СОДЕРЖАНИЕЕ. О. Патон – выдающийся ученый, педагог, организатор науки ипроизводства (К 140-летию со дня рождения)................................................ 3
Журналу «Современная электрометаллургия» – 25! ..................................... 7
ЭЛЕКТРОШЛАКОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯМедовар Л. Б., Саенко В. Я., Рябинин В. А. Выбор флюсов для ДШПпри получении титановых слитков .................................................................. 8
Скрипник С. В. Особенности оборудования для непрерывного производствацентробежных электрошлаковых отливок...................................................... 12
ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВЫЕ ПРОЦЕССЫДереча А. Я., Собко-Нестерук О. Е., Сухин С. А. Производствотитановых слитков и слябов способом ЭЛП на установках, разработанныхв МК «Антарес» ......................................................................................... 15
Дабижа Е. В., Лещук А. А., Бондарь И. В., Борисова Н. Н.Эрозионностойкие многослойные покрытия на основе карбида инитрида титана с пластичными прослойками.................................................. 20
Устинов А. И., Зиньковский А. П., Токарь И. Г., Скородзиевский В. С.О возможностях наноструктурированных покрытий для снижениядинамичесчкой напряженности конструктивных элементов машин ................... 28
Мушегян В. О. Электронно-лучевая установка для плавки молибдена ............. 34
ВАКУУМНО-ИНДУКЦИОННАЯ ПЛАВКАШаповалов В. А., Биктагиров Ф. К., Игнатов А. П., Колесниченко В. И.,Карускевич О. В., Никитенко Ю. А., Якуша В. В., Гнатушенко А. В.,Гниздыло А. Н. Плавильно-разливочный ковш с индукционным нагревом ....... 37
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ МЕТАЛЛУРГИИЗапорожец Т. В., Гусак А. М., Устинов А. И. Моделирование стационарногорежима реакции СВС в нанослойных материалах(Феноменологическая модель). 1. Одностадийная реакция ............................. 40
ЭЛЕКТРОМЕТАЛЛУРГИЯ СТАЛИ И ФЕРРОСПЛАВОВКорзун Е. Л., Пономаренко А. Г., Кодак А. В., Юденков Е. М. О влияниитехнологических факторов на содержание азота в стали, выплавляемой всверхмощной дуговой печи........................................................................... 47
ЭНЕРГОРЕСУРСОСБЕРЕЖЕНИЕЛистопад Д. А., Червоный И. Ф. Периодическая подача порций магния примагнийтермическом восстановлении TiCl4 ...................................................................... 51
ИНФОРМАЦИЯГригоренко С. Г. Встреча представителей советов научной молодежиинститутов НАН Украины ........................................................................... 61
Касаткин О. Г., Липодаев В. Н. Проблемы ресурса и безопасностиэксплуатации конструкций, сооружений и машин (итоговая научнаяконференция в ИЭС им. Е. О. Патона) ........................................................ 62
Диссертации на соискание ученой степени ..................................................... 65
Календарь выставок и конференций на 2010 г. .............................................. 67
изданий для публикации трудовсоискателей ученых степеней
При перепечатке материаловссылка на журнал обязательна.
За содержание рекламныхматериалов редакция журнала
ответственности не несет
Издатель: Международная ассоциация «Сварка»
ИЗДАНИЕ ЖУРНАЛА ПОДДЕРЖИВАЮТГП «Научно-производственный центр «ТИТАН»
КП «Запорожский титано-магниевый комбинат» ООО «Международная компания «АНТАРЕС»
Научно-производственное предприятие «ЭЛТЕХМАШ»
CONTENTSE. O. Paton — outstanding scientist, teacher, organizer of researchand production (To the 140th birthday anniversary) ..................................... 3«Sovremennaya Elektrometallurgiya» journal is 25! ................................... 7
ELECTROSLAG TECHNOLOGYM edovar L. B. , Saenko V. Ya. , Ryabinin V. A. Selection of fluxesfor ASR in producing titanium ingots .......................................................... 8Scripnik S. V. Peculiar features of equipment for continuousproduction of centrifugal electroslag castings ........................................... 12
ELECTRON BEAM PROCESSESDerecha A. Ya. , Sobko- Nesteruk O. E. , Sukhin S. A. Productionof titanium ingots and slabs by EBM method in units designed at IC«Antares»................................................................................................. 15Dabizha E. V. , Leshchuk A. A. , Bondar I. V. , Borisova N. N .Erosion- resistant multi- layer coatings on base of carbide andtitanium nitride with ductile interlayers ...................................................... 20Ustinov A. I. , Zinkovsky A. P. , Tokar I. G. , Skorodzievsky V. S.About capabilities of nanostructured coatings to reduce thedynamic intensity of design elements of machines.................................... 28M ushegyan V. O. Electron beam installation for molybdenummelting .................................................................................................... 34
VACUUM-INDUCTION MELTING Shapovalov V. A. , Biktagirov F. K. , Ignatov A. P. ,Kolisnichenko V. I. , Karuskevich O. V. , Nikitenko Yu. A. ,Yakusha V. V. , Gnatushenko A. V. , Gnizdylo A. N.Melting-pouring ladle with induction heating ............................................. 37
GENERAL PROBLEMS OF METALLURGYZaporozhets T. V. , Gusak A. M . , Ustinov A. I. Modeling ofstationary mode of SHS reaction in nanolayer materials(phenomenological model). 1. Single-stage reaction ............................... 40
ELECTROMETALLURGY OF STEEL AND FERROALLOYSKorzun E. L. , Ponomarenko A. G., Kodak A. V. , Yudenkov E. M .About the effect of technological factors on nitrogen content insteel melted in super-powerful arc furnace............................................... 47
ENERGY-AND RESOURCES SAVING Listopad L. A. , Chervonnyi I. F. Periodic feeding of magnesiumportions in magnesium thermal reduction of TiCl4 ..................................... 51
INFORMATIONGrigorenko S. G. Meeting of representatives of unions of youngscientists of institutes of the NAS of Ukraine ............................................ 61Kasatkin O. G. , Lipodaev V. N. Problems of residual life and safeservice of structures, constructions and machines ( Final ScientificConference at the E. O. Paton Electric Welding Institute of NASU) ............ 62Theses for scientific degree ..................................................................... 65Calendar, exhibitions and conferences for 2010 ....................................... 67
№ 1 (98)2010
International Scientific-Theoretical and Production Journal
Published since January, 1985
Founders: The National Academy of Sciences of Ukraine The E. O. Paton Electric Welding Institute International Association «Welding» Is published 4 times a year
Electron galley:D. М . Dyachenko, L. N. Gerasimenko
State Registration CertificateKV 6185 of 31.05.2002
All rights reserved.This publication and each of the
articles contained here in areprotected by copyright
Permission to reproduce materialcontained in this journal must be
obtained in writing from the Publisher
Publisher: International Association «Welding»
SO VR EM EN N AYAELEKTR O M ETALLU R G I YA
(Electrometallurgy Today)
«Sovremennaya Elektrometallurgiya» journal is published in English under the title of «Advances in Electrometallurgy»
by Camdridge International Science Publishing
Е. О. ПАТОН – ВЫДАЮЩИЙСЯ УЧЕНЫЙ,ПЕДАГОГ, ОРГАНИЗАТОР НАУКИ
И ПРОИЗВОДСТВА
Евгений Оскарович Патон родился 5 марта 1870 г. в Ницце (Франция) в семье русскогоконсула. Среднее образование получил в гимназии г. Бреслау (Германия), где наряду с фун-даментальной подготовкой по точным наукам в совершенстве овладел немецким, фран-цузским и английским языками. В 1888 г. поступил на инженерно-строительный факультетКоролевской Саксонской технической академии (ныне Технический университет Дрездена),который блестяще закончил в 1894 г. По окончании ему было предложено место ассистентав институте. Но молодой инженер, воспитанный в семье в духе патриотизма, твердо решилотдать все силы служению родной стране и в 1895 г. навсегда переезжает в Россию.
Для получения прав на инженерную деятельность в России Е. О. Патон в том же годупоступает на 5-й курс Петербургского института инженеров путей сообщения, в течениевосьми месяцев сдает 12 экзаменов, выполняет несколько проектов и уже в мае 1896 г. полу-чает диплом русского инженера. По окончании института Евгений Оскарович начал рабо-тать ассистентом того же института под руководством проф. Ф. С. Ясинского и втехническом отделе службы пути Николаевской железной дороги. Талантливый профессороказал большое влияние на молодого специалиста. Уже в следующем, 1897 г., Е. О. Патонначинает педагогическую деятельность в только что организованном Московском инженер-ном училище путей сообщения.
Здесь он встретился с профессорами Л. Д. Проскуряковым, Л. Ф. Николаи, Н. А. Беле-любским, М. Н. Герсевановым, совместная работа с которыми благотворно повлияла наформирование молодого ученого.
В возрасте 31 год он защитил диссертацию, получил степень адъюнкта и был назначенпрофессором училища. Московскому инженерному училищу Евгений Оскарович Патон отдалсемь лет. В эти годы он выработал свою методику преподавания, началась его многолетняяработа над созданием учебников и учебных пособий по мостостроению. Он составил длясебя жесткий распорядок дня, который начинался в шесть часов утра, и неукоснительнопридерживался его всю жизнь.
Е. О. Патон постоянно работал над собой, тщательно готовился к лекциям, был оченьтребователен к студентам. Напряженно работал над созданием курсов мостов, скрупулезнообрабатывал массу материалов, многократно проверял и уточнял расчеты. За короткоевремя вышли из печати два тома курса по железным мостам и примеры расчетов деревянных,железных и каменных мостов. Имя молодого профессора-мостовика Е. О. Патона получилоширокую известность, его книги быстро расходились.
В 1904 г. Киевский политехнический институт пригласил молодого профессора возглавитькафедру мостов. Вскоре Евгений Оскарович был избран деканом инженерно-строительногоотделения того же института. С большой энергией он взялся за создание музея и кабинетамостов со специальной библиотекой. Помимо преподавания, Евгений Оскарович и здесь отда-вал много сил созданию учебников, проектированию и строительству мостов. Под его руковод-ством были построены мост в г. Тбилиси, два моста через реку Рось, киевский пешеходный мостнад Петровской аллеей, перекрытия залов КПИ и гостиницы «Метрополь» в г. Москве и др.
В годы Первой мировой войны Е. О. Патон энергично взялся за проектирование мостовпо заданию военного ведомства. Была создана оригинальная конструкция разборных мостов,названных мостами Патона и получивших широкое применение для военных целей.
В 1918 г. Евгений Оскарович издает руководство «Восстановление мостов», работаетнад проектированием новых мостов. В 1920 г. он организовал Киевскую мостоиспытательнуюстанцию НКПС и десять лет руководил ею. За эти годы под руководством и при личном
К 140-летию со дня рождения
3
участии Е.О. Патона были проверены и испытаны около 150 мостов разных систем в Украине,Беларуси, Поволжье и Казахстане. Е. О. Патоном собран обширный фактический материал,который использовался в учебной и проектной работе.
В 1920 г. белополяки, отступая, взорвали красивейшее сооружение города – цепной мостчерез Днепр в Киеве. В 1922 г. Е. О. Патон берется за воссоздание моста, вкладывая всюсвою неукротимую энергию в это дело. Евгений Оскарович был не только автором оригинальногопроекта, но и организатором строительства. Благодаря его изобретательности, умениюрешать самые сложные задачи и упорно преодолевать трудности мост, которому былоприсвоено имя Евгении Бош, начал функционировать в июне 1925 г.
В 1925—1929 гг. Е. О. Патон интенсивно работал над проектированием новых мостов,участвовал во всесоюзных и международных конкурсах, заслуженно получая высокие оценкии первые премии. В целом около 35 лет научной, инженерной и педагогической деятельностиЕвгений Оскарович отдал мостостроению, создал проекты 40 мостов, опубликовал свыше160 научных работ по различным вопросам мостостроения. Многие его ученики стали извест-ными учеными и инженерами, руководителями производств. Избрание Е. О. Патона ака-демиком ВУАН в 1929 г. было вполне заслуженным. Е. О. Патон не без основания считаетсяоснователем школы мостостроения в Украине.
В проектировании железных мостов к тому времени были достигнуты значительныеуспехи, но процесс их изготовления оставался весьма трудоемким и несовершенным. Этопобудило Е. О. Патона к поиску новых технологий. Подготавливая в 1928 г. к переизданиюкурс «Железные мосты», Евгений Оскарович включает в него раздел по применению сваркив строительстве мостов.
Именно в новом способе соединения металлов – в электросварке – он видит пути ко-ренного улучшения изготовления пролетных строений мостов. И Е. О. Патон принимаетсмелое и дальновидное решение – заняться сваркой, базируясь на основах металлургии,металловедения, электротехники и физики, т. е. на новых для мостостроителя вопросах.
Начинать пришлось на голом месте: не было ни оборудования, ни знающих людей, нипомещения. Четыре сотрудника и три комнаты в подвале – вот что представляла собойпервоначально электросварочная лаборатория ВУАН. Затем на общественных началах былсоздан Электросварочный комитет при ВУАН, организатором и бессменным председателемкоторого был Е. О. Патон. На этой скромной базе развернулась интенсивная работа поисследованию прочности сварных конструкций, пропаганде и внедрению электросварки впромышленности, на транспорте и в строительстве. Уже на этом этапе Е. О. Патонвыдвинул идею создания специализированного научно-исследовательского учреждения длярешения всех задач, возникающих на пути развития сварочного производства. В 1933 г.создание такого института было утверждено президиумом ВУАН, а 3 января 1934 г. правитель-ственным постановлением определен официальный статус Института электросварки.
Изначально Е. О. Патон предусмотрел такую организационную структуру института,которая состояла из научно-исследовательских и экспериментально-производственных под-разделов, конструкторского бюро и мастерских. Так возник первый в мире специализирован-ный центр по проведению научно-инженерных работ в области сварки, который, в отличиеот классических академических организаций, не ограничивался выполнением сугубо фунда-ментальных исследований, а с самого начала был нацелен на комплексное решение реальныхнароднохозяйственных проблем: от углубленного теоретического поиска до применения на-учно-технических результатов в производстве.
В институте расширялась область научных исследований. В первую очередь всестороннеизучались сварные конструкции, их прочность в различных условиях эксплуатации, напря-жения и деформации.
В отличие от большинства исследований в Западной Европе, проводившихся на малыхлабораторных образцах (что значительно проще и дешевле), Институт электросваркистремился проводить опыты на сварных узлах, балках, фермах, близких к натурным. Этопотребовало сооружения больших испытательных установок, но зато давало более точныеи надежные результаты.
Исследования сварных конструкций, проводимые институтом, сразу привлекли большоевнимание и получили положительную оценку. Вскоре появилось второе важное направлениеисследований – механизация и автоматизация дуговой сварки. Большой жизненный, научный
4
и производственный опыт подсказал Е.О. Патону, что для успеха нового дела надо сделатьочень трудный, но необходимый шаг – механизировать и автоматизировать сварку,заменить руку и мастерство электросварщика сварочным автоматом. Эта задача и сегодняостается актуальной.
Развернутые Е. О. Патоном и его учениками целенаправленные фундаментальные иссле-дования стали теоретической основой науки о сварке, превратили ее в мощный источниктехнического прогресса, что привело к революционным свершениям во многих отрасляхпроизводства. Этому же способствовали вышедшие в свет монографии и статьи сотрудниковинститута. Возникает потребность в подготовленных сварщиках, и Евгений Оскаровичорганизует в 1935 г. кафедру сварки в Киевском политехническом институте.
В предвоенные годы в Институте электросварки успешно велась разработка надежногооборудования для автоматической сварки открытой дугой. Однако на начальном этапесварщики-стахановцы, работавшие вручную, обгоняли сложные и дорогие дуговые автоматыи по качеству сварки, и по производительности. Всесторонне изучив проблему и скон-центрировав научный потенциал института, Евгений Оскарович совместно с коллективоминститута создает новый способ дуговой сварки под флюсом. Это позволило в несколькораз увеличить производительность и резко повысить качество сварных швов. Сварка подфлюсом стала промышленно надежным, экономически выгодным технологическим процессоми получила полное признание уже в 1940 г. Для широкого внедрения нового способа нужно былоразработать автоматы, флюсы, проволоки и в кратчайший срок организовать их производство.
Евгений Оскарович Патон обратился к правительству за помощью. В конце 1940 г. онбыл вызван в Москву. В короткий срок было подготовлено, а затем и принято правитель-ством постановление о широком внедрении автоматической сварки под флюсом. Постанов-ление предусматривало внедрение нового способа на 20 крупнейших заводах, организациюпроизводства необходимого оборудования, флюсов и проволоки, расширение Института элек-тросварки. Е. О. Патон был назначен государственным советником и членом Советамашиностроения при СНК СССР. Это постановление стало историческим в развитии со-ветской сварочной техники.
В марте 1941 г. Е. О. Патон был удостоен Сталинской премии первой степени за раз-работку метода и аппаратуры для скоростной автоматической сварки. Огромная энергияЕ.О. Патона и всего коллектива Института электросварки обеспечила успешное выполнениепостановления правительства. Внедрение сварки под флюсом принимало широкий размах.
Начавшаяся 22 июня 1941 г. Великая Отечественная война стала грозным испытаниемдля всего Советского Союза. Академия наук УССР и большинство ее институтов былиэвакуированы в Уфу. Е.О. Патон обратился к эвакуационной комиссии с просьбой перевестиИнститут электросварки на Урал. Институт переехал в Нижний Тагил на Уралвагонзавод,ставший арсеналом оружия и боеприпасов для фронта. По настоянию Е. О. Патона,институт принимал непосредственное участие в организации производства бронекорпусовтанков, сосредоточив свои силы на внедрении сварки под флюсом в производство вооруженияи боеприпасов.
