. Как и в индуктивных ЭВС, об кладки емкостных ЭВС могут представлять коаксиальные цилиндры или плоские диски, установленные перпендикулярно оси вращения. Из-за ма лой емкости такого конденсатора необходимо использовать высокую ча стоту несущего сигнала и с помощью специальных мер максимально уменьшать паразитные емкости измерительной цепи.

Бесконтактные ЭВС имеют сложную конструкцию, высокую чув ствительность к воздействиям электромагнитных помех и окружающей среды (температуре, влажности). Так как трансформаторы и конденсаторы передают только переменный электрический ток, для использования по добных ЭВС в измерительной цепи с ТэИД необходимо применение спе циальных модулирующих схем или специальных преобразующих устройств, расположенных на вращающемся объекте.

Наибольшее распространение среди ЭВС, реализующих контакт Т-Ж, получили ртутные ЭВС, которые отличаются низким переходным со противлением, незначительными собственными шумами и малыми пара зитными термо-ЭДС. Из-за опасности вредного воздействия паров ртути эти ЭВС требуют особого подхода при эксплуатации и утилизации.

Известны конструкции, в которых вместо ртути используют рас плавленные металлы с низкой температурой плавления. Характеристики таких ЭВС близки к ртутным, но из-за необходимости использования нагревателей, их конструкции значительно сложнее.

В электролитических ЭВС сигнал передается ионами. Для стабиль ной работы подобных ЭВС на их электродах необходимо создавать отно сительно высокое напряжение, а величины сопротивления перехода и па разитных шумов, возникающих при электролитических процессах, имеют высокие значения.

Значительно большее распространение по сравнению с ЭВС других типов получили ЭВС трения скольжения. Существует большое разнообра зие конструкций щеточных ЭВС. Они различаются: материалами колец (серебро, бронза, латунь, медь), щеток (серебрографитовые, меднографи товые, углеграфитовые, угольные) и их сочетанием;

способом крепления щеток (клещевидные, с плоскими пружинами, рычажные, рамочные и др.);

расположением щеток (радиальные и торцовые) и др.

Для обеспечения низкого переходного сопротивления с высокой ста бильностью электрического контакта при сильных вибрациях используют ЭВС с накидными, опоясывающими щетками, выполненными в виде про волочки или ленты. Их существенным недостатком является сильный нагрев с увеличением скорости скольжения, вызывающий рост паразитных термо-ЭДС и повышающий нестабильность переходного сопротивления.

В ЭВС с центральным расположением щетки скорости скольжения минимальны. Щетка может представлять собой иглу. В этом случае пло щадь перехода мала, но его сопротивление неустойчиво и растет с увели чением частоты вращения. Игольчатые ЭВС различаются по устройству контактной части (контактные стаканы, пластины, пятачки, цилиндры и т.п.), по способу осуществления нажатия на иглу (плоские пружины, ци линдрические пружины, грузики и т.д.). Их принципиальным недостатком является необходимость наличия свободного торца вала для размещения элементов конструкции.

Наиболее простой конструкцией среди ЭВС трения качения облада ют соединители, основанные на использовании серийно-выпускаемых ша рико- или роликоподшипников. Из-за вибраций тел качения, их проскаль зывания, разности диаметров и нестабильной геометрии канавок колец подшипников переходное сопротивление данного типа ЭВС нестабильно.

Большей стабильностью характеристик обладает ЭВС, в котором вместо шариков используется один упругий кольцеобразный элемент-сателит, об катываемый между подвижным и соосно-расположенным неподвижным кольцом.

Преимуществами ЭВС трения качения перед ЭВС трения скольже ния являются малые механические потери и относительно низкие значения паразитных термо-ЭДС.

Нестабильность характеристик ЭВС трения качения и трения сколь жения, в основном, обусловлена образованием различных окисных пленок на поверхностях подвижных элементов ЭВС. Для защиты рабочих поверх ностей используют жидкие и твердые смазки, которые к тому же умень шают и стабилизируют силы трения и все производные от процесса трения эффекты. Известны ЭВС, в которых подвижные элементы полностью окружены замкнутой жидкой (трансформаторное масло) или газовой инертной средой. Из-за необходимости герметизации корпуса эти ЭВС имеют сложную конструкцию.