Деятельность Е. О. Патона в годы войны была особенно плодотворной. В сложныхусловиях он развернул поисковые и конструкторские работы, главной целью которых былосоздание высокоскоростной автоматической сварки броневых сталей для бронекорпусов тан-ков. В тяжелых условиях военного времени под его руководством сотрудники институтавпервые в мире решили сложнейшие научные и технические задачи, связанные с автоматическойсваркой брони: создали надежную технологию (В. И. Дятлов, Т. М. Слуцкая, Б. И. Иванов),исследовали процессы, проходящие в мощной сварочной дуге, горящей под флюсом (А. М. Макара,Б. Е. Патон), разработали новые сварочные флюсы.
На заводе в рекордные сроки был организован выпуск танков, и уже в январе 1942 г. первыегрозные машины Т-34 вышли из его ворот.
В конце 1942 г. институтом были разработаны автоматы с постоянной скоростью подачиэлектродной проволоки. Положенный в основу этих автоматов принцип саморегулированиясварочной дуги позволил упростить конструкцию и облегчить изготовление и обслуживаниеавтоматов, расширить возможности их применения. Кроме танковых заводов, Институтэлектросварки внедрял автоматическую сварку на других оборонных предприятиях. Впервыев мире с помощью скоростной автоматической сварки под флюсом было организовано поточ-
5
ное производство фугасных авиабомб, реактивных снарядов для «катюш», а также другоговооружения и боеприпасов для нужд фронта. К концу 1944 г. автоматическая сварка подфлюсом применялась уже на 52 заводах.
За успешное внедрение автоматической сварки под флюсом в производство Евгений Оска-рович и ряд сотрудников института были награждены орденами СССР. 2 марта 1943 г.Е. О. Патону, первому из украинских академиков, присваивается звание Героя Социалистичес-кого Труда за выдающиеся достижения по обеспечению ускоренного производства танков.
Летом 1944 г. Евгений Оскарович возвращается в родной Киев, освобожденный СоветскойАрмией от фашистских оккупантов. С этого времени началась вторая жизнь Институтаэлектросварки. Ему было предоставлено здание по улице Горького.
Военные годы закалили и укрепили коллектив института, сохранив его высокую рабо-тоспособность и увлеченность делом. Используя разработки уральского периода, институтдо конца 1945 г. внедрил автоматическую сварку под флюсом на 12 больших предприятиях.В этом же году институту было присвоено имя его основателя и руководителя.
Под руководством Е. О. Патона институт быстро растет и развивается, разворачива-ются обширные научные исследования, осуществляются многочисленные разработки,публикуются сборники и монографии по различным проблемам сварки. Круг вопросов, кото-рыми занимается в эти годы Евгений Оскарович, непрерывно расширяется. К работе поруководству институтом присоединяются все новые общественные и государственные обя-занности. Евгений Оскарович избирается вице-президентом Академии наук УССР и отдаетмного сил ее деятельности. Он дважды избирается депутатом Верховного Совета СССР.Е. О. Патон принимает активное участие в решении государственных дел, проявляет многозаботы о своих избирателях. Авторитет и известность Евгения Оскаровича и руководимогоим института непрерывно расширяются не только в СССР, но и за рубежом. Институтэлектросварки по праву занял ведущее положение в мире среди научных учреждений в областисварки. Ни одна страна, даже такая богатая и развитая, как США, не располагает подобнымнаучно-техническим центром.
Особенно близкой темой для Евгения Оскаровича оставались сварные мосты. Несмотряна огромную загрузку, он не переставал заниматься ими, разрабатывая и реализуя идеи,вынашиваемые многие годы.
Венцом многолетних трудов Евгения Оскаровича Патона явилось сооружение цельносвар-ного автодорожного моста через реку Днепр в г. Киеве вместо разрушенного войной мостаим. Евгении Бош. Всего лишь около трех месяцев жизни не хватило Е. О. Патону, чтобыувидеть осуществление своей мечты. Торжественное открытие моста, которому былоприсвоено имя Е. О. Патона, состоялось 5 ноября 1953 г. Мост представляет собой соору-жение с пролетным строением большой длины, причем все его элементы, сваренные автома-тами на заводе, соединены на монтаже с применением автоматической сварки под флюсом.Мост им. Е. О. Патона и ныне остается одним из крупнейших в мире среди цельносварныхмостов. В 2003 г. торжественно отмечено пятидесятилетие моста.
Евгений Оскарович Патон прожил долгую жизнь, заполненную непрерывным и неустаннымтворчеством. Он отличался редким трудолюбием и необычайной энергией. Большая частьпрожитых им дней была занята трудом по 12—14 часов.
Вклад Е. О. Патона в научно-технический прогресс, подготовку инженерных кадров, соз-дание научной школы отмечен орденами Российской империи и орденами СССР, а именноорденами Станислава, Анны, двумя орденами Ленина, Золотой Звездой Героя Социалистичес-кого Труда, двумя орденами Трудового Красного Знамени, Отечественной войны I степении Красной Звезды, ему было присвоено звание заслуженного деятеля науки.
Редколлегия журнала
6
Журналу«Современная электрометаллургия» – 25!
Уважаемые Коллеги!Дорогие Читатели!
Вы держите в руках юбилейный номер нашего журнала. Ровно 35 лет назад увиделсвет первый выпуск республиканского межведомственного сборника «Проблемыспециальной электрометаллургии», затем 10 лет спустя сборник стал ежекварталь-ным научно-теоретическим и производственным журналом под тем же названием.С 2003 года журнал называется «Современная электрометаллургия»
Все эти годы бессменным главным редактором издания является инициатор соз-дания журнала академик Борис Евгеньевич Патон. С 1985 года журнал регулярноиздается на английском языке под названием «Advances in Electrometallurgy».
По-прежнему в фокусе внимания редколлегии и читателей журнала находится непросто электрометаллургия, а прежде всего, производство сталей и сплавов спосо-бами специальной электрометаллургии, т. е. электро-шлаковым, вакуумно- и плаз-менно-дуговым, электронно-лучевым переплавами, а также примыкающие кспециальным способам плавки процессы и материалы покрытий, получаемых элект-ронно-лучевыми и другими процессами. В последние годы редколлегия стараетсярасширить круг публикуемых в журнале статей путем вовлечения материалов, каса-ющихся всего спектра электрометаллургии и, конечно, в первую очередь тех, которыеосвещают производство наиболее качественных сталей и сплавов.
Одновременно редколлегия планирует увеличить количество публикацийматериаловедческого характера, поскольку имеются вполне очевидные свидетельст-ва очередного скачка в понимании природы сталей и сплавов, а также появленияновых конструкционных материалов, уже не по внешним признакам, а по сути со-держащих приставку нано в своем названии.
Традиционные направления (специальная электрометаллургия, ее материалы итехнологии) по-прежнему будут занимать приоритетное место в редакционнойполитике. И связано это с очередным бумом, который переживают сегодняпрактически все области специальной электрометаллургии: от печестроения до осво-ения новых видов продукции, например уникальных 400-тонных слитков ЭШП или30-тонных слитков ВДП, жаропрочных никелевых суперсплавов для атомной и паро-газовой энергетики, а также литых и деформированных интерметаллических кон-струкционных материалов для двигателей авиационной и космической отрасли.
Редколлегия поздравляет своих читателей и авторов,т. к. это наш общий праздник, дорогие друзья!
7
УДК 669.187.56.001.1
ВЫБОР ФЛЮСОВ ДЛЯ ДШППРИ ПОЛУЧЕНИИ ТИТАНОВЫХ СЛИТКОВ
Л. Б. Медовар, В. Я. Саенко, В. А. Рябинин
Рассмотрены особенности выбора системы флюсов для получения титановых слитков способом ДШП. Приведеныданные экспериментальных плавок ДШП с использованием солевых композиций.
The specifics of selection of flux systems for producing titanium ingots by the ASR method is considered. Data ofexperimental melts of ASR using salt compositions are given.
Ключ е вы е с л о в а : дугошлаковый переплав; флюсовыйзатвор; шлаковый гарнисаж; фториды щелочноземельных ме-таллов; редкоземельные металлы
В дугошлаковом переплаве (ДШП), разработанномв ИЭС им. Е. О. Патона еще в 1970-х гг. [1], объеди-няются возможности обработки жидкого металлаэлектрической дугой, горящей в контролируемойгазовой атмосфере и в жидком синтетическом шла-ке, через который проходит ток в процессе переп-
лава расходуемого электрода. При этом слой син-тетического шлака, покрывающий металлическуюванну, способствует рассредоточению тепла по еесечению и снижению глубины металлической ван-ны, делает ее более плоской, чем при вакуумно-ду-говом (ВДП) и электрошлаковом пере-плаве(ЭШП). Кроме того, благодаря образованию шла-кового гарнисажа слитки ДШП, в отличие от слит-ков ВДП, имеют гладкую боковую поверхность, и
механическая обработка перед пос-ледующим переделом не требуется.
Для реализации способа ДШПприменительно к получению тита-новых слитков следовало обеспе-чить изоляцию дуги от контакта своздухом и создать в зоне ее горе-ния контролируемую газовую ат-мосферу. Необходимо было сни-зить стоимость титана и его спла-вов, сделать их вполне конкурен-тоспособными с нержавеющими ни-кельсодержащими сталями и спла-вами [2, 3].
Опробовали две технологичес-кие схемы (рис. 1): ДШП с приме-нением флюсового затвора – прос-тейшего устройства, которое уста-навливается непосредственно наверхний торец кристаллизатора;ДШП в камерной печи.
В последнем случае использова-ли имеющиеся печи вакуумно-дуго-вого переплава с отключеннойвакуумной системой, а также спе-циально спроектированные камер-ные печи для ДШП, позволяющиевести процесс в контролируемой га-зовой атмосфере.
При ДШП электрическая дугагорит в защитном газе или парахшлака. Присутствие паров шлака,
Рис. 1. Технологические схемы реализации ДШП в камерной печи с вытяжкой слиткаиз короткого кристаллизатора (а) и в обычной печи ЭШП в стационарном кристал-лизаторе с применением флюсового затвора (б): 1 – инвентарная головка расходу-емого электрода; 2 – расходуемый электрод; 3 – шлаковая ванна; 4 – слиток; 5 –водоохлаждемый поддон; 6 – механизм вытяжки слитка из кристаллизатора; 7 – дуга;8 – футерованная шлаковая надставка; 9 – камера печи; 10 – флюсовый затвор;11 – водоохлаждемый кристаллизатор
8
в котором имеются химические элементы с низкимпотенциалом ионизации, способствует стабили-зации и устойчивости горения дуги. При ДШП, вотличие от ВДП, металлическая корона на слиткеотсутствует. Это объясняется тем, что при ДШПбрызги металла (мелкие капли) попадают или вшлаковую ванну, или в бурт шлака, находящийсяпо периметру шлаковой ванны.
Глубина металлической ванны при выплавкеслитков способом ДШП меньше, чем при ЭШП, аформа ванны более плоская. Это объясняется тем,что поверхность ванны обогревается более равно-мерно. Рассредоточению тепла по ванне способству-ет и перенос капель в ванну несколькими потокамипо всему сечению электрода.
При ДШП поверхность жидкой шлаковой ванныявляется одним из электродов. Шлаковая ваннапредставляет собой расплав электролита с большимколичеством сложных и простых ионов. Ее темпе-ратура может достигать 2000 °С. Одни компонентышлака при таких температурах испаряются, другиеразлагаются (диссоциируют) на составляющие ио-ны и таком виде тоже могут участвовать в процессепереноса тока. Однако вследствие того, что темпе-ратура дугового разряда значительно выше, чемшлаковой ванны, процессы испарения, диссоци-ации и ионизации выражены здесь намного сильнее.
Необходимо отметить, что компоненты, входя-щие в состав шлаков ДШП, по-разному воздейству-ют на условия горения дуги. Положительное влия-ние оказывают щелочные и щелочно-земельные ме-таллы с низким потенциалом ионизации [4—7]. Онилегко ионизируются, образуя катионы и свободныеэлектроны, участвующие затем в переносе заряда.
Для смеси из различных газов и паров, присутс-твующих при ДШП, суммарный потенциал иони-зации определяется компонентом с наименьшим по-тенциалом ионизации и зависит от его концентрации.
Так, потенциалы ионизации калия, натрия,кальция, аргона равны соответственно 4,33; 5,11;6,10; 15,7 В. Таким образом, химический составприменяемых флюсов оказывает существенное вли-яние на электрические характеристики процесса(устойчивость и стабильность горения дуги, уро-вень пиков зажигания, наличие пауз в кривой тока,напряжение холостого хода источника питания и т. д).
Присутствие легкоионизируемых элементов вшлаке способствует резкому снижению градиентанапряжения в столбе дуги, возрастанию влиянияэлементов с низким потенциалом ионизации на эф-фективный потенциал ионизации газовой смеси.Последний стремится к потенциалу наиболее лег-коионизируемого элемента в атмосфере дуги.
При ДШП титана используют в основном шлакиЭШП, содержащие CaF2 и ряд галогенидов щелоч-но- и редкоземельных материалов (табл. 1). Роль флю-сов при ДШП титана несколько отличается от при-вычной роли рафинирующего компонента приЭШП и ДШП стали и сплавов на основе железа.Также практически нивелируется роль шлака кактеплоносителя.
Основной зоной выделения энергии является ду-га. Проведенные исследования, в том числе в за-водских условиях [4], показали, что по сравнению
с ЭШП, способ ДШП при выплавке слитков из сталейи сплавов позволяет в 1,5 раза сократить расход элек-троэнергии, а также почти в 2 раза уменьшить пот-ребление синтетического флюса на 1 т металла.
Основные функции шлака при ДШП титана, по-мимо стабилизации дуги, заключаются в формиро-вании поверхности, образовании корочки гарниса-жа, защите металла от окружающей атмосферы, об-разовании защитного конденсата, покрывающегорасходуемый электрод. При соответствующем подборефлюсовой композиции возможна регенерация шлака.
Для получения однородного по химическомусоставу электрошлакового металла предназначеныфлюсы, не содержащие оксидов легковосстанови-мых элементов хрома, марганца, кремния и др. Наи-большего внимания заслуживают фториды в качес-тве компонентов флюса. Однако некоторые из них(фториды лития, калия, натрия) имеют высокую про-водимость и склонность к образованию комплексныхсоединений с титаном, хромом, цирконием и т. д.
Ввиду низкой температуры плавления и кипенияхлоридов щелочноземельных металлов, которая ни-
Т а б л и ц а 1 . Свойства материалов, применяемых длясоздания флюсовых композиций при ДШП титана [8]
Компонент
Температура, °С Плотность, г/см3, при T, °С
плавления кипения 20 1000Tпл
1700Tкип
LiCl 606 1382 — 1,50 1,33
LiF 842 1676 1,80 1,73 —
MgF2 1263 2227 3,14 — 2,19
CaF2 1418 2500 3,20 2,60 2,40
SrCl 868 1950 3,20 2,70 2,652,4
SrF2 1486 2477 4,24 — 3,28
BaCl2 958 1560 3,14 3,11 —
BF2 1320 2200 4,91 4,22 3,78
NaF 995 1700 1,963 1,96 —
NaCl 800 1440 — 1,421,55
—
YF3 1152 2227 5,07 — —
LaF3 1493 2327 5,94 — 4,43
AlF3 1040 1260 — — —
Na3AlF6 1000 — — 3,0363,036
—
Ti 1671 3260 4,54 — 4,08
Рис. 2. Область применения флюса на основе соединений ФРЗМи CaF2 для процесса ДШП
9
же, чем у аналогичных фторидов, большинство из нихне могут быть взяты за основу флюса при ДШП. Крометого, часть из них (например хлористый кальций)имеет склонность к гидратации [8]. Свойства соеди-нений, входящих во флюсы, представлены в табл. 1.
Наименее химически активными по отношениюк расплавленному металлу и наиболее простыми построению являются солевые шлаки. Они не содер-жат оксидов, загрязняющих металл неметалличес-кими включениями и окисляющих его.
Б. И. Медовар совместно с С. М. Гуревичем всередине 1950-х гг. в впервые в мире предложилии использовали для сварки высоколегированныхсталей флюсы галоидного типа, не содержащие в
своем составе окислительных соединений [3]. Тем-пература кипения флюса должна быть достаточновысокой (не ниже 2000 °С), чтобы шлаки можнобыло перегреть выше температуры плавления тита-на. Основой этих флюсов служил CaF2.
Один из первых сварочных флюсов на основеСаF2 назван АНФ-1, т. е. измельченный до необ-ходимого размера зерен и прокаленный при высо-кой температуре плавиковый шпат. Подобные флю-сы за рубежом появились и нашли применение лишьмного лет спустя. Практически сразу же фторидныефлюсы получили применение и при ЭШП сталей,легированных легкоокисляющимися элементами.Экспериментальные исследования ИЭС им. Е. О. Па-тона показали, что флюс для ЭШП титана можетбыть составлен на основе особо чистых тугоплавкихфторидов щелочноземельних металлов: фтористогокальция, фтористого стронция и фтористого бария[5], а также фторидов редкоземельных металлов(ФРЗМ) на основе LaF4. Фториды щелочноземель-них металлов характеризуются высокими значениямитемпературы плавления (более 1200 °С) и кипения(свыше 2200 °С). В экспериментальных условияхпри ДШП титана опробованы флюсы, составленныена основе СаF2: CaF2 – ФРЗМ; CaF2—BaF2—CaCl2;CaF2—BaF2—CaCl2—SrF2. Они успешно применялисьи для получения титановых слитков ДШП.