Эффективным способом стабилизации характеристик и уменьшения шумов ЭВС трения качения и трения скольжения, по результатам послед них исследований, является подогрев места контакта подвижных элемен тов ЭВС. При этом нагрев может быть осуществлен, с помощью электри ческих нагревателей или через окружающую среду, например, обдувом ра бочих элементов горячим воздухом.

При выборе ЭВС необходимо учитывать особенности измерительной цепи с ТэИД и условий эксплуатации на станке, которые обуславливают ряд требований к конструкции:

обеспечение стабильности основных параметров во всем диапа зоне вращения шпинделя станка;

обеспечение максимально низкой амплитуды напряжения пара зитных шумов трибологической и термоэлектрической природы;

обеспечение достаточной виброустойчивости из-за наличия неиз бежных колебаний элементов конструкции станка в процессе работы;

минимальная величина и стабильность во времени паразитных термо-ЭДС;

обеспечение герметичности корпуса и стойкости к воздействию окружающей среды;

необходимость учета конструктивных особенностей закрепляю щих механизмов станка, расположенных в шпинделе.

При использовании в измерительной цепи с ТэИД согласующих устройств с большим входным сопротивлением, величина переходного со противления ЭВС и ее нестабильность во времени может не учитываться.

Из рассмотренных типов ЭВС наиболее полно этим требованиям со ответствуют ртутные ЭВС, ЭВС с подогреваемым скользящим контактом и ЭВС на основе подогреваемых шарикоподшипников с твердой смазкой.

В последних двух типах наиболее просто реализуется конструкция с центральным сквозным отверстием для установки в полых шпинделях станков.

УДК 662. КУМУЛЯТИВНЫЙ ЗАРЯД С МНОГОСЛОЙНОЙ ОБЛИЦОВКОЙ, ОБЛАДАЮЩИЙ ПОВЫШЕННОЙ ПРОБИВНОЙ СПОСОБНОСТЬЮ В. В. Калашников, Д. А. Деморецкий, М. В. Ненашев, П. В. Рогожин, И. В. Нечаев, О. В. Трохин, С. Ю. Ганигин, Р. Р. Сулейманов, М. А. Крылова г. Самара, Самарский государственный технический университет В настоящее время кумулятивные заряды (КЗ) нашли достаточно широкое применение в военной технике и в мирных отраслях промышлен ности для пробивания отверстий (каналов) в различного рода материа лах [1]. Наиболее широко КЗ используются в конструкциях кумулятивных перфораторов, представляющих устройства для перфорационных работ в нефтяных и газовых скважинах, действие которых основано на кумулятив ном эффекте. Основное назначение КЗ — создание канала (проходящего через обсадную колонну и цементное кольцо) в породе, соединяющего скважину с пластом для притока в ствол жидкости или газа. Канал создат ся действием кумулятивной струи, образующейся при взрыве заряда [2].

Кумулятивная струя возникает из-за схлопывания конической металличе ской облицовки при детонации энергетического вещества в перфорацион ном заряде. Эта струя способна проникать в преграду со скоростью дости гающей до 8 км/с на глубину, которая может составлять нескольких ка либров. Глубина проникновения струи является функцией плотности мате риала облицовки, пластичности материала в условиях высокоскоростной деформации и объемной скорости звука в материале облицовки [2]. В кон струкциях кумулятивных зарядов обычно используется облицовка из меди.

Актуальность работы связана с поиском путей повышения пробив ной способности зарядов, используемых при перфорации нефтедобываю щих скважин. Как показано в работе [3], нефтяные месторождения, требу ющие минимум капитальных вложений, находятся на последней стадии разработки, а значительные запасы углеводородов сосредоточены в низко проницаемых коллекторах. Для освоения таких месторождений необходи мы конструкции зарядов с элементами, позволяющими повысить глубину проникновения кумулятивной струи и увеличить диаметр перфорацион ных каналов.

Существующие технологии порошкового прессования позволяют получать двухслойные облицовки из разнородных материалов. Заряды с применением таких облицовок дают эффективность отдачи по нефти до 30% больше по сравнению с зарядами, включающими обычные одно слойные облицовки. Однако при использовании кумулятивных облицовок, изготовленных методом порошковой металлургии, может происходить ра диальное рассеивание материала кумулятивной струи при полте, что вы зывается расширением воздуха, содержащегося в поровом пространстве, окислением легирующих добавок, вводящихся при прессовании.

Также кумулятивные струи, сформированные из порошковых прес сованных облицовок, обладают повышенной нестабильностью пробивного действия. Это объясняется разностью между наибольшим и наименьшим значениями плотности материала облицовки.

В работе предлагается способ изготовления бислойной облицовки кумулятивного заряда, включающий воздействие высокоплотным порош ковым материалом в потоке газодинамической струи.

Для проведения эксперимента в качестве напыляемого материала использован плакированный кобальтом карбид-вольфрамовый порошок, в качестве детонационной смеси — ацетиленокислородное газообразное топливо.

Работа осуществлялась на детонационном комплексе для иссле дования ударно-волнового действия многофазовых газовых систем. Прин цип работы установки заключается в подаче порошкового материала и га зовой смеси, способной детонировать в ствол;


дальнейшее инициирование взрыва газового топлива. Продукты детонации газов воздействуют на ча стицы порошкового материала, расплавляя их и придавая ускорение. По рошковый материал вылетает из канала ствола со скоростью порядка 1 км/с и напыляется на внутреннюю часть медной облицовки, образуя прочную связь на молекулярном уровне. Для строго равномерного распре деления толщины детонационного слоя по конусу облицовки разработана программа перемещения манипулятора относительно ствола детонацион ного комплекса.

Для теоретической оценки адекватности предположений в програм ме ANSYSAUTODYN выполнено моделирование процессов, происходя щих при детонации КЗ с двухслойными кумулятивными облицовками из меди и сплава ВК, плакированного кобальтом. Рассмотрены варианты с внешним и внутренним покрытием на медную воронку (рис. 1).

а) б) в) г) Рис. 1. Формирование кумулятивной струи из многослойной облицовки в различные моменты времени:

а) 0 мкс;

б) 10 мкс;

в) 15 мкс;

г) 19 мкс В таблице представлены результаты по пробитию стальной мишени на основе математического моделирования. Значения со знаком «–» отве чают за толщину внешнего слоя покрытия кумулятивных облицовок Расчетные значения пробивной способности зарядов Толщина покрытия, мм Максимальная скорость, м/с Глубина пробития, мм –0,5 3811 –0,25 4195 0 4437 0,25 4192 0,5 3694 При внутреннем дополнительном слое в 250 мкм, происходит увели чение пробивной способности на 20% (см. таблицу). Дальнейшее увеличе ние толщины слоя из ВК приводит к снижению глубины пробития. Напы ление на внешнюю поверхность облицовки нецелесообразно из-за незна чительного увеличения пробития заряда (6–7%).

Сформированы медные кумулятивные облицовки с детонационным покрытием из карбида вольфрама толщиной от 100 до 500 мкм (рис. 2а), изготовлены опытные заряды с их использованием (см. рис. 2б) и проведе ны их испытания по пробитию пакета стальных пластин (см. рис. 2в).

Экспериментальные исследования по измерению параметров проби тия стальных мишеней КЗ с двухслойными облицовками, по сравнению со штатными изделиями, показали возможность увеличения глубины проби тия до 15%, что позволит существенно повысить нефтеотдачу пластов.

Теоретические исследования показывают возможность дальнейшего по вышения пробивной способности КЗ. Дальнейшее совершенствование конструкции кумулятивной облицовки может быть связано с оптимизаци ей толщины и материала подложки, вида напыляемого материала, а также изготовлением КО с переменной толщиной покрытия по сечению, что обеспечит больший градиент скорости по длине формирующейся кумуля тивной струи и, следовательно, более высокое значение глубины пробития.

а) б) в) Рис. 2. Комбинированная кумулятивная облицовка (а), заряд с ней (б), результаты испытаний по пакету стальных пластин (в) Список литературы 1. Ладов, С. В. Использование кумулятивных зарядов во взрывных тех нологиях.

2. С. В. Ладов, И. Ф. Кобылкин. // – М.: Изд-во МГТУ, 1995. – 47 с.

3. Физика взрыва. / Под ред. Л. П. Орленко. – Изд. 3-е, переработанное в 2 т., т.1. – М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002. – 832 с.

УДК 621.7. УНИВЕРСАЛЬНАЯ УСТАНОВКА ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ВНУТРЕННИХ НАПРЯЖЕНИЙ В ЭЛЕКТРОЛИТИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЯХ И. М. Ковенский, А. Н. Венедиктов г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Внутренние напряжения (ВН) относятся к наиболее значимым харак теристикам электролитических покрытий. Поэтому важная роль отводится разработке надежных методов определения ВН [1]. В этой связи большие перспективы открывает применение голографической интерферометрии.