Новые возможности для получения бездефектныхтитановых слитков способом ДШП открываются врезультате создания нового технологического процес-са, разработанного на основе использования токопод-водящего кристаллизатора в сочетании с активнымишлаками, содержащими металлический кальций. Этопозволяет более полно растворять в процессе переп-лава твердые высокоазотистые включения, если тако-вые они окажутся в расходуемых электродах.
Однако реализовать данный технологическийпроцесс, согласно работе [5], мож-но только в камерной печи с кон-тролируемой атмосферой и приме-нением новых флюсовых компози-ций, поскольку при этом появля-ются проблемы, связанные с вы-тяжкой слитка, кроме того, – но-вые требования к применяемымфлюсам. Новые данные о приме-нении камерных печей при полу-чении титановых слитков предс-тавлены в работах [6, 7].
При использовании ФРЗМ в ка-честве компонентов флюса требует-ся точный расчет плотности получа-емых шлаковых композиций, в про-тивном случае плотность шлака пре-высит плотность металла. Номо-грамма для использования ФРЗМи фторида кальция представлена нарис. 2. Для ее построения исполь-зовали данные исследований, про-веденных в ИЭС им. Е. О. Патонас применением ФРЗМ при изготов-лении титанового слитка ДШП.
Рис. 3. Флюсовый затвор с устройством для продувки аргоном
Рис. 4. Титановые слитки ДШП из титана ВТ1-0 квадратного сечения 200 200 мм,выплавленные под флюсами CaF2 (а) и CaF2 + ФРЗМ (б)
10
Способом ДШП получили опытно-промышлен-ную партию слитков из титана марки ВТ1-0 с при-менением новых шлаковых композиций. ДШП вы-полняли в печи Р-951 с использованием стационар-ных кристаллизаторов квадратного сечения200 200 мм с флюсовым затвором. Заливку флюсапроводили через сифон. Для защиты плавильнойзоны применяли флюсовый затвор и продувку аргоном(рис. 3). Слитки после оббивки шлакового гарнисажаимели хорошую поверхность. Внешний вид выплавленныхслитков ДШП приведен на рис. 4. Результаты химическогоанализа полученного металла представлены в табл. 2.
Твердость HB металла ДШП, выплавленного сприменением флюса с добавлением ФРЗМ, выше,чем такового с использованием чистого CaF2, по-видимому, из-за легирования титана редкоземель-ными металлами в результате восстановления их изшлака в процессе ДШП.
На рис. 5 приведены фрагменты продольныхмакрошлифов верхней части слитков ДШП, вы-плавленных в соответствии с технологическим ре-жимом плавок № 1 и 2, а также внешний вид концарасходуемого электрода после окончания плавки.Плавление электрода характеризуется ярко выра-женным равномерным каплеобразованием металлапо всему сечению электрода (рис. 6).
В результате проведенной работы показано, чтополучение титановых слитков способом ДШП мо-жет быть реализовано на существующих печахЭШП с использованием обычных кристаллизато-
ров ЭШП, оборудованных флюсовыми затворами.Применение при ДШП титана флюсов с добавками(до 30 %) ФРЗМ позволяет обеспечить высокоекачество поверхности слитков и плотную, без де-фектов, макроструктуру.
1. А. с. 520784 СССР, МПК С 21 с 5/56. Способ переплаварасходуемого электрода / Б. Е. Патон, Б. И. Медовар,В. И. Лакомский и др. – Опубл. 07.07.82, Бюл. № 4.
2. О новых возможностях дугошлакового нагрева / Б . Е. Па-тон, Г. М. Григоренко, Б. И. Медовар и др. // Пробл.спец. электрометаллургии. – 1995. – № 4. – С. 3—6.
3. Медовар Б. И., Гуревич С. М. Бескислородные флюсыдля сварки высоколегированных сталей и сплавов // Ав-томат. сварка. – 1955. – С. 31—41.
4. Дугошлаковый переплав – современное состояние и перс-пективы развития / Б. Е. Патон, В. Я. Саенко,Ю. М. Помарин и др. // Пробл. спец. электрометал-лургии. – 2000. – № 4. – С. 18—20.
5. Перспективы применения металлического кальция и РЗМпри ЭШП / Л. Б. Медовар, В. Я. Саенко, Ю. М. Пома-рин, В. И. Ус // Там же. – 2000. – № 4. – С. 18—29.
6. Троянский А. А., Рябцев А. Д. Электрошлаковый пере-плав металлов и сплавов под флюсами с активными до-бавками в печах камерного типа // Электрометаллургия.– 2005. – № 4. – С. 25—32.
7. Троянский А. А., Рябцев А. Д. О работах Донецкого на-ционального технического университета по электрошлако-вой выплавке и рафинированию титана // Литейн. про-из-во. – 2007. – № 1. – С. 11—17.
8. Гуревич С. М., Дидковский В. П., Новиков Ю. К. Полу-чение слитков и литых заготовок из титановых сплавовметодом электрошлакового переплава // Электрошлако-вый переплав: Тр. II Всес. совещ. по ЭШП. – М.: Ме-таллургия, 1964. – С. 184—188.
Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, Киев
Поступила 10.02.2010
Т а б л и ц а 2 . Результаты ДШП титана ВТ1-0 в кристаллизаторе квадратного сечения 200 200 мм с флюсовым затвором
№плавки
Электрическийрежим плавки Флюс
[O], % [N], % Твердость, HB
I, кА U, B Низ Середина Верх Низ Середина Верх Низ Середина Верх
Прим е ч а н и е . Согласно требованию ГОСТ 19807—77 содержание кислорода в ВТ1-0 составляет ≤0,12 %.
Рис. 5. Темплеты слитка ДШП из титана марки ВТ1-0 с применением флюсовCaF2 (а) и CaF2 + ФРЗМ (30 %) (б)
Рис. 6. Торец расходуемого электрода диаметром 100 мм марки ВТ1-0 послеплавки
11
УДК 669.187.2.042
ОСОБЕННОСТИ ОБОРУДОВАНИЯДЛЯ НЕПРЕРЫВНОГО ПРОИЗВОДСТВА
ЦЕНТРОБЕЖНЫХ ЭЛЕКТРОШЛАКОВЫХ ОТЛИВОК
С. В. Скрипник
Предложено новое конструктивное решение комплекса центробежного электрошлакового литья для непрерывногопроизводства центробежных электрошлаковых отливок. Печь вместимостью 3 т снабжена механизмом поворотаблока нерасходуемых электродов. В случае необходимости они занимают рабочую позицию для обогрева шлаковойи металлической ванн, а затем выводятся из плавильной зоны. Их место занимают расходуемые электроды. Металлсо шлаком периодически заливают во вращающуюся форму центробежной машины новой конструкции.
New design solution of a complex of centrifugal electroslag casting for continuous production of centrifugal electroslagcastings is offered. Furnace of 3 t capacity is equipped with a mechanism for rotation of unit of non-consumableelectrodes. If necessary they occupy periodically the working position during heating of slag and metal pools, and thenthey are removed from a melting zone. Their place is occupied by consumable electrodes. Metal with a slag is pouredperiodically into a rotary mould of the centrifugal machine of a new design.
Ключевые слова : комплекс центробежного электро-шлакового литья; тигельная печь; расходуемые и нерасходуе-мые электроды; центробежная машина; непрерывное литье
Способ центробежного электрошлакового литья(ЦЭШЛ) с вертикальной осью вращения, разрабо-танный в ИЭС им. Е. О. Патона, позволяет полу-чать литые заготовки высокого качества, по своимсвойствам не уступающие поковкам [1, 2]. Его пре-имущества, в сравнении с деформационными спо-собами производства, заключаются в возможностиполучения крупногабаритных и фасонных загото-вок из сталей и сплавов, в том числе из трудноде-формируемых.
Благодаря сравнительной простоте этот способнаходит все большее распространение в машиност-роительном производстве. В то же время он сущес-твенно уступает по производительности деформа-ционным способам, что обусловлено как специфи-ческими особенностями, так и существующей практи-кой получения после одной плавки одной отливки, сдер-живающей его применение в серийном производстве.
Для повышения производительности процессаи, следовательно, снижения стоимости изготовле-ния заготовок требуется изменить характер произ-вод-ства в плане перехода к полунепрерывному илине-прерывному литью. Такое производство можетбыть обеспечено комплексом ЦЭШЛ, снабженнымэлектрошлаковой печью с нерасходуемыми и рас-ходуемыми электродами [3]. Смена расходуемыхэлектродов в такой установке может производитьсяпо ходу плавки.
Идея создания электрошлаковых печей со сме-ной расходуемых электродов по ходу плавки с пред-варительным подогревом погружаемых в шлаковую
ванну нижних концов сменных электродов вопло-щена в некоторых зарубежных и отечественных пе-чах электрошлакового переплава (ЭШП) [4]. Од-нако эти печи являются неоправданно громоздкимии дорогостоящими. К тому же вопрос получениябездефектных слитков на печах ЭШП со сменойрасходуемых электродов полностью не решен.
Многие исследователи выступают против дажекратковременных перерывов подачи энергии в шла-ковую ванну, неизбежных при работе со сменойэлектродов по ходу плавки, считая даже кратко-временное нарушение теплового баланса при ЭШПспособствующим появлению микро- и макросегре-гационных полос в слитке, пагубно отражающихсяна усталостной прочности металла, имеющего этидефекты [4].
Поскольку в процессах ЦЭШЛ применяют ти-гельную плавку, то температуру жидкого металлаи состояние донной поверхности тигля легко регу-лировать параметрами ЭШП до и после смены элек-тродов. Поэтому задача применения печи со сменойэлектродов для ЦЭШЛ существенно упрощается.
Предлагаемая установка со сменой расходуемыхпо ходу плавки электродов (рис. 1) состоит из не-подвижной колонны с основанием, верхней кареткис механизмом зажима расходуемых электродов инижней каретки с поворотным механизмом, на ко-тором установлены нерасходуемые электроды, атакже токонесущие шины и соединители гибкихводоохлаждаемых кабелей с муфтами поворота. То-конесущие шины и кабели верхней и нижней каре-ток подключены к одному и тому же источнику тока.Использование нижней каретки с поворотным ме-ханизмом, на котором установлены нерасходуемые
электроды с функцией поворота их в нерабочуюпозицию и назад по ходу плавки, расширяет тех-нологические параметры оборудования.
Еще одной отличительной особенностью такойустановки является возможность настроечного ре-гулирования на нижней каретке расстояния междунерасходуемыми электродами в двух координатахв горизонтальной плоскости, а также подбор их ко-личества и размеров. Изменение диспозиции нерас-ходуемых электродов в шлаковой ванне позволяетиспользовать сменные керамические тигли различ-ных размеров.
На рис. 2 представлена конструкция центробеж-ной машины с вертикальной осью вращения, кото-рой может быть снабжен комплекс ЦЭШЛ. Онаимеет следующие характеристики:
наружный диаметр изложницы, мм........ 1800высота изложницы, мм ......................... 1200суммарная нагрузка на планшайбу, кг .... до 12000номинальная частота вращения, 1/мин .. 1500частота вращения изложницы, 1/мин .... 80… 800мощность электродвигателя, кВт ........... 110масса отливки, кг................................. до 3000масса центробежной машины, кг............ 4950
Центробежная машина представляет собой сва-ренную из швеллеров раму, которая крепится кфундаменту с помощью анкерных болтов. Приводсостоит из асинхронного двигателя и микропроцес-сорного преобразователя частоты типа L300P фир-мы «HITACHI». Двигатель передает крутящий мо-мент на приводной каток, с которым соединен муф-той. На раме под углом 120° крепятся три подшип-никовых узла. В подшипниковых узлах смонтиро-ваны один ведущий и два ведомых катка без воз-можности радиального перемещения. Планшайба
диаметром 2000 мм приводится во вращение с по-мощью ведущего катка фрикционной парой. Всекатки закрыты защитными щитками. Центральныйподшипниковый узел фиксирует планшайбу в осе-вом положении.
Такая конструкция значительно разгружает вали подшипники центрального подшипникового узлаот нагрузок, вызванных существующим дисбалан-сом при вращении. Центр тяжести изложницы иотливки, т. е. точка приложения возмущающих цен-тробежных сил, находится между ведущим и ведо-мыми опорными катками. Еще одной особенностьюявляется возможность центрального вала отклонятьсяво время работы от вертикальной оси на некоторыйугол, компенсирующий неточность прилегания план-шайбы к каткам в горизонтальной плоскости.
Рис. 1. Схема положения расходуемых и нерасходуемых электродов в процессе получения заготовок: а – переплав расходуемыхэлектродов; б – обогрев шлака при смене электродов; в – установка новых электродов в процессе обогрева шлака; 1 – колоннас основанием; 2 – зажимное устройство расходуемых электродов; 3 – верхняя каретка; 4 – электроды; 5 – нижняя каретка;6 – блок нерасходуемых электродов; 7 – тигель; 8 – поворотный механизм; 9 – рельсовый путь; 10 – выкатная тележка сэлектромеханическим приводом
13
В целях безопасности центробежная машина ус-танавливается на некотором удалении от тигельнойпечи в приямке, и ее рабочее пространство ограни-чено откатным защитным кожухом. Машина снаб-жена системами водовоздушного охлаждения и про-качки подшипников жидкой смазкой.
Представленный комплекс ЦЭШЛ работает сле-дующим образом. В керамическом тигле наводятшлаковую ванну способом сухого старта или зали-вают порцию шлака, приготовленного в отдельнойфлюсоплавильной печи. Затем производят ЭШП рас-ходуемых электродов. Нерасходуемые электроды вэто время занимают нерабочую позицию (рис. 1, а).После накопления в тигле необходимой порциижидкого металла расходуемые электроды выводятиз зоны плавки. Жидкий металл вместе со шлакомтранспортируют с помощью выкатной тележки кцентробежной машине, находящейся на расстоянии5 м от печи, и заливают во вращающуюся формуцентробежной машины. При этом небольшую пор-цию жидкого металла (10…15 %) оставляют в тиг-ле. Заливают новую порцию шлака, с помощью по-воротного механизма, снабженного электромехани-ческим приводом, поворачивают в рабочую пози-цию блок нерасходуемых электродов (рис. 1, б).Подогревают шлаковую ванну нерасходуемымиэлектродами.
Параллельно с подогревом шлака выполняют за-мену расходуемых электродов (рис. 1, в). Далеенерасходуемые электроды выводят из зоны плавкии вводят расходуемые. Вывод из зоны плавки произ-водят при помощи поворотного механизма (рис. 3).
Особенностью поворотного механизма являетсяоригинальная конструкция токонесущих шин в видешарниров. Это позволяет обеспечить минимальнуюпаузу в процессе смены типа электродов. Перерывв электрошлаковом процессе с учетом времени тран-спортировки тигля к центробежной машине и об-ратно занимает 2…3 мин.
Одновременно с процессом переплава новыхрасходуемых электродов происходит затвердеваниеи извлечение первой отливки из формы. После на-копления нужной порции жидкого металла техно-логические операции повторяют.
Сравнительно небольшие заготовки деталей эко-номически нецелесообразно изготовлять способомЦЭШЛ, уступающим по производительности де-формационным. Поэтому комплексы ЦЭШЛ, по на-шему мнению, следует оснащать центробежнымимашинами сравнительно большой мощности.
Это позволит изготовлять крупногабаритныебесшовные заготовки, например в кольце- и коле-сопрокатном производстве, которые в настоящее вре-мя выполняют деформационно-сварными способами.При этом сварной шов при знакопеременных нагруз-ках является слабым звеном всей конструкции.
В случае применения комплекса ЦЭШЛ, снаб-женного тигельной печью и центробежной машинойсравнительно большой мощности, повышения про-изводительности можно достичь как за счет увели-чения массы отливки, так и путем применения мно-гоместных форм.
С переходом к непрерывному производству от-ливок предложенный комплекс ЦЭШЛ позволитповысить производительность процесса, а такжеэкономичность и КПД процесса благодаря улучше-нию теплового баланса процесса плавки в постоянноразогретом тигле, повышению срока службы футе-ровки, работающей без термических циклов нагреваи охлаждения, сокращению подготовительных ра-бот, осуществляемых ранее перед каждой плавкой(очистка донной поверхности тигля от остатков зат-вердевшего шлака, ремонт подового электрода примонофилярной схеме, проверка элементов системыводяного охлаждения и др.).
1. Получение крупногабаритных конусных отливок из жа-ропрочной стали центробежным электрошлаковым лить-ем / А. В. Горячек, В. В. Романов, С. В. Скрипник идр. // Металлургия машиностроения. – 2008. – № 1.– С. 26—28.
2. Скрипник С. В., Чернега Д. Ф., Горячек А. В. Исследо-вание качества конусных заготовок из стали 20Х13, полу-ченных способом центробежного электрошлаковоголитья // Современ. электрометаллургия. – 2008. –№ 3. – С. 15—17.
3. Пат. № 74472 Україна, МПК С 22 В 9/18, 9/187, В 22D 23/10, C 21 C 5/56. Пристрій для електрошлаковогопереплаву металів та сплавів / О. В. Горячек, О. І. Ук-раїнець, Є. Є. Трухін та ін. – Опубл. 15.12.2005, Бюл.№ 12.
4. Электрошлаковые печи / Под ред. Б. Е. Патона и Б. И. Ме-довара. – Киев: Наук. думка, 1976. – 414 с.
ПРОИЗВОДСТВО ТИТАНОВЫХ СЛИТКОВ И СЛЯБОВСПОСОБОМ ЭЛП НА УСТАНОВКАХ,РАЗРАБОТАННЫХ В МК «АНТАРЕС»
А. Я. Дереча, О. Е. Собко-Нестерук, С. А. Сухин
Обобщен 10-летний опыт международной компании «АНТАРЕС» по созданию и развитию промышленного метал-лургического производства титана. Рассмотрены некоторые технические и технологические аспекты организациипроизводства слитков (прямоугольной формы) и слябов на основе технологии электронно-лучевой плавки. Приве-дены физические параметры изготовляемых слитков и слябов, их качественные характеристики.
The 10-year experience of the International Company «Antares» on the establishment and development of metallurgicalproduction of titanium is generalized.Some technical and technological aspects of organizing the production of ingotsand slabs (ingots of a rectangular shape) on the basis of technology of electron beam melting are considered. Physicalparameters of produced ingots and slabs, their quality characteristics are given.
Ключ е вы е с л о в а : электронно-лучевая плавка; уста-новка; титан; слитки; слябы
Возрастающие требования к качеству титана со сто-роны потребителей аэрокосмического комплекса, атакже стремление к удешевлению титановой про-дукции коммерческого назначения стимулируютразвитие новых процессов производства слитков ти-тана. Среди них важное место занимает электрон-но-лучевая плавка (ЭЛП) как один из наиболее эф-фективных способов переработки титанового скра-
па [1]. В некоторых случаях холодноподовая ЭЛПтитана в сочетании с вакуумно-дуговым переплавом(ВДП) является неотъемлемым технологическим про-цессом получения титана роторного качества [2].
Сегодня в применении холодноподовой техно-логии ЭЛП заинтересованы ведущие производителититана США, Китая, Японии и Западной Европы.Построены мощные электронно-лучевые печи, спо-собные плавить самые крупные титановые слитки ислябы, перерабатывать титановую губку и скрап [3].
В 1999 г. благодаря объединению финансово-ин-вестиционных ресурсов в международной компании«АНТАРЕС» и практического опыта коллективаспециалистов, длительное время работавших в об-ласти электронно-лучевых технологий, принято ре-шение об организации промышленного производ-ства титана на основе ЭЛП. Разработан и реализованпроект металлургического производства с годовойпрограммой выпуска 5000 т слитков титана. Главнаяцель проекта заключалась в создании экономичногопроизводства титана высокого качества и превра-щении его в наиболее привлекательного в ценовомвыражении производителя слитков и слябов.
Практическую реализацию проекта выполнялив несколько этапов в течение 2,5 лет. Закладка фун-даментов для монтажа установок состоялась в 2000 г.Первую очередь пускового комплекса производстваввели в конце 2002 г. в следующем составе:
линия для подготовки шихтовых материалов;две единицы установок ЭЛП;оборудование для механической резки и обра-
ботки слитков;заводская лаборатория для исследований и кон-
троля качества металла.Разработанные технология и комплект оборудо-
вания, применяемые в производстве слитков (рис. 1),позволяют использовать для переплава различноетитановое сырье (скрап или титан губчатый отдель-но и их смесь в любых пропорциях), а при необхо-димости вводить легирующие добавки.
Процесс подготовки шихты включает очистку,сортировку, дозировку и шихтовку титановогосырья, подлежащего переплаву. Линия подготовки
шихты содержит устройства автоматической дози-ровки в составе двух ленточных питателей и элек-тронных весов с выходом на интерфейс компьюте-ра, что позволяет получать шихтовую смесь из нес-кольких компонентов в необходимых пропорциях.Для усреднения шихтовой смеси изготовлен коничес-кий барабанный смеситель вместимостью 0,65 м3.
Готовую смесь из сыпучих компонентов шихты под-вергают уплотнению в брикеты на гидропрессе усилием6,3 МН. Каждый из двух брикетировочных прессовможет обеспечить изготовление 8 т брикетов из губча-того титана или 4 т брикетов из стружки в смену.
Перед загрузкой в установку переплавляемыешихтовые материалы помещают в обычные сталь-ные контейнеры. Необходимое количество сырьядля получения крупнотоннажных слитков обеспе-чивается кассетной загрузкой от двух до шести кон-тейнеров. Вместимость контейнеров и их количес-тво позволяют загрузить на плавку примерно 12 тбрикетированной губки, стружки или плавильного лома.
Основу производства (рис. 2) составляют двепромышленные электронно-лучевые установкиВТ01. Специализированные установки нового по-коления (рис. 3), предназначенные для плавки ти-тана, спроектированы, изготовлены и введены в эк-сплуатацию на протяжении короткого периода вре-мени. Все оборудование для комплектации устано-вок изготовлено в МК «АНТАРЕС» и на украин-ских заводах по кооперации.
Проектная мощность производства одной уста-новки ВТ01 составляет 2500 т титановых слитков ислябов в год.
Конструктивно электронно-лучевая установкаВТ01 состоит из герметичной камеры диаметром 3 м,к которой пристыкованы в верхней части семипушеч-ный электронно-лучевой нагреватель (ЭЛН) на те-лежке; в нижней – модуль технологической оснасткии камера слитка с механизмом вытягивания на под-вижной платформе; с двух сторон горизонтально рас-положены две загрузочные камеры с механизмамиподачи и сменными контейнерами для шихты.
Для удобства обслуживания камеры в проме-жутках между плавками, а также для выгрузкикрупнотоннажных слитков ЭЛН и камера слиткаразъезжаются относительно плавильной камеры.Предусмотрена возможность быстрой замены тех-нологического модуля, объединяющего в единыйблок кристаллизатор и медный холодный под, припереходе на другой типоразмер слитков, а такжеустановка двух кристаллизаторов для параллельнойотливки двух слитков одновременно. Схема установ-ки ВТ01 приведена на рис. 4.
Такая конструкция установки ВТ01 обеспечива-ет хорошую функциональность, надежность и эко-номичность работы, при этом до минимума сокра-щается время непроизводительных простоев.
В процессе ЭЛП шихты, содержащей губчатыйтитан, основные трудности возникают из-за разбрыз-гивания металла и интенсивного газовыделения, на-рушающих устойчивую работу электронных пушек.
Хорошей стабильностью в таких условиях плав-ки отличаются электронно-лучевые пушки высоко-вольтного тлеющего разряда (ВТР) [4]. Ряд мощ-
ных пушек ВТР (единичной мощностью 400 и 600 кВт)созданы в МК «АНТАРЕС» при участии специа-листов Киевского национального технического уни-верситета Украины. Особенность разработанныхпушек ВТР состоит в том, что для их стабильнойработы не требуется высокий вакуум. Уровень ра-бочего давления газов в таких пушках выше, чемостаточного в объеме плавильной камеры установкии находится в диапазоне 0,133…6,660 Па.
Применение мощных электронных пушек ВТРв электронно-лучевых установках ВТ01 позволяетполучать крупнотоннажные слитки титана при вы-соких скоростях плавления, сравнимых с ВДП впромышленных условиях. Благодаря этому сущес-твенно снижаются энергетические затраты, потериметалла из-за испарения, упрощается задача полу-чения слитков титана и его сплавов требуемого пре-цизионного состава.
Разработанные пушки ВТР отличаются просто-той конструкции и обслуживания, изготовлены изнедефицитных материалов. Катод выполнен изалюминия, срок наработки которого превышает1000 ч.
Для реализации принятой технологической схе-мы плавки установка ВТ01 содержит семь элект-ронных пушек ВТР, размещенных на крышке ка-меры группами по функциональному принципу: подве на плавку каждой заготовки; одна – для под-держания слива на холодном поду; две – для на-грева металла в кристаллизаторе.
Каждая пушка имеет отдельный источник высо-ковольтного питания мощностью 630 кВт, собран-ный на тиристорных преобразователях. При такойсхеме питания колебательные процессы при разря-дах в отдельных пушках (в промежутке катод—анод)не влияют на стабильную работу других пушек.
Управление электронными лучами по нагревае-мой поверхности выполнено от микропроцессора
Рис. 5. Изменение вакуума (1) и длины l слитка (2) в процессеплавки
Рис. 6. Изменение тока электронного луча во время плавки
Рис. 7. Зависимость расхода N электроэнергии от подводимоймощности Q; здесь и на рис. 8, 9: 1 – слиток диаметром 825 мм;2 – прямоугольный слиток 190 1325 мм
Рис. 8. Зависимость выхода годного металла M от удельногорасхода Nуд электроэнергии
17
верхнего уровня и контроллеров с набором прог-рамм нижнего уровня. Программное распределениемощности и траектории электронных лучей создаеттребуемую оптимальную конфигурацию зон нагре-ва. Безопасный ход лучей ограничивается в преде-лах оснастки.
Установка ВТ01 оснащена системой контроля изаписи параметров процесса плавки. Текущие пара-метры от массива датчиков регистрируются компью-тером с определенной периодичностью и выводятсяна печать в виде протокола плавки. На рис. 5, 6представлены диаграммы записи изменения длиныслитка, вакуума и электрических режимов пушекво время плавки.
Диаграмма вакуума показывает, что в началь-ный период происходит повышение давления в ка-мере, обусловленное выделением адсорбированныхгазов с экранов и внутренних стенок камеры. Привыходе на стационарный режим вакуум восстанав-ливается, стабилизируется работа электронных пу-шек (рис. 6), скорость плавки постоянная.
Другим важным фактором, обеспечивающимэкономичный процесс получения слитков, являетсяхолодноподовый переплав на встречной подачедвух заготовок одновременно. Развитая поверх-ность плавления каждой заготовки создает условиедля взаимного их «экранирования» и «аккумули-рования» части лучистой энергии, а также продук-тов разбрызгивания и испарения титана. При этомуменьшаются энергетические затраты на выплавкуслитков и безвозвратные потери металла. Зависи-мость энергетических и массовых показателей про-
цесса плавки губчатого титана при получении слитковдиаметром 825 мм и прямоугольных 190 1325 ммприведена на рис. 7 и 8.
Так, при увеличении подводимой мощностиэлектронного нагрева на плавку и росте скоростиплавки происходит снижение расхода электроэ-нергии на единицу продукции, а выход годного приэтом возрастает (рис. 9).
Химический состав слитков титана, полученныхиз губки марок ТГ100—ТГ130, приведен в таблице.По содержанию контролируемых элементов титансоответствует маркам Grade1 и Grade2 ASTM B348.
Низкое содержание кислорода в слитках, полу-ченных из губчатого титана, не всегда является оп-равданным с точки зрения потребителя, прежде все-го из-за механической прочности. В то же времякислород при определенном содержании являетсяэффективным упрочнителем титана. Для повыше-ния прочностных свойств титана коммерческой чис-тоты разработана эффективная технология его ле-гирования. Добавки непигментной двуокиси титанаTiO2 вводят на этапе подготовки брикетов из губки.
Результаты анализа кислорода в прямоугольномслитке, легированном кислородом, приведены нарис. 10. Содержание кислорода соответствует рас-четному 0,13 мас. % при исходном содержании вгубке 0,038…0,042 мас. %. Распределение кисло-рода по длине слитка практически равномерное.Выполнен ряд заказов по изготовлению титановыхслитков массой 9 т с содержанием кислорода0,22…0,24 %.
Рис. 10. Распределение кислорода в прямоугольном слитке190 1325 мм, легированном TiO2: 1 – экспериментальное; 2 –расчетное; 3 – в губчатом титане
Химический состав слитков, полученных из губчатого титана, мас. %
Размер слитка,мм
Место отборапробы
Fe O N H CОстаток (max)
Каждого Всего
∅830 Голова 0,05 0,04 0,011 0,0017 0,01 ≤0,1 ≤0,4
Дно 0,05 0,05 0,012 0,0018 0,01 ≤0,1 ≤0,4
∅640 Голова 0,05 0,05 0,011 0,0019 0,01 ≤0,1 ≤0,4
Дно 0,05 0,06 0,012 0,0019 0,01 ≤0,1 ≤0,4
190 1325 Голова 0,05 0,04 0,010 0,0015 0,01 ≤0,1 ≤0,4
Дно 0,05 0,05 0,011 0,0018 0,01 ≤0,1 ≤0,4
ASTM B 348-00 Не более 0,30 0,25 0,030 0,0100 0,10 0,1 0,4
Прим е ч а н и е . Титан – основа.
Рис. 9. Зависимость скорости v плавки от подводимой мощности
18
В состоянии поставки слитки и слябы имеют об-работанную поверхность. Цилиндрические слиткиобтачивают на токарном станке 1А660, а прямоу-гольные – фрезеруют на станке 6М616.
Механическую обработку поверхности произво-дят твердосплавными инструментами без примене-ния охлаждающей жидкости, что не приводит к заг-рязнению образующейся стружки. Мелкие дефектыудаляют абразивной зачисткой. По согласованию сзаказчиком, торцы слитков обрезают.
С целью снижения производственных затрат ирасхода металла для порезки применяют ленточно-пильный станок производства фирмы «Everising»(Тайвань), позволяющий производить высокопро-изводительную резку слитков. Ширина реза 1,6 мм.Максимальные возможности станка относительноразрезаемой заготовки – 1300 1300 мм.
Образующиеся после механической обработкититановые отходы в виде стружки и обрезей пов-торно вовлекаются в переработку при выплавкеслитков. Перед использованием стружку измельча-ют и брикетируют.
Обработанные слитки и слябы подвергают 100%-муультразвуковому контролю на наличие внутреннихдефектов.
Качество титановых слитков контролируют в за-водской лаборатории путем проведения анализа хи-мического состава металла на соответствие требова-ниям заказчика и норм стандартов. Лабораторияоснащена приборами для спектрального анализа
«Spectromax» фирмы «Spectra» (Германия) и ап-паратурой для анализа содержания газов (кислоро-да, азота, водорода) и углерода фирмы «Leсo»(США).
С начала эксплуатации на установках переплав-лено несколько тысяч тонн титанового сырья. Приэтом профиль и сортамент полученных слитков сле-дующий: цилиндрические диаметром 825 и 640 мм,прямоугольные 190 1325; 250 1325; 420 1325 мм.Внешний вид слитков приведен на рис. 11.
В планах развития МК «АНТАРЕС» выполня-ется проект по изготовлению новой, более произво-дительной установки для получения титановыхслитков и слябов массой до 14 т.
1. Состояние технологии производства слитков титановыхсплавов за рубежом / М. Н. Мусатов, А. Ш. Фридман,В. А. Фролов и др. // Технология легких сплавов. –1990. – № 8. – С. 60—75.
2. Froes F. H., Senkov O. N. Titanium today and tomor-row // Electron-beam melting and refining state of the art,1977. – P. 2—27.
3. Maximelt II – titanium hearth technologies for new elect-ron-beam furnace / M. Ritchie, A. Mitchell, C. K. Rhee,S. L. Cockeroft // Melting and Refining State of the art,1997. – P. 252—261.
4. Электронно-лучевая плавка титановой губки с примене-нием пушек высоковольтного тлеющего разряда /А. Л. Тихоновский, Н. К. Лашук, А. А. Тур и др. //Пробл. специальной электрометаллургии. – 1993. –№ 1. – С. 70—73.
МК «АНТАРЕС», Киев
Поступила 16.02.2010
Рис. 11. Внешний вид слитков, произведенных на МК «АНТАРЕС»: а – прямоугольного сечения 190 1325 мм; б – круглогосечения диаметром 825 мм
19
УДК 621.793.12
ЭРОЗИОННОСТОЙКИЕ МНОГОСЛОЙНЫЕ ПОКРЫТИЯНА ОСНОВЕ КАРБИДА И НИТРИДА ТИТАНА
С ПЛАСТИЧНЫМИ ПРОСЛОЙКАМИ*
Е. В. Дабижа, А. А. Лещук, И. В. Бондарь, Н. Н. Борисова
Обоснованы перспективы использования ионно-плазменных способов для нанесения износо- и эрозионностойкихмногослойных защитных покрытий. Показано, что способы микроэлектродугового плазменного вакуумного и маг-нетронного вакуумного напылений, которые относятся к данной группе, являются наиболее многофункциональными.Приведены результаты модернизации вакуумной установки ВУ-700«Д»(М), в которой смонтированы трипериферийных источника микроэлектродугового и один источник магнетронного распыления. Разработаны новыетехнологические и аппаратурные решения, позволяющие наносить защитные эрозионностойкие многослойные пок-рытия общей толщиной до 30 мкм на компрессорные лопатки газотурбинных двигателей. Исследовано влияниетолщины мягкой кобальтовой прослойки и температуры процесса осаждения на критическую толщину многослойныхпокрытий из карбида и нитрида титана, а также нанотвердость данных покрытий.
Prospects of application of ion-plasma methods for deposition of wear- and erosion-resistant multi-layer protectivecoatings are grounded. It is shown that the methods of micro electric arc plasma vacuum and magnetron vacuum coatingdepositions, which refer to the given group, are most multi-functional. Results of updating the vacuum installationVU-700«D»(M), in which three periphery sources of micro electric arc deposition and one source of magnetron sputteringare mounted, are given. New technological and hardware solutions have been developed, allowing deposition of protectiveerosion-resistant multi-layer coatings of total thickness of up to 30 m on compressor blades of gas turbine engines. Theeffect of thickness of a soft cobalt interlayer and temperature of deposition process on critical thickness of multi-layercoatings of carbide and titanium nitride, as well as on nanohardness of the mentioned coatings was investigated.
Ключ е вы е с л о в а : защитное износостойкое покры-тие; плазменно-дуговой способ нанесения покрытий; магнет-ронное распыление; карбид и нитрид титана; лопатка; га-зотурбинный двигатель; износостойкость; эрозионная стой-кость; пластичная прослойка; кобальт
Применение покрытий является одним из прогрес-сивных способов модификации поверхности дета-лей и улучшения их поверхностных свойств в ма-шино- и приборостроении, повышения эксплуата-ционных характеристик инструмента, важным зве-ном во многих технологических циклах созданияновых материалов. В связи с этим развитию спосо-бов и технологий нанесения покрытий и их всесто-роннему изучению уделяется особое внимание.