Принципиально новые возможности голографической интерферометрии связаны не только с повышенной точностью и чувствительностью метода, основанного на бесконтактном определении деформаций и напряжений, но также с тем, что интерференционная картина дает представление о харак тере деформации всей поверхности, а следовательно, позволяет судить о характере распределения ВН.

Метод голографической интерферометрии может быть применен для исследования влияния на величину и знак ВН в покрытиях таких факторов, как режим электроосаждения, состав электролита, толщина покрытия, со стояние подложки, изучения релаксационных процессов при старении и отжиге покрытий и др. Главная причина, сдерживающая применение голо графической интерферометрии для решения научных и прикладных задач, обусловлена необходимостью в специализированной лаборатории со сложным приборным оборудованием. Разработанная ранее малогабаритная установка [2] может быть установлена в любой научной или заводской ла боратории, однако, она не обладает универсальностью.

Конструкция модернизированной малогабаритной установки лишена этого недостатка.

Универсальная малогабаритная установка (рис. 1) содержит верх нюю 1 и нижнюю 2 плиты.

Нижняя плита 2 установлена на пневмоопоры 3, защищающие всю установку от вибраций. На нижней плите 2 расположены источник пита ния 4 лазера 5, источник питания электролитической ячейки (не показан), выдвижная секция 6 (рис. 2), голографическая камера 7 с носителем ин формации и контроллером 8.

Верхняя плита 1 установлена на опорах 9, соосных с пневмоопорами 3. На верхней плите 1 расположены лазер 5, светоделитель 10 с затворами, расширители объектного 11 и опорного 12 пучков, держатель электродов 13 с образцом. Расширители пучков 11 и 12 соединены гибкими светово дами (не показаны) с выходами светоделителя.

Рис. 1. Общий вид голографической установки Выдвижная секция 6 установлена с возможностью перемещения ее по направляющим 14 относительно образца. В ней расположены электро литическая ячейка 15 и электропечь 16.

Верхняя плита 1 имеет прорезь, предназначенную для подъема (опускания) электролитической ячейки 14 или электропечи 16, которые снабжены подъемниками 17 и 18.

В исходном положении электролитическая ячейка 15 находится в выдвижной секции 6 внизу, а электроды закреплены в держателе. При за пуске контроллера 8 затвор, совмещенный со светоделителем 10, открыва ется на время первой экспозиции и голографическая камера 7 регистрирует первую голограмму образца-катода. По завершении экспозиции затвор за крывается, выдвижная секция 6 перемещается и подъемник 17 поднимает электролитическую ячейку 15 под образец. На заданный промежуток вре мени включается ток в цепи электролитической ячейки 15, а по окончании процесса электроосаждения, электролитическая ячейка 15 опускается в ис ходное положение. После этого вновь открывается затвор, голографиче ская камеры 7 регистрирует на тот же носитель вторую голограмму образ ца-катода. Интерпретируя полученную интерференционную картину, определяют деформацию образца, а затем вычисляют величину ВН.

Для исследования релаксационных процессов при отжиге под обра зец перемещают расположенную в выдвижной секции 6 электропечь 16, поднимают ее с помощью подъемника и нагревают образец до требуемой температуры. Процедура регистрации интерференционной картины при этом аналогична рассмотренной выше.

Рис. 2. Выдвижная секция голографической установки Конструкция установки защищена патентом РФ на полез ную модель [3].

Список литературы 1. И. М. Ковенский, В. В. Поветкин. Испытание гальванических покры тий. Справочное издание. Серия «Специалист материаловед». – М.: Интермет Инжиниринг, 2001. – 136 с.

2. Свид. на полезную модель 27703 Российская Федерация, МПК G01L1/24. Установка для определения внутренних напряжений в гальванических покрытиях / Ковенский И. М., Денисов П. Ю., Моргун А. И.;

заявитель и патен тообладатель ГОУ ВПО Тюменский государственный нефтегазовый универси тет. – 2002122886/20;

заявл. 30.08.2002;

опубл. 10.02.2003. – 5 с.: ил.