В настоящее время разработано большое коли-чество способов нанесения покрытий, реализован-ных в ряде вакуумных установок, которые предназ-начены для осаждения покрытий из различных ма-териалов на разнообразные изделия.
Среди всех современных способов полученияпокрытий наиболее многофункциональными и пер-спективными признаны способы нанесения пок-
рытий в низкотемпературной газоразрядной плаз-ме, создающие, помимо пара металла, ионизирован-ные частицы, которыми можно управлять спомощью электрического и магнитного полей. Посравнению с более энергоемкими способамитермического и электронно-лучевого испарения,указанные позволяют более эффективно (т. е. сменьшими затратами энергии и реагентов) выпол-нять диспергирование материалов в атомарное, мо-лекулярное, кластерное состояние и осуществлятьих осаждение на поверхность изделий в виде тонких(до 10 мкм) функциональных, вспомогательныхили декоративных покрытий [1].
При ионно-плазменном нанесении покрытий вы-сокая адгезия их к основе обеспечивается физико-химическим взаимодействием потока плазмы с по-верхностью подложки, которая находится под задан-ным потенциалом, в связи с чем наряду с конден-сацией происходит ионная бомбардировка поверх-ности детали и ее активирование, а в результатеэтого – интенсивное внедрение в поверхностныйслой подложки атомов требуемого материала.
* Статья подготовлена по результатам выполнения комплексной программы НАН Украины «Проблемы ресурса и безопасностиэксплуатации конструкций сооружений и машин» (2007—2009 гг.).
20
К ионно-плазменным способам нанесения пок-рытия относятся магнетронное распыление, мик-роэлектродуговое испарение (распыление) и акти-вированное реактивное испарение [2—4]. Наиболееперспективны в этой группе первые два способа.Последний является модификацией термическогоиспарения, что расширяет его возможности, но пол-ностью не устраняет имеющиеся недостатки.
Основные преимущества указанных способовнанесения покрытия обусловлены физическимипринципами, лежащими в основе их реализации.Возможность распыления (испарения) материалаиз твердой фазы или зоны частичного расплавленияпозволяет отказаться от дорогостоящих испаритель-ных элементов, изготовленных, как правило, из ту-гоплавких дефицитных материалов. Отсутствиеиспарительных элементов с ограниченным срокомслужбы и сравнительно небольшой загрузкой поз-воляет резко увеличить скорость роста покрытия иего толщину, а также общую поверхность покрыва-емых деталей. Возможность наращивания толстыхслоев покрытия является определяющим условиемдля использования указанного способа при нане-сении толстых эрозионностойких покрытий наразличные изделия.
Распыление ионами материала катода или еговзрывное микроиспарение открывают путь к соз-данию покрытий в виде сплава с сохранениемстехиометрического состава исходного материала,а введение химически активного газа – к полу-чению химических соединений. Благодаря наличиюионной составляющей в распыляемом материалепоявляется возможность ее ускорения при подачена подложку с отрицательным потенциалом. Всвязи с этим на подложке происходят процессыактивации поверхностных атомов, способствующиеувеличению адгезии покрытия к подложке, распы-ления атомов с ее поверхности (ионное травление)и имплантации ионов.
Габариты систем ионно-плазменного распыле-ния можно изменять в широких пределах, что по-зволяет наносить покрытия на изделия различныхразмеров, при этом достигается высокая воспроиз-водимость результатов и относительная простотауправления процессом распыления.
Как известно, способ микродугового испаренияс ионной бомбардировкой основан на инициирова-нии микродугового разряда в вакууме на поверх-ности катода и образовании таким образом катод-ных пятен, имеющих исключительно высокие зна-чения плотности и температуры [5—7].
Выделение большой мощности обусловлено бом-бардировкой зоны катодного пятна ионами распы-ляемого материала. Благодаря высокой температу-ре и ионной бомбардировке в состав продуктовэрозии катода в зоне пятна входят капли расплав-ленного металла, атомы и ионы. Размер капель и ихколичество определяются теплофизическими свойст-вами материала катода и током дугового разряда [5].
Как показано в работе [8], расход массы катодав ионной фазе на единицу переносимого заряда дляданного материала является величиной постоянной,в то время как эрозия катода в капельной фазе (вкаплях) зависит от технологических условий иувеличивается с ростом заряда, переносимого черезединицу площади (ток микродугового разряда).
Испускаемые катодом капли в процессе их пере-носа от катода к подложке дополнительно нагрева-ются за счет бомбардировки их поверхности ионамии, испаряясь, служат основным источником нейт-рального пара в объеме разрядного промежутка.При этом, если распыляется сплав, в состав кото-рого входят металлы, имеющие существенное от-личие от упругости пара, то испарение более лету-чего компонента происходит с большой скоростью,что приводит к изменению состава как капли, таки осаждаемого покрытия, по сравнению с составомматериала катода [5].
В процессе бомбардировки испаряющегося параионами происходит также дополнительная ио-низация его атомов, в результате чего доля ионовсоставляет 30…50 % общего потока, конденсируе-мого на поверхности изделия [8].
При подаче реакционного газа (азота, метана иликислорода) в разрядный промежуток происходят еговзаимодействие с продуктами распыления металла ка-тода и осаждение покрытия в виде соединений(нитридов, карбидов или оксидов переходных метал-лов), которые имеют высокую твердость, прочность имогут служить в качестве защитных износо- иэрозионностойких покрытий на различных изделиях.
Реализация процессов микроэлектродуговогореактивного распыления достигается простыми спо-собами при использовании в качестве источникапитания стандартных сварочных выпрямителей,что является значительным преимуществом данногоспособа, по сравнению с другими [4]. Однако этотспособ имеет и существенные недостатки, напримерналичие капельной фазы в покрытии.
Способ магнетронного распыления не имеет ука-занного недостатка, поскольку осаждение у негопроисходит в виде атомов распыляемого материала(частично в виде его ионов). Магнетронная рас-пылительная система – это модификация широкоизвестных систем диодного распыления. Кромеположительных свойств диодного распыления, маг-нетронное имеет свои преимущества: высокую ско-рость конденсации материалов; уменьшение загряз-нений конденсатов газовыми включениями;снижение температуры разогрева подложки впроцессе осаждения покрытия.
Физической основой магнетронной распыли-тельной системы является самостоятельныйаномальный тлеющий разряд в разреженномгазовом пространстве в скрещенных электрическоми магнитном полях. Магнитная система создает надповерхностью катода магнитное поле арочной кон-фигурации напряженностью 0,03…0,13 Тл [3].
21
Имеющиеся в этой зоне электроны совершаютсложное циклоидальное движение и пристолкновении с молекулами газа ионизируют их,создавая положительные ионы, которые ускоряясьв электрическом поле, бомбардируют поверхностьмишени-катода и выбивают из нее частицыматериала.
При бомбардировке поверхности катода ионамираспыляющего газа проявляются два основныхэффекта – вторичная электронная эмиссия иионное распыление мишени катода. Вторичнаяэмиссия электронов служит для поддержанияразряда, а распыленные атомы конденсируются наподложке в виде покрытия.
Наличие концентрированной зоны плазмы вприкатодном пространстве позволяет получить бо-лее высокие, чем при диодном распылении, плот-ность ионного тока и скорость распыления, что свя-зано с изменением механизма распыления от пря-мого соударения при бомбардировке ионами длядиодного распыления до механизма тепловых пиковдля магнетронного распыления [9]. Для последне-го, в отличие от механизма распыления прямымсоударением, характерна линейная зависимостьскорости осаждения от мощности магнетронногоразряда, что позволяет легко автоматизировать
подачу реакционного газа при осаждении покрытийв виде химических соединений распыляемого ме-талла и реакционного газа.
В качестве рабочего газа в магнетронных рас-пылительных системах обычно используют аргон врежиме постоянного тока. Эти системы работаютпри давлении аргона от 0,01 до 100 Па и напря-жении разряда 300…800 В [3].
Магнетронные распылительные системы позво-ляют получать покрытия практически из любых ме-таллов, сплавов и полупроводниковых материаловбез нарушения стехиометрического состава, что де-лает их весьма перспективными для применения вряде областей науки и техники.
Наличие у этого способа ловушки для электронов,образующейся в скрещенных магнитных иэлектрических полях, обеспечивает высокую степеньионизации атомов газа. В связи с этим введение вразрядный газовый объем дополнительно реакцион-ных газов (азота, метана, кислорода) в результатевысокой степени их ионизации и активации позволяетполучать пленки соединений переходных металлов(нитридов, карбидов и оксидов).
Наиболее распространенные составы защитныхизносо- и эрозионностойких покрытий и их свойст-ва приведены в табл. 1 [10].
Для реализации вакуумных технологий нане-сения покрытий использована модернизированнаявакуумная установка Сморгонского завода опти-ческого станкостроения ВУ-700«Д»(М), Беларусь,общий вид которой представлен на рис. 1.
Базовая установка представляет собой цилиндри-ческую вакуумную камеру диаметром и высотой по700 мм, на левой стенке которой в карманесмонтирован магнетрон с косвенным охлаждениеммишени, а на правой находится электрод для очисткиповерхности напыляемых изделий в косвенном тле-
Таблица 1 . Состав износостойких покрытий и их свойства
Составпокрытий
Микротвердость,ГПa
Стойкость кокислению принаибольшейтемпературе наповерхности, °C
Коэффициенттрения
TiN 19,3…22,0 600 0,50
TiC 28,0…30,0 400 Нет данных
TiCN 30,0 400 0,40
TiAlN 30,0…35,0 540 0,40
TiAlCrN 35,0 920 0,40
TiAlCrYN 27,0 950 Нет данных
CrN 16,5…21,5 700 0,50
Al2O3 21,0…30,0 1200 Нет данных
ZrN 28,0 600 0,60
MoS2 15,0 — 0,02
WC/C 15,0 300 0,20
Рис. 1. Общий вид модернизированной вакуумной установкиВУ-700«Д»(М)
Рис. 2. Зависимость скорости v осаждения титана от мощностиN, прикладываемой к магнетрону с косвенным охлаждением ми-шени-катода
22
ющем разряде. На верху камеры расположен ваку-умный ввод вращения, на котором смонтированашестипозиционная удерживающая оснастка двой-ного планетарного вращения изделий длиной до500 мм и диаметром до 140 мм для экспонированияих поверхностей в паровом потоке.
Характеристики данной распылительной систе-мы исследовали при реализации процесса распы-ления мишени из титана (рабочее давление аргонасоставляло 0,08 Па). Зависимость скорости осаж-дения титанового покрытия от подводимой к маг-нетрону мощности показана на рис. 2.
Как видно из рисунка, скорость осаждения пок-рытия представляет собой линейную зависимостьот прикладываемой мощности. При мощности N == 3,5 кВт косвенное охлаждение мишени уже несправляется с ее охлаждением, а при выключениипитания магнетрона в камере видно слабоемалиновое свечение мишени катода.
Исследование скорости осаждения при большеймощности проводили при циклическом включениимагнетрона (по 5 мин работы и остывания мишенимагнетрона). Как показали результаты исследо-вания, увеличение мощности, подводимой к магнет-рону, более 3,5 кВт способствует еще большемуразогреву мишени и некоторому ее короблению, чтоприводит к ухудшению охлаждения и увеличениюразогрева мишени.
При разогреве мишени до температуры более700 °С происходит снижение эффективности рас-пыления атомов титанового катода атомами аргона.Поскольку скорость осаждения покрытия 0,9 мкм/чне решает задачи по наращиванию толстых многос-лойных эрозионностойких покрытий, потребоваласьразработка магнетрона с прямым водяным охлаж-дением мишени-катода и модернизация вакуумной ка-
меры установки для введения дополнительныхиспарительных и распылительных систем.
На рис. 3 представлена блок-схема мо-дернизированной установки ВУ-700«Д»(М). Каквидно из рисунка, модернизированная установкаоснащена нагревательными элементами, которыесмонтированы на двери. Нагреватели закрытогоисполнения предназначены для прогревания каме-ры и изделий в вакууме перед нанесением покрытийи поддержания температуры в процессе осажденияпокрытий.
Общая мощность нагревателей составляет 5 кВт.На левой стороне цилиндрической стенки вакуумнойкамеры имеется «карман», в котором смонтированлинейный модернизированный магнетрон с прямымохлаждением мишени-катода.
Схема сборки катодного узла модернизирован-ного магнетрона с прямым охлаждением мишени-катода представлен на рис. 4.
Общий вид модернизированного магнетронапредставлен на рис. 5 Размер его мишени-катодасоставляет 145 520 мм. Из рисунка видно, что
длина зоны распыления немного меньше длинымишени-катода (460 мм).
Зависимость скорости осаждения титановогопокрытия от прикладываемой к магнетрону мощ-ности для модернизированного магнетрона показа-на на рис. 6. Скорость осаждения покрытия имеетлинейную зависимость и при мощности более 5 кВт,что свидетельствует о достаточно эффективномохлаждении мишени. Данная конструкция магнетро-на позволяет ему работать при мощности до 10 кВт.
Как видно из рис. 3, в модернизированном ва-рианте установки вакуумная камера имеет три до-полнительных водоохлаждаемых кармана, в которыхустановлены два специально разработанных линей-ных периферийных дуготрона с титановым катодоми один периферийный с кобальтовым катодом, атакже катодный узел для предварительной очисткиизделий в тлеющем разряде. Общий вид дуготроновс титановым и кобальтовым катодами представлен со-ответственно на рис. 7 и 8.
Как показали исследования, упомянутые дуго-троны и разработанные для них блоки управленияи питания эффективно работают при токе микро-электродугового разряда 120…200 А. Необходимое
охлаждение стенок карманов дуготронов обеспечи-вается в процессе их работы при токе разряда 200 А.Скорость осаждения покрытия из нитрида титанапри токе микроэлектродугового разряда 165 А иработе одного дуготрона составляет 3,1, двух –6 мкм/ч.
Модернизированная установка укомплектованаблоком питания магнетрона большей мощностиБПМ-25 с общей мощностью 25 кВт. Для процессакатодной ионной обработки изделий смонтировандополнительный блок питания общей мощностью25 кВт, предназначенный для разогрева изделий до500 °С. Для автоматического смешивания газов(распылителя аргона и реакционного газа) в задан-ной пропорции при магнетронном реакционномосаждении покрытий установка дополнительнооснащена системой спектрального анализа и авто-матического управления напуском газов ПСУ-4.
Рис. 5. Общий вид модернизированного магнетрона с прямымохлаждением мишени-катода
Рис. 8. Общий вид блока катодного узла тлеющего разряда идуготрона с кобальтовым катодом
Рис. 7. Общий вид линейного периферийного дуготрона с титано-вым катодом
Рис. 6. Зависимость скорости v осаждения титана от мощностиN, прикладываемой к магнетрону с прямым охлаждениеммишени-катода
24
Используя способы микроэлектродугового илимагнетронного распыления можно получатьразличные защитные эрозионностойкие покрытия(табл. 1). Экспериментально доказано, что сущест-вует некоторая критическая толщина таких пок-рытий (5…7 мкм), при достижении которойпроисходит их разупрочнение и частичное или пол-ное самопроизвольное разрушение после охлаж-дения до комнатной температуры, что вызвановысоким уровнем внутренних напряжений,возникающих вследствие различия коэффициентатермического расширения материалов покрытия иподложки [11].
Получение толстых покрытий из карбида илинитрида титана способом микродугового вакуумно-го ионно-плазменного испарения затруднено, пос-кольку происходит их отслоение от подложки. Ука-занный способ нанесения покрытий обеспечиваетэффективную очистку поверхности детали ионамивысокой энергии, а также параллельно ее разогреви активацию, что способствует высокой прочностиадгезии покрытия к подложке.
Для уточнения природы отслоения покрытий отподложки на поверхность образца из стали Х18Н9Тразмером 20 10 1,5 мм наносили суспензию изграфита, смешанную с ацетоном. После высыханияна образце оставался тонкий слой дисперсногографита, который при осаждении на него покрытиядолжен обеспечивать низкую прочность адгезиипокрытия к поверхности образца. На подготовлен-ный таким образом образец наносили покрытие изTiN толщиной 5 мкм. Температура нагрева образцав процессе осаждения покрытия составляла(500±20) °С; после остывания в вакуумной камерепри вакууме 0,008 Па образец выгружали. Пок-рытие отслаивалось от его поверхности путемвздутия сплошной пленки, которая при этом не раз-рушалась.
Проведенные ранее исследования по нанесениютакого покрытия на чистые пластинки из сталиХ18Н9Т показали, что покрытие также отслаива-лось, но в процессе отслоения от поверхности об-разца происходило одновременное его разрушениена мельчайшие частички.
Это свидетельствует о том, что полученное пок-рытие имеет высокую прочность сцепления с по-верхностью образца. Нескомпенсированное усилие,необходимое для отрыва и разрушения покрытияна маленькие фрагменты, придает им энергию, скоторой они отлетают от поверхности образца.
Усилие отрыва создает напряжения, которые на-капливаются в слое покрытия при его прочном сцеп-лении с поверхностью.
Как было описано выше, при отсутствии адгезииобнаружено только отслоение покрытия без его раз-рушения. Разрушение покрытия свидетельствуеткак об уровне напряжений, накопленных в пок-рытии, так и о прочности адгезии покрытия к под-ложке. Поэтому удобной комплексной техно-логической характеристикой, оценивающей проч-
ность сцепления покрытия с подложкой, можносчитать критическую толщину слоя покрытия, прикоторой усилие, дополнительно прикладываемое кповерхности покрытия для его отрыва от подложки,уменьшается настолько, что покрытие самостоя-тельно отслаивается от подложки. Отслоение, какправило, происходит после остывания образца спокрытием, а иногда и в процессе осаждения, еслитолщина сформировавшегося покрытия значитель-но превышает критическое значение.