3. Пат. 101824 Российская Федерация, МПК8 G01L1/00. Универсальная малогабаритная установка для исследования релаксационных процессов в галь ванических покрытиях / Ковенский И. М., Венедиктов А. Н.;

заявитель и патен тообладатель ГОУ ВПО Тюменский государственный нефтегазовый универси тет. – 2010139832/28;

заявл. 28.09.2010;

опубл. 27.01.2011. – 3 с.: ил.

УДК 621.794. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМА АНОДИРОВАНИЯ СПЛАВА АЛ9 НА ТОЛЩИНУ И МИКРОТВЕРДОСТЬ ПОКРЫТИЯ Н. Ф. Коленчин, В. Н. Кусков, А. В. Девяшин г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Одной из актуальных проблем материаловедения и технологии нефтяного машиностроения является разработка покрытий, обладающих высокими прочностью, износостойкостью, коррозионной и термостойко стью. Модификация поверхности алюминиевых сплавов для повышения ее функциональных характеристик в результате толстослойного анодирова ния дает хорошие результаты. Сущность технологии заключается в элек трохимическом наращивании оксида алюминия из-за поверхностного слоя металла, погруженного в электролит. Окислитель в зону реакции поставля ется за счет продувания воздуха.

Для интенсификации формирования оксидного покрытия в зону ре акции вводят кислород, перекись водорода и другие окислители. Перспек тивным в этом плане может оказаться применение озона как сильного уни версального окислителя [1, 2]. В работе исследовали специфику формиро вания оксидного покрытия на алюминиевом сплаве АЛ9 от параметров процесса. Использовали образцы размерами 30х30х5мм, температуру под держивали на уровне (0 ± 1) 0С, концентрация серной кислоты составляла от 2,5 до 20%мас. (рН = 0,05;

0,40 и 0,75). Газовая смесь содержала 1,3 и 5% озона, а начальное напряжение анодирования — 25, 50 и 75 В.

Установили, что повышение концентрации озона в смеси с возду хом от 1 до 5% увеличивает конечную толщину оксида алюминия на 30% (рис. 1). При этом в случае малого содержания озона рост покры тия практически стабилизируется к 40-й минуте процесса, а при 5%-ном — он продолжается до 50-й минуты, т.е. окислительный потенциал обога щенной озоном смеси выше. Производительность анодирования увеличи вается на 40–70%.

Толщина покрытия, мкм 50 0 10 20 30 40 50 Время, мин Рис. 1. Изменение толщины анодного покрытия при содержании озона в смеси с воздухом 1 % (), 3 % () и 5 % () С увеличением концентрации О3 микротвердость возрастает от 5,2 до 6,8 ГПа (рис. 2), т.е. на 30 %, а величина износа снижается в 1,4–2,3 раза.

Повышение микротвердости покрытия с обогащением смеси озоном обу словлено увеличением кристаллической составляющей в покрытии. На пример, по данным рентгеноструктурного анализа анодных осадков, полу ченных при начальном напряжении 75В, интенсивность линии (400) - Al2O3 возросла более чем в 2 раза, при изменении концентрации О от 1 до 5 %. При этом доля аморфной составляющей в покрытии уменьши лась, о чем свидетельствует сокращение гало в интервале углов 2 = 20–400 на рентгенограмме.

Рис. 2. Величина микротвердости анодных покрытий при содержании озона в смеси с воздухом 1 % (), 3 % () и 5 % () Определение точности обработки показало, что размеры образца по сле анодирования изменяются на величину, равную половине толщины по крытия с полем рассеяния отклонений в 11 мкм, что соответствует 4–5-му квалитету точности для размеров интервала от 30 до 120 мм. Шерохова тость Rz увеличилась от 8 до 18 %. Размерные факторы необходимо учи тывать при выборе конкретных изделий для анодирования.

Определены уравнения регрессии для толщины и микротвердости оксидных покрытий от параметров процесса, геометрическая интерпрета ция которых представлена на рис. 3.

На основе уравнений разработаны номограммы определения режи мов анодирования, которые учитывают толщину и микротвердость покры тий, начальное напряжение анодирования, содержание озона в газовой смеси, водородный показатель и время процесса. Полученные данные ис пользованы для отработки технологии анодирования реальных деталей.

В частности, толщина оксидного покрытия корпуса шестеренчатого насоса НШ-32 из сплава АЛ9 составила 30–40 мкм. После эксплуатационных ис пытаний в течение 2200 ч (3 месяца круглосуточно) величина износа со ставила 20–26 мкм, в то время как у серийных корпусов — 148–163 мкм после 1248–1560 ч работы.

Таким образом, применение озоновоздушной смеси при анодирова нии алюминиевых сплавов позволяет получать оксидные покрытия с по вышенной износостойкостью. Анодированные детали из алюминиевых сплавов могут успешно заменить изделия из стали, облегчая конструкцию в целом и повышая износо- и коррозионную стойкость.

Рис. 3. Поверхность откликов толщины (а) и микротвердости (б) оксидных покрытий при варьировании содержания озона в газовой смеси, водородного показателя электролита и начального напряжения анодирования Список литературы 1. Лунин В. В. Физическая химия озона / В. В. Лунин, М. П. Попович, С. Н. Ткаченко. – М.: Изд-во МГУ, 1998. – 480 с.

2. Разумовский С. Д., Заиков Г. Е. Озон и его реакции с органическими соединениями / С. Д. Разумовский, Г. Е. Заиков. – М.: Наука, 1974. – 208 с.

УДК 634. НАНОКРИСТАЛЛИЧЕСКИЕ И АМОРФНЫЕ ЭЛЕКТРООСАЖДЕННЫЕ СПЛАВЫ ЖЕЛЕЗО-ФОСФОР Е. В. Корешкова, В. В. Поветкин, И. М. Ковенский г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет Метод электроосаждения металлов и сплавов является в настоящее время перспективным для получения нанокристаллических и аморфных материалов и покрытий. Электрохимическим путем получают сплавы, за метно отличающиеся по структуре и свойствам от сплавов того же состава, но полученных металлургически [1]. В частности, свойства железо фосфорных покрытий во многом зависят от их структурного состояния, которое определяется содержанием фосфора в осадках. Однако роль ме таллоида в процессе формирования структуры и свойств железо фосфорных покрытий пока еще не совсем ясна. В связи с этим в настоящей работе изучены изменения структуры и некоторых свойств железных по крытий в зависимости от степени легирования их фосфором.

По данным рентгенографии, в зависимости от концентрации в элек тролите гипофосфит-анионов на катоде формируются покрытия различно го химического состава и в различном структурном состоянии: кристалли ческом, аморфно-кристаллическом и аморфном (табл. 1).

Таблица Условия получения, фазовый состав и структура электролитических сплавов Fe-P (-Fe(P) – пересыщенный твердый раствор фосфора в – железе АФ - аморфная фаза) Содержание Совершенство с·1011, фосфора в Структура a, нм d, мкм текстуры [111], см- сплаве, % % -Fe(P) 0 0,2867 1,10 0,2 -Fe(P) 2 0,2864 0,90 - -Fe(P) 3,7 0,2863 0,35 3,4 -Fe(P) 5,0 0,2860 0,25 - -Fe(P) – 8,0 0,10 5,3 -Fe(P)+АФ – 9,6 0,2854 0,08 5, -Fe(P)+АФ – – – – 14, АФ – – – – 15, АФ – – – – 18, АФ – – – – 22, АФ – – – – 23, Покрытия, содержащие до 8% Р, кристаллизуются с ОЦК решеткой и представляют пересыщенные твердые растворы фосфора в железе (раство римость фосфора в железе в равновесных условиях менее 0,5%). На ди фрактограммах четко различаются рефлексы (110) и (200), которые с ро стом содержания металлоида уширяются (становятся диффузными), а их интенсивность уменьшается. Сплавы, содержащие от 8 до 14% фосфора, можно охарактеризовать как аморфно-кристаллические. С ростом содер жания металлоида в них возрастает степень аморфности, интенсивность ОЦК структурных рефлексов уменьшается, соответственно увеличивается ширина гало. На дифрактограммах образцов с содержанием выше 14% фосфора присутствует только один диффузный максимум (гало), который соответствует наиболее интенсивной линии (110) железа. Концентрацию фосфора 14% следует считать нижней границей образования аморфной структуры в бинарной системе железо-фосфор.