Нанесение покрытий на тонкие пластинки из не-ржавеющей стали Х18Н9Т размером 40 10 0,4 ммприводит к их изгибанию, что указывает на наличиезначительных напряжений в формируемом слоепокрытия.
Как показали исследования, уровень внутрен-них напряжений в формируемом слое увеличивает-ся с ростом его толщины. Установлено, что напря-жения выше у покрытий из нитрида титана, чем изкарбида титана, а соответственно, значениекритической толщины у нитрида титана ниже. Длянаращивания более толстого слоя покрытия исполь-зуем эффект уменьшения напряжений за счет чере-дования слоев, у которых толщина значительноменьше критической для данных материала иусловий, с тонкими прослойками из пластичногоматериала [12]. Все это учитывали при формированиимногослойных покрытий из этих материалов с мяг-кой прослойкой.
В модернизированной установке ВУ-700«Д»(М)разработаны новые технологические и аппаратур-ные решения, позволяющие наносить защитные эро-зионностойкие многослойные покрытия. С учетомкритической толщины покрытия из карбида илинитрида титана расчетная толщина слоев в многос-лойном покрытии из карбида титана составляла 3,4,а из нитрида титана – 2,9 мкм.
Как показали проведенные нами исследования,в качестве мягкой прослойки могут служить тонкиеслои из стали Х18Н9Т или кобальта, хотя пос-ледний является более эффективным материаломпрослойки.
Проведены исследования влияния толщиныпрослойки кобальта на критическую толщину мно-гослойного покрытия Со/TiC. В качестве образцовиспользовали пластинки размером 20 10 1,5 ммиз стали Х18Н9Т.
В вакуумной камере пластинки подвергалиочистке способом конденсации с ионной бом-бандировкой (КИБ) при 600 и 1200 В и нагревалипри ионной бомбардировке до (400±20) °С. Давлениереакционного газа метана СН4 в процессе осажденияпокрытия из TiC составляло (0,18±0,05) Па.
После нанесения каждого слоя покрытия из TiCобразец остывал в вакуумной камере при вакууме0,008 Па до температуры 100 °С, после чего еговыгружали и он остывал до комнатной температурына воздухе.
Если многослойное покрытие после нанесенияочередного слоя не отслаивалось, то образец загру-
25
жали снова в вакуумную камеру для доращиванияочередного слоя. При достижении критическойтолщины многослойного покрытия обнаруженыслучаи отслоения и разрушения покрытия от частиили всей напыляемой площади. Толщина много-слойного покрытия, при которой это происходило,считалась критической.
Зависимость критической толщины многослой-ного покрытия Со/TiC, сформированного при тем-пературе (400±20) °С, от толщины кобальтовыхпрослоек показана на рис. 9. Как видно из рисунка,с увеличением толщины кобальтовой прослойкикритическая толщина увеличивается не линейно, апо нарастающей. При толщине мягкой прослойки0,27 мкм критическая толщина многослойного пок-рытия Co/TiN составляет 15 мкм.
Поскольку при данной толщине пластичнойпрослойки на зависимости, показанной на рис. 9,насыщение не зафиксировано, то в дальнейшем будетпредставлять интерес исследовать влияние значитель-но большей толщины прослойки из кобальта накритическую толщину многослойного покрытия.
Проведенные нами исследования показали, чтотемпература, при которой происходит формированиепокрытия, является очень важным параметром про-цесса. Поскольку у покрытия из TiN напряжения врастущем слое нарастают интенсивнее, чем у пок-рытия из TiC, важно исследовать влияние темпера-туры на формирование многослойного покрытия на
основе TiN. Для этого на образцы из стали Х18Н9Тразмером 20 10 1,5 мм послойно, как и в преды-дущих опытах, наносили многослойное покрытиеCo/TiN при разной температуре процесса. Толщинаслоев из TiN составляла 2,9 мкм, а прослоек из Co –0,27 мкм.
Температура формирования покрытия300…500 °С является очень важной, посколькуименно в данном диапазоне температуры формируютсяструктуры столбчатых или нитевидных кристаллов,которые являются характерными для процессовнаращивания покрытий [13, 14]. При более высокойтемпературе вследствие объемной диффузии атомовобразуется структура равноосных зерен, характернаядля монолитного материала.
Зависимость критической толщины многослой-ного покрытия из Co/TiN от температуры под-ложки, при которой происходит осаждение, пока-зана на рис. 10. Из рисунка видно, что этазависимость носит нелинейный характер. Наиболеесущественное влияние оказывает этот параметр притемпературе, близкой к 400 °С. При температуреподложки 450 °С и выше влияние этого параметраослабляется. В то же время данная кривая не имеетявно выраженного насыщения при температуре,близкой к 500 °С.
Рис. 9. Зависимость критической толщины δкр многослойногопокрытия Co/TiC, сформированного при температуреподложки 400 °С, от толщины δ кобальтовых прослоек
Рис. 10. Зависимость критической толщины δкр многослойногопокрытия из Co/TiN от температуры подложки, при которойпроисходит осаждение
Таблица 2. Физические свойства покрытий из нитридатитана
ПокрытиеCo/TiC
(толщина, мкм)
Модульупругости,
ГПа
Среднеезначениемодуля
упругости,ГПа
Нанотвер-достъ, ГПа
Среднеезначениенанотвер-дости, ГПа
Однослойное(3,4)
384,8 384,8 32,7 32,7
Двухслойное(6,8)
381,2421,5442,8
415,2 33,437,138,5
36,3
Четырехслойное(13,7)
408,3 408,3 35,8 35,8
Шестислойное(13,7)
364,8343,6
354,2 31,929,7
30,8
26
Исследованы физико-механические свойствамногослойных покрытий из Co/TiC. С этой целью,как и в предыдущих исследованиях, использовалипластинки из нержавеющей стали Х18Н9Т разме-ром 20 10 1,5 мм, с нанесенным многослойным пок-рытием на основе TiC с прослойками из кобальта.
Многослойное покрытие из Co/TiC получилипослойным допылением очередного слоя послевскрывания камеры и выгрузки образца с даннымколичеством слоев для последующих исследований.
Остальные образцы подвергали следующемуциклу напыления: очередной слой покрытия из TiCнаносили после разогрева образца способом КИБдо (400±20) °С и нанесения на него мягкой прос-лойки из кобальта. Толщина последней составляла0,3 мкм, а основного твердого эрозионностойкогослоя из TiC – 3,4 мкм.
На образцах, изготовленных таким образом с раз-ным количеством слоев многослойного покрытияCo/TiC, проводили исследования их нанотвердости.Перед этим верхний слой покрытия из TiC полировалидля уменьшения его шероховатости до значений,приемлемых для испытаний на наноинденторе.
Исследования нанотвердости выполняли на уста-новке «Nano Indenter-II, MTS Systems Corporatiion»,Oak Ridge, TN, USA, испытания твердости – натрехгранном инденторе Берковича. После испытанийтвердость определяли по глубине отпечатка под на-грузкой, а модуль упругости – по кривой разгрузки.
Результаты исследований нанотвердости и мо-дуля упругости для многослойных покрытийCo/TiC, осажденных при температуре (400±20) °С,приведены в табл. 2.
Типичная многослойная микроструктура пока-зана на рис. 11.
Интересным является факт, что при многослой-ном нанесении покрытия на основе TiC нанотвер-дость покрытия в отдельных случаях достигала 38,5ГПа, что значительно превышает микротвердостьаналогичных, но однослойных покрытий. Нагрузкаи глубина индентирования покрытия при данныхиспытаниях соизмеримы с условиями воздействияна него при эрозионном износе, поэтому высокиефизико-механические характеристики многослой-ного покрытия подтверждают эффективность егонанесения на изделия в качестве защитногоэрозионностойкого покрытия.
Таким образом, данная модернизированная ус-тановка имеет новые технологические и аппаратур-ные возможности нанесения защитных эрозионно-стойких покрытий в многослойном варианте общейтолщиной 30 мкм и более, в том числе для защитыкомпрессорных лопаток газотурбинных двигателейот эрозионного износа, что повышает их эксплуа-тационные характеристики и значительно уве-личивает срок службы.
1. Мовчан Б.А., Малашенко И.С. Жаростойкие покрытия,осаждаемые в вакууме. – Киев: Наук. думка, 1983. –232 с.
2. Бессо Ж.Ж. Методы вакуумного нанесения покрытий иих сравнительный анализ // Семинар фирмы «Сит Ал-катель» (Москва, 1982 г.). – М., 1982. – С. 15—18.
3. Данилин Б.С., Сырчин В.К. Магнетронные распылитель-ные системы. – М.: Радио и связь, 1982. – 120 с.
4. Электродуговое распыление металлов и сплавов в вакуу-ме: Обзор / Ю.Н. Андреев, Т.М. Андронова, А.И. Вовсии др. – Рига: ЛатНИИНТИ, 1982. – 45 с.
5. Раховский В.И. Физические основы коммутации электри-ческого тока в вакууме. – М.: Наука, 1970. – 636 с.
9. Бондарь И.В. Закономерности формирования металлиза-ционных покрытий на алмазных порошках при вакуумномнапылении: Дис. ... канд. техн. наук. – Киев, 1991. –100 с.
10. Современные вакуумные технологии получения покрытий /Е. В. Дабижа, Н. В. Новиков, Н. Н. Борисова и др. //Современ. электрометаллургия. – 2005. – № 4. –С. 34—40.
11. Properties of titanium based hard coatings deposited by thecathodic arc method / A. Popescu, I. Tudor, V. Braic etal. // J. of Optoelectronics and Advanced Materials. –2002. – 4, N 1, March. – P. 115—120.
13. Мовчан Б.А., Демчишин А.В. Исследование структуры исвойств толстых вакуумных конденсатов никеля, титана,вольфрама, окиси алюминия и двуокиси циркония //Физ. металлов и металловед. – 1969. – 28, вып. 4. –С. 653—660.
14. John A.Th. Influence of substrate temperature and depositionrate on structure of thick sputtered Cu coatings // J. Vac.Sci. Techn. – 1986. – A4 (6), Nov./Dec. – P. 3059—3065.
Ин-т сверхтвердых материалов
им. В. М. Бакуля НАН Украины
Поступила 13.01.2010
27
УДК 534.282:620:168.3
О ВОЗМОЖНОСТЯХ НАНОСТРУКТУРИРОВАННЫХПОКРЫТИЙ ДЛЯ СНИЖЕНИЯ ДИНАМИЧЕСКОЙ
НАПРЯЖЕННОСТИ КОНСТРУКТИВНЫХЭЛЕМЕНТОВ МАШИН
А. И. Устинов, А. П. Зиньковский, И. Г. Токарь, В. С. Скородзиевский
Изложены результаты экспериментальных исследований по определению влияния характеристик структуры нафизико-механические свойства материалов покрытий и демпфирующую способность конструктивных элементов спокрытиями при учете таких факторов, как температура, частота и амплитуда напряжения.
Results of experimental investigations for determination of effect of characteristics of structure on physical-mechanicalproperties of materials of coatings and damping capability of design elements with coatings with account for such factorsas temperature, frequency and amplitude of stress are described.
Ключ е вы е с л о в а : покрытие, наноструктура мате-риала; температура; конструктивный элемент; частота ко-лебаний; логарифмический декремент колебаний; динамичес-кая напряженность
Введение и постановка задачи. Развитие современ-ного машиностроения предъявляет высокие требо-вания к надежности и долговечности как отдельныхконструктивных элементов, так и машин в целом.Поскольку большинство из них эксплуатируются вусловиях широкого спектра динамических нагру-зок, которые могут вызвать выход из строя и раз-рушение конструктивных элементов, а такжепривести к катастрофическим последствиям, то однойиз ключевых задач достижения надежногофункционирования в течение требуемого ресурсаявляется обеспечение их динамической прочности.
Особенно актуальной эта задача является дляавиационных газотурбинных двигателей (АГТД),большинство (более 60 %) дефектов которых, вы-являемых при проектировании, доводке и эксплу-атации, обусловлены недостаточной прочностьюузлов и конструктивных элементов, в первую оче-редь рабочих лопаток. При этом около 70 % дефек-тов имеют вибрационное происхождение.
Одним из наиболее важных технико-экономи-ческих показателей качества изделий машиностро-ения является обеспечение их вибрационной на-дежности. Однако в большинстве случаев вследст-вие значительной плотности частот собственных ивынужденных колебаний при эксплуатации рас-сматриваемых объектов невозможно исключениеопасных резонансных режимов. Поэтому использу-ют различные конструктивно-технологические спо-собы, снижающие опасность их последствий, средикоторых определяющим является повышение
демпфирующей способности как средства ограничениямаксимальных резонансных напряжений наиболее на-пряженных конструктивных элементов.
Применительно к рабочим лопаткам компрессо-ров АГТД, изготовляемым из высокопрочных снизкими значениями диссипативных свойств тита-новых сплавов, одним из эффективных способовповышения вибрационной надежности является на-несение на перо высокодемпфирующих покрытий[1]. Поскольку эти сплавы чувствительны к повер-хностным повреждениям, покрытия должны такжеотличаться необходимым комплексом физико-механических характеристик – высокими по-казателями твердости, предела выносливости, кор-розионной стойкости и прочее, т. е. они должныодновременно обеспечивать надежное сопротивле-ние воздействию условий, в которых эксплуати-руются конструктивные элементы.
В настоящее время накоплен значительный опытв создании таких покрытий, которые в той или иноймере удовлетворяют условиям производства и эксп-луатации АГТД [2]. Вместе с тем следует отметить,что параметры указанных характеристик материалов,которые можно было бы использовать в качестве вы-сокодемпфирующих покрытий, недостаточны, а ихповышение путем легирования или термомеханичес-кой обработки, как правило, приводит к ухудшениюдиссипативных свойств.
С учетом тенденций развития современногоавиадвигателестроения, проявляющихся в повы-шении температуры газа и амплитуд динамическихнапряжений, расширении спектра частот внешнихнагрузок, возникает потребность в создании новыхматериалов для покрытий. К последним можноотнести разрабатываемые в Институте электрос-
* Статья подготовлена по результатам выполнения комплексной программы НАН Украины «Проблемы ресурса и безопасностиэксплуатации конструкций, сооружений и машин» (2007—2009 гг.).
28
варки им. Е.О. Патона НАН Украины нанострук-турированные вакуумные конденсаты (в дальней-шем конденсаты) [3], осаждаемые на конструк-тивные элементы из паровой фазы по технологии,приведенной в работе [4].
Актуальной задачей с точки зрения возможностиприменения материалов таких покрытий впроизводстве рабочих лопаток компрессоров совре-менных АГТД является определение оптимальныхпараметров структуры их материала и условийосаждения для обеспечения повышения демп-фирующей способности лопаток при эксплуатации,что и является целью настоящей работы.
Материалы покрытий и способ их получения.В данной работе в качестве основного материалапокрытия выбрали квазикристаллический сплавAl—Cu—Fe, характеризующийся повышенными зна-чениями твердости (10…11 ГПа) и коррозионнойстойкости [5, 6], а также медь чистую и с добавкамижелеза (до 4 %). Последние два материала можноиспользовать как связующий подслой, отличающийсявысоким уровнем адгезии с материалом конст-руктивного элемента и покрытия. Кроме того,наличие меди в составе покрытия обусловливает воз-растание рассеяния энергии в колебательной системе,поскольку в наноструктурированном состоянии онаотносится к высокодемпфирующим материалам [7].
Покрытия толщиной 50…150 мкм из выбранныхматериалов получали по технологии электронно-лу-чевого испарения и осаждения в вакууме [4]. Осаж-дение осуществляли на стержневые образцы изтитанового сплава ВТ1-0, характеризующегосянизкими диссипативными свойствами при зна-чениях температуры до 450 °С [8]. Заготовками дляпокрытий служили слитки меди и железа, а такжетаблетки спрессованной смеси порошков алюминия,меди, железа. При осаждении покрытий Cu—Feиспарение металлов осуществлялось из двухмишеней одновременно. Предварительно поверх-ность образца очищали в вакуумной печи ионнымпучком аргона. Скорость осаждения покрытий сос-тавляла 2…3 мкм/мин, а их структурное состояниеизменялось путем варьирования температурыобразца в пределах 160…600 °С.
Осаждение покрытий на компрессорные ло-патки АГТД с целью обеспечения их однородностипо всей поверхности выполняли в режиме их вра-щения. Для этого лопатки крепили к горизонталь-ному валу, вращающемуся в процессе формирова-ния покрытий.
Структуру покрытий исследовали методамисканирующей и электронной микроскопии (приборCamScan4), а их микротвердость измеряли на попе-речных шлифах образцов методом Виккерса сиспользованием оптического микроскопа Polyvar-Met при нагрузке 0,05 Н длительностью 10 с.
Основные положения методик исследованиядиссипативных свойств материалов покрытий идемпфирующей способности конструктивныхэлементов. Характеристики рассеяния энергии ма-териала покрытий определяли расчетно-экспери-ментальным методом. Первоначально по результа-там испытаний консольно закрепленных образцов
с покрытием на установке, приведенной в работе[9], в режиме затухающих колебаний получалиамплитудные зависимости логарифмического дек-ремента колебаний. Затем на их основе по расчетнойметодике работы [10] определяли амплитудныезависимости истинного логарифмического де-кремента для материала покрытия, т.е. его харак-теристики рассеяния энергии при однородном на-пряженном состоянии.