Согласно просвечивающей электронной микроскопии, осадки чисто го железа характеризуются столбчатой структурой, текстурой и состоят из кристаллитов с четкими большеугловыми границами. Среди выявленных структурных несовершенств наиболее распространенными являются дис локации, которые преимущественно сосредоточены в плоских субзерен ных границах. Двойниковые границы субзерен встречаются редко. При введении фосфора в решетку железа измельчается структура получаемых осадков, усиливается фрагментация зерен, возрастает угол разориентиров ки между субзернами и плотность дислокаций (табл. 1). Увеличение доли фосфора до 14% приводит к формированию на катоде нанокристалличе ских нетекстурированных покрытий, состоящих из нефрагментированных зерен сфероидной формы. Дальнейшее обогащение сплава фосфором спо собствует образованию аморфных покрытий.

Свойства железо-фосфорных покрытий существенно зависят от их структурного состояния (табл. 2). В кристаллических осадках формируют ся внутренние напряжения растяжения, уровень которых уменьшается с ростом содержания фосфора. Напротив, в покрытиях с полностью аморф ной структурой возникают внутренние напряжения сжатия.

Таблица Изменение свойств покрытий в зависимости от содержания фосфора в электролитическом сплаве Fe-P Содержание Внутренние Микротвердость, Коррозионная фосфора в напряжения, Износ, мг стойкость, г/м2·ч МПа сплаве, % МПа 0 55 626 45,5 2, 2 41 661 39,6 2, 3,7 24 722 34,4 2, 5,0 19 750 31,3 2, 8,0 6 795 26,4 1, 9,6 2 784 24,8 1, 14,0 -9 675 24,3 1, – 15,0 674 25,2 1, – 18,0 681 27,1 1, – 22,0 725 29,6 1, – 23,0 750 31,4 1, Образование внутренних напряжения сжатия в аморфных сплавах обусловлено наличием в них избыточного свободного объема, о чем сви детельствует их пониженная плотность. Определенную роль в формирова нии напряжений играют так же субмикропустоты, заполненные водоро дом, и адсорбированные осадком частицы оксидно-гидроксидных соеди нений железа. В аморфно-кристаллических сплавах, содержащих 8–14% фосфора, внутренние напряжения почти не наблюдаются. Вероятно, в та ких покрытиях напряжения растяжения кристаллитов компенсируются напряжениями сжатия аморфной фазы.

В кристаллических покрытиях рост микротвердости с уменьшением размера зерна объясняется увеличением суммарной площади границ зерен, которые являются препятствием для дислокаций. Повышение микротвер дости в аморфных сплавах, вероятно, связано с образованием в структуре покрытий микрообластей с различной степенью упорядоченности [2].

Снижение микротвердости в нанокристаллических покрытиях с уменьше нием размера зерна ниже критического (100 нм) может быть обусловлено увеличением долей тройных стыков границ кристаллитов [3].

Износостойкость нанокристаллических покрытий значительно выше кристаллических аналогов. Аморфные покрытия характеризуются повы шенной коррозионной стойкостью по сравнению с кристаллическими сплавами, так как в аморфных сплавах отсутствуют дефекты кристалличе ской решетки: границы зерен и субзерен, дислокации, дефекты упаковки, которые являются активными центрами коррозии.

Список литературы 1. Ковенский И. М., Поветкин В. В., Электролитические сплавы. – М.:

Интермет Инжиниринг. 2003. – 288 с.

2. Судзуки К., Фудзимори X., Хасимото К. Аморфные металлы. – М.:

Металлургия. 1987. – 328 с.

3. Глезер А. М. Аморфные и нанокристаллические материалы. Получе ние, структура, свойства. // Рос. хим. ж. 2002. № 5. – С. 50–63.

УДК 621. УСТАЛОСТНЫЕ ИСПЫТАНИЯ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ИЗ СТАЛИ 09Г2С К. В. Кусков, И. М. Ковенский, С. В. Уйманов г. Тюмень, Тюменский государственный нефтегазовый университет В реальных условиях транспортировки нефти давление в маги стральном нефтепроводе не является постоянным. Перепады давления воз никают из-за множества причин, например: переключения насосов, аварий, ремонтно-восстановительных работ, температурных изменений (суточных, сезонных). В среднем в течение года происходит 350 случаев изменения давления в нефтепроводе [1]. Анализ «спектра нагруженности» трубопро вода показывает, что уменьшение давления до 25% составляет 33 случая из 100, от 25 до 50% — до 40 случаев, имеются также случаи полного сниже ния давления. Это приводит к усложнению условий эксплуатации трубо проводов, вызывая усталостное разрушение металла.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 6 |
 



Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.