Для определения демпфирующей способностиконструктивных элементов использовали создан-ные в Институте проблем прочности им. Г. С. Пи-саренко НАН Украины экспериментальные средст-ва по изучению диссипативных свойств материалови конструктивных элементов как при комнатной,так и повышенных значениях температуры [11],обеспечивающих минимизацию потерь энергии всочленениях, не связанных с гистерезисными поте-рями в материалах объекта испытаний и покрытиях.Логарифмический декремент колебаний опреде-ляли методом резонансной кривой [1].
В качестве объекта испытаний выбрали консоль-ный образец прямоугольного поперечного сечения(h×b×l = 4×12×150 мм). Покрытие наносили толькона одну поверхность рабочей части образца по всейее ширине b начиная от корневого сечения. Оноимело неизменную длину 50 мм. Испытывали обра-зец при постоянной толщине h = 4 мм и уменьшениидлины l его рабочей части от 150 до 50 мм длядостижения необходимой частоты колебаний.
В соответствии с постановкой задачи установленследующий диапазон изменения параметров испы-таний: частота колебаний 150…1000 Гц, температу-ра 20…400 °С (в целом соответствует основнымрежимам эксплуатации рабочих лопаток компрес-сора АГТД).
Структура и свойства материалов покрытий.Структуру покрытий из меди изменяли путем варьи-рования температуры осаждения Тс в диапазоне160…600 °С, вследствие чего размер D зерна(кристаллита) столбчатой формы уменьшался от4…5 мкм (Тс = 600 °С) до 0,3…0,4 мкм (Тс == 160 °С). При этом обнаружено качественное из-менение субструктуры кристаллитов.
Из рис. 1 видно, что с уменьшением температурыосаждения изменяется внутреннее строениекристаллитов, что проявляется в образовании про-слойки из двойниковых доменов, расположенныхпреимущественно параллельно фронту роста крис-таллитов (таблица). Количество таких двойниковрезко возрастает с понижением температуры осаж-дения начиная с Тс ≈ 350 °С [7]. При дальнейшемснижении температуры их количество увеличивает-ся, что приводит к формированию в кристаллитахполидоменной нанодвойниковой субструктуры(рис. 1, а).
Переход к нанодвойниковому структурному сос-тоянию покрытий из меди обусловливает резкоеувеличение их микротвердости от 0,8 до 1,5 ГПа [7],а также качественное изменение характеристик рас-сеяния энергии, что проявляется в существенномослаблении амплитудной зависимости логарифмичес-кого декремента, присущей крупнозернистой меди, ссохранением высоких значений при нагреве (рис. 2).
29
Кроме того, в отличие от крупнозернистой меди,характеристики рассеяния энергии этих покрытийсохраняются после многократного циклического де-формирования.
Дополнительного увеличения микротвердостипокрытий (до 2 ГПа) достигают в результате добав-ления в медь 2…4 % железа. Характеристики рассе-яния энергии такого покрытия Cu—Fe в этом случаеснижаются при больших амплитудах деформации.Вместе с тем они остаются достаточно высокими ициклически стабильными при температуре испы-таний 20…350 °С. При этом зафиксировано почтиполное совпадение кривых, полученных в ходециклического деформирования образцов при тем-пературе 250 °С, с исходной кривой.
Изменение механических и диссипативныхсвойств покрытий из конденсатов меди и Cu—Fe приформировании в них нанодвойниковой субструкту-ры обусловлено существенным ослаблением роливнутризеренных дислокаций как в процессепластической деформации, так и при рассеяниимеханической энергии.
При размерах структурных элементов примерно100 нм генерация «свежих» дислокаций в металлахстановится невозможной [12]. С другой стороны, суменьшением размера зерен увеличивается роль зер-нограничной поверхности, в результате чего в наност-
руктурированных материалах доминирующимистановятся механизмы рассеяния энергии, связан-ные с термически активированной перестройкойатомных конфигураций на границах зерен.
На рис. 3 приведены результаты исследованиявлияния размера зерна на характеристики рассе-яния энергии для покрытий из композитного сплаваAl—Cu—Fe. В покрытиях, осаждаемых при Тс == 650 °С, средний размер зерен D составлял 580 нм.При снижении температуры осаждения до 350 и 270 °Сон уменьшался соответственно до 270 и 30 нм. Дляпокрытий с размерами зерна 580 и 270 нм парамет-ры характеристик рассеяния энергии в интервалезначений температуры 20…400 °С оказались невы-сокими, однако с его уменьшением до 30 нмзафиксировано резкое возрастание декремента ко-лебаний при температуре 250…400 °С (рис. 3).
Особенностью рассматриваемых нанострукту-рированных покрытий является амплитудно неза-висимый характер вплоть до амплитуд относитель-ной деформации ε = 1⋅10—3, что важно с практичес-кой точки зрения. Следует также отметить высокуютвердость таких покрытий (15 ГПа) и меньшее зна-чение модуля упругости (177 МПа), по сравнениюс покрытием такого же состава с размерами зерна,равными 270 и 580 нм, и модулем упругости соот-ветственно 207 и 210 МПа.
Рис. 1. Электронно-микроскопические изображения поперечного сечения конденсатов меди, осажденных на образец при значенияхтемпературы 170 (а), 230 (б) и 350 (в) °С; а – 4000; б, в – 2000
Рис. 2. Амплитудные зависимости логарифмического декремента колебаний для конденсата меди c размером зерна 2,5 мкм (а) ис полидоменной нанодвойниковой субструктурой (б) при значениях температуры 20 (1), 250 (2) и 350 (3) °С
30
Таким образом, из результатов проведенныхисследований следует, что путем выбора соответст-вующих режимов электронно-лучевого осажденияна поверхности конструктивных элементов можноформировать наноструктурированные покрытия сповышенным уровнем диссипативных имеханических свойств.
Результаты определения демпфирующей способ-ности конструктивных элементов с покрытиями иих анализ. Для анализа выбрали три вида покрытийиз указанных материалов, характеристики которыхприведены в таблице.
По полученным амплитудно-частотным харак-теристикам образцов определяли значения их ло-гарифмического декремента колебаний и соответст-вующие его зависимости от амплитуды макси-мальных напряжений σmax при варьировании час-тоты колебаний и температуры испытаний для раз-личных значений параметров покрытий. Следуетотметить, что при резонансных испытаниях невоз-можно обеспечить одинаковую частоту колебанийобразцов. Но поскольку это расхождение незна-чительно, то оно несущественно повлияло на анализрезультатов испытаний.
Для выполнения сравнительного анализа влия-ния тех или иных факторов на демпфирующую спо-собность образцов с выбранными покрытиями пред-варительно определили амплитудные зависимостидекремента колебаний для образца без покрытия взаданном диапазоне частот колебаний при комнат-ной температуре (20 °С), приведенные на рис. 4, а.Из представленных результатов видно, что указан-ные зависимости носят линейный характер, авлияние частоты колебаний на значение декрементаколебаний несущественно при малых амплитудахнапряжений и несколько возрастает при ихувеличении.
Рассмотрим результаты выполненных испыта-ний с точки зрения влияния частоты колебаний надемпфирующую способность образцов с выбран-ными покрытиями.
Анализ амплитудных зависимостей декрементаколебаний образцов с однокомпонентными покры-тиями (образцы 1—9, полученные при комнатнойтемпературе), соответствующих их определенному
структурному состоянию (рис. 4, б, в), показал,что в данном случае влияние частоты колебаний назначение декремента зависит от типа покрытия.Так, наиболее существенная частотная зависимостьдекремента колебаний характерна для медного пок-рытия, особенно при повышенных амплитудахмаксимальных напряжений. Менее выражена онадля образцов с покрытием из железа.
Наглядно влияние частоты на декремент коле-баний образцов иллюстрируется частотными егозависимостями, которые для амплитуды макси-мальных напряжений (σmax = 50 МПа) приведенына рис. 5. Здесь по оси абсцисс отложена средняячастота колебаний с учетом невозможности обеспе-чения при испытаниях ее одинакового значения.
Из представленных результатов испытаний сле-дует, что демпфирующая способность образцов су-щественно зависит от характеристик микро-структуры.
Рис. 3. Зависимости логарифмического декремента колебаний образца с покрытием из сплава Al—Cu—Fe от температуры (а) приамплитуде относительной деформации ε = 5⋅10
—4 для размера зерна 580 (1) и 30 (2) нм и от амплитуды относительной деформации
(б) при размере зерна 30 нм и варьировании температуры, °С: 3 – 20; 4 – 300; 5 – 350
Состав покрытий, характеристики их структуры и нане-сения на образцы
№образца
Составпокрытия
ТемператураосажденияТс, °C
Размер зернаD/толщинадвойников d,
нм
Толщинапокрытия hп,
мкм
1 Медь 605 3000 97
2 » 345—350 1400/160 150
3 » 240—245 780/65 170
4 » 600 2800 33
5 » 600 2800 100
6 » 300 1100/105 87
7 » 300 105 72
8 Железо 700 2500 110
9 » 340 70 102
10 Al—Cu—Fe 500 430 53
11 » 500 430 62
12 » 300 110 55
13 » 300 110 58
Прим е ч а н и е . Толщина двойников в конденсатах меди указанав знаменателе.
31
В целом на основании полученных данныхможно сделать вывод, что частотная зависимостьлогарифмического декремента колебаний образцабольше характерна при осаждении медного пок-рытия. При этом степень его роста больше выраже-на для покрытий с крупными зернами и болеевысокими значениями амплитуды максимальногонапряжения. Для образцов с покрытием из железауказанная зависимость логарифмического декре-мента от частоты колебаний практически не за-фиксирована, особенно при снижении амплитудымаксимального напряжения.
В соответствии с постановкой работы, проана-лизируем результаты исследований по определе-нию совместного влияния частоты колебаний и тем-пературы эксплуатации на демпфирующую способ-ность образцов с покрытиями. Решение задачи рас-смотрим на примере покрытия из квази-кристаллического сплава Al—Cu—Fe (более вероят-ного), в сравнении с однокомпонентными, дляпрактической реализации, особенно для рабочихлопаток компрессоров АГТД.
Испытывали образцы при варьировании тех жетехнологических и эксплуатационных факторов,рассмотренных для однокомпонентных покрытий,а также температуры эксплуатации. Как и для одно-родных покрытий, получены амплитудные за-висимости логарифмического декремента колеба-ний от амплитуды максимального напряжения, наосновании анализа которых установлено, чтодемпфирующая способность образцов с рассматри-
ваемым покрытием при повышенной температуреможет возрасти в три и более раз.
На основе полученных амплитудных зависимо-стей логарифмического декремента построили ди-аграмму его изменения в зависимости от частотырезонансных колебаний образца (рис. 6). Как сле-дует из представленных данных, частота колебанийпрактически не оказывает влияния на демпфирую-щую способность образца с многокомпонентным пок-рытием из квазикристаллического сплава Al—Cu—Fe.
Оценка циклической прочности титановых лопа-ток с покрытиями из наноструктурированноймеди. Высокий уровень и циклическая стабиль-ность характеристик рассеяния энергии нанострук-турированными конденсатами на основе меди, атакже хорошая их адгезия по отношению к титано-вым сплавам позволяют рассматривать данные кон-денсаты в качестве возможной составляющей про-межуточного слоя композитных защитных пок-рытий для лопаток АГТД.
На основе проведенных испытаний определенытехнологические режимы осаждения покрытий измеди на титановые лопатки, при которых обес-печивалось их наноструктурированное состояние.Исследовано влияние таких покрытий толщиной5…10 мкм на устойчивость против разрушения ти-тановых лопаток из сплава ВТ3-1. Для сравнения,на другую часть лопаток осаждали покрытия измеди с микронным размером зерен. Испытания про-водили при температуре 20 °С и частоте колебаний
530 Гц. Циклическую усталость лопаток оценивалипо ускоренной методике в условиях дискретногоповышения амплитуды напряжений после каждыхиз 5⋅106 циклов колебаний [13].
Положительное влияние на вибрационную ус-тойчивость лопаток, имеющих покрытия с микрон-ным размером зерен, отмечено для 50 % образцов.В случае же наноструктурированных покрытийположительный результат получен для всех образ-цов, причем 50 % из них не разрушались вплоть доокончания испытаний.
Приведенные результаты подтверждают пред-положение о том, что конденсаты на основе нано-структурированной меди могут быть использованыв качестве составляющих композитных покрытий,например связующих слоев между конструктивнымэлементом и основной частью покрытия.
Выводы
1. Показано, что демпфирующая способность об-разцов с покрытиями существенно зависит от ихструктуры и параметров получения, в первую оче-редь от температуры осаждения покрытия, а такжечастоты колебаний.
2. Установлено, что логарифмический декре-мент изгибных колебаний образца с нанострукту-рированным покрытием при повышенной темпера-туре может возрасти в три и более раз, по сравнениюс таковым при комнатной температуре.
3. Необходим дальнейший поиск оптимальныхнаноструктуры покрытия и параметров ее полу-чения для обеспечения максимальной демпфирую-щей способности конструктивных элементов машинтипа рабочих лопаток компрессоров АГТД вусловиях их эксплуатации.
1. Матвеев В.В. Демпфирование колебаний деформируе-мых тел. – Киев: Наук. думка, 1985. – 263 с.
2. Яковлев А.П. Диссипативные свойства неоднородных ма-териалов и систем. – Киев: Наук. думка, 1985. – 248 с.
3. Устинов А.И., Скородзиевский В.С., Косенко Н.С. Изу-чение диссипативных свойств однородных материалов,осажденных в виде покрытий. Сообщение 2. Конденсатымеди с различными характеристиками микрострукту-ры // Пробл. прочности. – 2008. – № 2. – С. 149—159.
4. Paton B.E., Movtchan B.A.Composite materials depositedfrom the vapour phase in vacuum soviet technologies revi-ew // Weld and Surfacing. – 1991. – N 2. – P. 43—64.
5. Effect of the addition of crystalline β-phase in Al—Cu—Fequisicrystalline coating on their tribological properties /M. Sales, A. Merstallinger, A.I. Ustinov et al. // Surf.and Coat. Tech. – 2007. – N 201. – P. 6206—6211.
6. Mechanical properties of quisicrystalline Al—Cu—Fe coatingswith submicron-sized grains / Yu.V. Milman, D.V. Lotsko,S.N. Dub et al. // Ibid. – P. 5937—5943.
7. Ustinov A.I., Skorodzievski V.S., Fesiun E.V. Dampingcapacity of nanotwinned copper // Acta Materialia. –2008. – N 56. – P. 3770—3776.
8. Писаренко Г.С., Яковлев А.П., Матвеев В.В. Справоч-ник по сопротивлению материалов. – Киев: Наук. думка,1988. – 734 с.
9. Устинов А.И., Мовчан Б.А., Скородзиевский В.С. Ис-следование демпфирующей способности плоских образцовиз титанового сплава Ti—6%Al—4%V с покрытиями из оло-ва и иттрия // Пробл. прочности. – 2001. – № 4. –С. 55—61.
10. Устинов А.И., Скородзиевский В.С., Косенко Н.С. Изу-чение диссипативных свойств однородных материалов,осажденных в виде покрытий. Сообщение 1. Метод опре-деления амплитудной зависимости истинного декрементаколебания материала покрытия // Там же. – 2007. –№ 6. – С. 134—143.
11. Прочность материалов и конструкций / А.А. Лебедев,В.Т. Троицкий, В.В. Матвеев и др. – Киев: Академ-периодика, 2005. – 1008 с.
12. Kaschner G.C., Gibeling J.C. Evolution of dislocation glidekinetics during cycling deformation of copper // Acta Ma-terialia. – 2002. – N 50. – P. 653—662.
13. Матохнюк Л.Е. Ускоренные усталостные испытания вы-сокочастотным нагружением. – Киев: Наук. думка,1988. – 200 с.
Ин-т электросварки им. Е.О. Патона НАН Украины, Киев
Ин-т проблем прочности им. Г.С. Писаренко
НАН Украины, Киев
Ин-т металлофизики им. Г.В. Курдюмова
НАН Украины, Киев
Поступила 14.01.2010
Рис. 6. Диаграмма изменения значения логарифмическогодекремента колебаний образца с покрытием из сплава Al—Cu—Fe(Тс = 500 °С, hп = 62 мкм ) от частоты f резонансных колебанийпри амплитуде максимальных напряжений 45 МПа итемпературе испытаний 350 (1) и 20 (2) °С; 3 – образец безпокрытия
Описана электронно-лучевая установка промышленного типа МВ-1. Приведены технические характеристики уста-новки. Изложены функциональные особенности узлов установки: рабочих камер, технологической оснастки, элек-тронных пушек.
Electron beam installation of MV-1 industrial type is described. Technical characteristics of the installation are given.Functional peculiarities of such installation components as: working chambers, technological fixture, electron guns aredescribed.
Ключ е вы е с л о в а : электронно-лучевой переплав; ус-тановка; промежуточная емкость; припод; молибден
Плавка молибдена представляет собой сложнуютехническую задачу вследствие высокой температу-ры плавления (2617 °С) и повышенных требованийпо чистоте металла от примесей [1]. В мировойпрактике для выплавки слитков молибдена приме-няют вакуумно-дуговой или электронно-лучевой пе-ре-плавы, в которых в качестве защитной средыиспользуют вакуум и концентрированные источникиэнергии (электрическую дугу и электронный луч).
Вакуумно-дуговой переплав в разряженной ат-мосфере инертного газа отличается ограниченнымивозможностями по очистке исходного молибденово-го сырья от вредных примесей и газов, поэтому длянего требуются шихтовые материалы высокой чис-тоты. Электронно-лучевую плавку производят приболее высоком вакууме, что обеспечивает высокуюстепень очистки металла [2].
Особенно эффективен электронно-лучевой пе-реплав с промежуточной емкостью (ЭЛПЕ) [3], ко-торый благодаря пространственному разделениюпроцессов плавления, рафинирования и кристалли-зации металла позволяет выдерживать расплав ме-талла в промежуточной емкости в течение времени,необходимого для его рафинирования до заданногоуровня чистоты.
Для достижения максимального эффекта от ре-ализации метода ЭЛПЕ в области плавки тугоплав-ких металлов необходимы новые установки про-мышленного типа, сочетающие высокую произво-дительность вакуумной системы с большой удель-ной мощностью электронных лучей. В Институтеэлектросварки им Е. О. Патона накоплен богатыйопыт по созданию таких установок.
Армения богата молибденом, который добываютна медно-молибденовых рудниках. Металлическиймолибден в виде восстановленного порошка произ-
водят на заводе OAO «Чистое железо» (Ереван) ввиде брикетов ТУ РА28-54-529-61-661—2007. Длядальнейшей очистки молибдена от примесей и по-лучения качественных слитков, готовых для дефор-мации в полуфабрикат, потребовалась плавильнаяустановка.
С этой целью в НТЦ «Патон-Армения»Института электросварки им. Е. О. Патона создалиэлектронно-лучевую установку МВ-1 (рис. 1), спо-собную эффективно плавить тугоплавкие металлыи их сплавы.
Установка конструктивно состоит из плавиль-ной камеры (камеры плавки), камеры загрузки икамеры слитка. Все элементы конструкции выпол-нены с полыми стенками, в которых циркулируетвода для принудительного охлаждения во времяплавки и остывания слитка. Кроме того, установкаоснащена блоком питания электронно-лучевых наг-ревателей, системами управления и стабилизацииэлектронных лучей, вакуумной системой. Ниже при-ведены основные технические параметры установки.
Технические характеристикиэлектронно-лучевой установки МВ-1
процесс плавки. Она представляет собой вертикаль-но расположенный прямоугольник 1,5 0,9 м, огра-ниченный сверху и снизу вакуумно-плотными крыш-ками. Толщина стенок камеры позволяет полностьюисключить проникновение наружу вторичного рент-геновского излучения, вызванного торможениемэлектронов о переплавляемый материал.
Внутри камеры находится технологическая ос-настка, состоящая из промежуточной емкости, при-пода и кристаллизатора (рис. 2). На верхней крышкеустановлены электронно-лучевые пушки ВТР (4 шт.).
Технические характеристики пушки ВТР
Номинальная мощность, кВт ................. 100Рабочая частота развертки, Гц............... 50Максимальная сила тока, А .................. 4Угол отклонения пучка от осипушки, град ........................................ 0… 10Рабочий газ ......................................... cмесь водорода и кислородаМаксимальный расход газа, л/ч ........... 1,0Диаметр пятна в фокусепучка, мм............................................ 10… 20
Во время проведения регламентно-технологи-ческих работ верхняя плита может перемещаться спомощью цехового крана для чистки внутреннихповерхностей крышки и пушек от возгонов, которыетам осаждаются в процессе плавки.
К технологическому отверстию в нижней крыш-ке присоединена камера слитка. Через имеющиесяна боковой стенке камеры штуцеры охлаждающаявода подается в элементы технологической оснасткис помощью системы медных патрубков.
На боковой стенке камеры установлена смотро-вая система (стробоскопического типа) оператора.Напротив оператора в стенке камеры имеется пат-рубок ДУ 400, через который с помощью вакуум-ного затвора камера плавки соединяется с откачнойсистемой. Справа от оператора камера плавки сое-диняется с камерой загрузки также с помощью ваку-умного затвора ДУ 400.
Камера загрузки представляет собой полый па-раллелепипед с крышкой, оснащенной вакуумнымуплотнением. Общая длина камеры загрузки сос-тавляет 2,2 м. Для проведения операции загрузкишихты указанные части камеры расстыковываютсяпосле освобождения зажимов, расположенных попериметру уплотнения, после чего крышку откры-вают для загрузки шихты. В камере загрузки раз-
мещен механизм подачи шихты, позволяющий по-давать цельную заготовку, расходуемый короб сшихтовыми материалами, кусковую шихту и насып-ные материалы (например, порошок восстановлен-ного молибдена).
В двух первых случаях на направляющих уста-навливают рольганг, по которому толкатель подаетзаготовку в зону плавки. В случае раздельной ших-ты на направляющие устанавливают нерасходуе-мый короб, ширина которого не превышает таковуюзадней стенки промежуточной емкости, и толкательравномерно сбрасывает шихтовые материалы в про-межуточную емкость.
Камера слитка представляет собой полый пря-моугольник 0,7 0,7 2,2 м, который крепится книжней крышке камеры с помощью фланца. В ка-меру слитка через вакуумное уплотнение снизу вво-дят шток, на верхней части которого расположен мед-ный водоохлаждаемый поддон. Поддон конструктив-но закреплен в камере слитка с помощью двух тра-верс, соединенных между собой винтовыми тягами.
Снаружи камеры слитка расположен привод, ко-торый через винтовые тяги сообщает штоку верти-кальное перемещение для вытягивания слитка впроцессе плавки. Привод состоит из электродвига-теля и редуктора. На поддоне перед началом плавкикрепятся «закладные», изготовленные из материа-ла выплавляемого слитка.
В нижней части камеры слитка размещен техно-логический люк, посредством которого обеспечива-ется доступ к внутренним частям механизма вытя-гивания. Через данный технологический люк про-изводится установка закладных перед плавкой иосвобождение готового слитка из закрепления послеплавки перед его извлечением из установки.
Технологическая оснастка, где происходит про-цесс электронно-лучевого переплава, состоит изпромежуточной емкости, припода и кристаллизато-ра. Промежуточная емкость (холодный под) пред-ставляет собой медную водоохлаждаемую поверх-ность, ограниченную стенками, в одной из которыхвыполнен проем для слива жидкого металла (слив-ной носок). В нее электронными лучами сплавляетсяшихта, подаваемая из камеры загрузки.
Промежуточная емкость служит для усредненияхимического состава, рафинирования расплава от
Рис. 1. Электронно-лучевая установка МВ-1: а – пульт оператора; б – вид со стороны камеры загрузки
35
примесей (в том числе и газовых) и включений [3].В процессе плавки на дне промежуточной емкостиобразуется гарнисаж, предохраняющий стенки идно от взаимодействия с расплавленным металлом.
Металл из промежуточной емкости сливается вкристаллизатор, представляющий собой полыйзамкнутый контур (проем), внутренняя часть кото-рого, контактирующая с металлом слитка, выпол-нена из водоохлаждаемой меди. Промежуточная ем-кость, припод и кристаллизатор составляют единыйузел, смонтированный на стальной раме, закреп-ленной в камере плавки.
Конструктивная схема крепления оснастки внут-ри камеры позволяет оперативно заменять ее узлы(переходить на другие размеры слитка).
Вакуумная система установки МВ-1 включаетвакуумные магистрали, затворы и насосы: механи-ческие, пароструйные и диффузионные. Магистра-ли состоят из стальных труб, соединяющих насосыкак между собой, так и с камерой плавки, пушками,и обеспечивают необходимые проходные сечениядля максимального использования производитель-ности насосов.
Вакуумирование внутренних полостей камер ус-тановки от уровня атмосферного давления осущес-твляется механическим насосом АВЗ-125Д. Произ-водительность насоса позволяет достичь в камереплавки уровня остаточного давления 3⋅104 Па в те-чение 10 мин. Для дальнейшего вакуумирования ус-тановки и удаления газов и паров металла во времяпроцесса плавки используется основная вакуумнаямагистраль, состоящая из следующих типов насосов:
АВЗ-125Д – 2 шт.2ДВН1500 – 1 шт.2НВБМ400 – 2 шт.Вакуумная система установки МВ-1 позволяет
создавать разрежение в объеме плавильной камеры(1⋅10—2 Па), обеспечивающее бесперебойную работупушек и необходимую степень рафинирования пе-реплавляемого металла в течение всего технологи-ческого процесса.
Главной технической особенностью электронно-лучевой установки МВ-1 является возможностьплавки тугоплавких металлов – высокая удельнаямощность электронно-лучевого нагрева относитель-но объема камеры плавки и конструктивные реше-ния технологической оснастки, позволяющие эф-фективно производить дегазацию и плавку исход-ного сырья.
Наличие четырех пушек ВТР общей мощностью480 кВт обеспечивает удельную мощность потокаэлектронов в промежуточной емкости на уровне2⋅106 Вт/м2, а в зоне плавки брикетов восстанов-ленного порошка молибдена – 3⋅107 Вт/м2, чтовполне достаточно для тугоплавких металлов.
При необходимости установка позволяет созда-вать в точке электронную бомбардировку удельноймощностью 5⋅108 Вт/м2. Для повышения произво-дительности электронно-лучевой плавки тугоплав-ких металлов необходимо осуществлять дегазациюисходной шихты [4].
С этой целью технологическая остнастка в элек-тронно-лучевой установке МВ-1 дополнена меднойводоохлаждаемым приподом (подложкой) значи-тельной протяженности (рис. 2), на котором про-исходит предварительный нагрев и частичное плав-ление брикетов молибдена под действием электрон-ных лучей.
Установка оснащена стробоскопической систе-мой наблюдения за процессом плавки с использо-ванием внешнего привода, что позволяет вести ви-зуальный контроль и осуществлять обслуживаниесмотровой системы без прерывания технологичес-кого процесса.
Электронно-лучевая установка МВ-1 являетсявысокопроизводительным агрегатом промышлен-ного типа для плавки металлов и сплавов с проме-жуточной емкостью. В качестве шихтовых матери-алов могут быть использованы как цельная расхо-дуемая заготовка, так и кусковые отходы, насыпныематериалы. Высокая удельная мощность электрон-ных пучков позволяет эффективно плавить тугоп-лавкие металлы и сплавы на их основе. Благодарявозможности оперативной замены технологическойоснастки на установке можно выплавлять слиткикак круглого, так и прямоугольного сечений.
1. Молибден в ядерной энергетике / Под ред. чл.-кор. АНСССР В. С. Емельянова и д-ра техн. наук проф. А. И. Евс-тюхина. – М.: Атомиздат, 1977. – 160 с.
2. Мовчан Б. А., Тихоновский А. Л., Курапов Ю. А. Элект-ронно-лучевая плавка и рафинирование металлов и спла-вов. – Киев: Наук. думка, 1972. – 240 с.
3. Электронно-лучевая плавка / Б. Е. Патон, Н. П. Три-губ, Д. А. Козлитин и др. – Киев: Наук. думка, 1997. –265 с.
4. Патон Б. Е., Тригуб Н. П., Ахонин С. В. Электронно-лучевая плавка тугоплавких и высокореакционных метал-лов. – Киев: Наук. думка, 2008. – 306 с.
В. А. Шаповалов, Ф. К. Биктагиров, А. П. Игнатов,В. И. Колесниченко, О. В. Карускевич, Ю. А. Никитенко,
В. В. Якуша, А. В. Гнатушенко, А. Н. Гниздыло
Приведены результаты разработки переносного плавильно-разливочного модуля. Показана принципиальная возмож-ность создания агрегатов ковш-печь с индукционным нагревом для плавки, обработки и транспортировки жидкой стали.
Results of development of a portable melting-pouring module are given. The principal feasibility of creation of unitsof a ladle-furnace type with induction heating for melting, treatment and transporting of molten steel is shown.
Ключ е вы е с л о в а : ковш-печь; дуговой нагрев;индукционный нагрев; конструкция
В современном металлургическом производствесталь, выплавленная в том или ином агрегате с цельюдоводки и рафинирования, подвергается обработкена установках типа ковш-печь. При этом для компен-сации тепловых потерь в процессе данной и будущихобработок (вакуумирование, транспортировка,разливка) применяется дуговой нагрев, при которомтепло передается верхним слоям металла.
Поэтому для усреднения температуры по высотековша, как правило, используют донную продувкуметалла аргоном с соответствующим техническимисполнением (аргонопровод, пористые вставки, регу-лирующая и контролирующая аппаратура и т. д.).
Особенностью дугового нагрева является местныйподэлектродный перегрев расплава, приводящий кугару легирующих элементов, а также высокий уро-вень тепловых нагрузок на свод и верхний поясковша, способствующие преждевременному износуфутеровки.
Для соблюдения режимов разливки и обеспе-чения высокого качества получаемой стальной за-готовки температуру металла в сталеразливочномковше необходимо поддерживать в определенных(довольно узких) пределах. Чрезмерное понижениетемпературы металла в ковше приводит к зарас-танию разливочного стакана, а перегрев металланад температурой разливки – к сокращению срокаслужбы ковша и необоснованным энергозатратам.
При дуговом нагреве с учетом его особенностейобеспечить равномерную и заданную температуруметалла по всему объему ковша довольно сложно.С этой точки зрения предпочтительным является
индукционный нагрев, при котором возможна плав-ная регулировка мощности нагрева, а металл вковше интенсивно перемешивается за счет электро-магнитных сил, обеспечивая однородность темпе-ратурного поля.
Кроме того, при индукционном нагреве можносовмещать во времени операции нагрева и ваку-умирования, что положительно сказывается на се-бестоимости металлургической продукции.
Что касается наведения рафинировочного шлакав ковше при индукционном нагреве, то для этогоможно использовать тот же электродуговой илиэлектро-шлаковый нагрев, но значительно меньшеймощности, по сравнению с чисто электродуговымнагревом всего объема ковша, применяют и газовыйобогрев, в том числе так называемыми факельно-шлаковыми горелками [1].
Ковш-печь с индукционной или гибридной схе-мой нагрева позволяет обрабатывать стали с задан-ной температурной скоростью, сокращать времяобработки, а температуру металла поддерживать вточно заданных пределах. Индукционный нагревможно использовать и для работы сталеразливочно-го ковша в режиме «миксера», например приожидании его подачи на позицию разливки или вслучае сбоя цикла разливки.
При создании такого агрегата необходима раз-работка конструкции ковша с возможностью еготранспортировки с позиции на позицию, т. е. с раз-делением классической схемы «индукционнаятигельная печь» на две независимые единицы –стационарный нагреватель и мобильный ковш.В этом случае неводоохлаждаемый корпус ковшадол-жен быть «прозрачным» для электро-магнитного поля. Существующие разработки пре-дусматривают изготовление корпуса из ме-
таллических немагнитных материалов, напримернержавеющей стали или титана, что, однако,приводит к существенному увеличению стоимостиковша и не исключает частичного экранированияэлектромагнитного поля, а также потерь мощности.
В патенте [2] предложено корпус индукционногоковша, кроме донной и верхней частей, изготовлятьиз неметаллических материалов (огнеупорных бето-нов). Такие ковши, однако, могут применятьсяпреимущественно при разливке легкоплавких метал-лов, а для сталеплавильного производства ма-лопригодны. Поэтому потребовалось созданиеплавильно-разливочного модуля с индукционным наг-ревом, позволяющего разделить нагреватель и ковш,характеризующийся высокой эксплуатационнойпрочностью корпуса.
За основу разработки взята конструкция корпу-са ковша в виде металлического каркаса типа«беличье колесо». Отдельные элементы такого кар-каса представляют собой пакеты из электрическиизолированных полос немагнитной стали, жесткоскрепленных между собой, толщиной менее глубины
Пространство между металлическим каркасом за-полняется огнеупорным материалом, формирующимтигель ковша. Благодаря наличию металлическогокаркаса такой ковш имеет высокую прочность, приэтом сам корпус практически не экранирует электро-магнитное поле индуктора [3].
Для принципиальной проверки работоспособ-ности указанного ковша разработано и создано ла-бораторное оборудование (рис. 1). С учетом имею-щегося источника питания (машинного преобразо-вателя частотой 8 кГц и мощностью 100 кВт) вы-браны следующие геометрические параметры ковша:внутренний диаметр – 120…150 мм; высота – 400 мм;футеровка – набивная магнезитовая; толщинафутеровки – 30…50 мм; масса жидкого металла –до 30 кг. Кольцевой многовитковый индуктор изго-товляли из медной трубки в виде спирали. Индукторне связан с ковшом и прикреплен к несущим стойкам.В лабораторных условиях слив жидкого металла изковша осуществляли через носок путем егоопрокидывания на специальном разливочном модулес механизмом наклона установленного в «стакан»ковша под углом 90° (рис. 1, б). Общий вид такогоплавильно-разливочного модуля показан на рис. 2.
В процессе работы ковш, предварительно запол-ненный выплавленным металлом, устанавливаливнутрь индуктора. Подавали питание на индуктори осуществляли нагрев металла до требуемой тем-пературы с одновременным его легированием ирафинированием.
После достижения заданной температуры и за-вершения технологических операций отключалипитание индуктора, ковш извлекали из него и пере-мещали на позицию разливки, где и происходилслив металла в изложницу. При необходимостиперед этим скачивали шлак.
Рис. 1. Схема лабораторного плавильно-разливочного модуля (а) с индукционным нагревом металла в ковше-печи (б): 1 – ковш;2 – механизм наклона; 3 – «стакан»; 4 – футеровка; 5 – индуктор; 6 – стойки для крепления индуктора
Рис. 2. Общий вид плавильно-разливочного модуля: 1 –индуктор; 2 – ковш; 3 – разливочный модуль
38
Проведенные испытания с изменением режимовнагрева и марок обрабатываемой стали показалиполную работоспособность и безопасность разрабо-танной конструкции. Созданная технологическаясхема и оборудование позволяют не только вы-держивать расплав при определенной температуредля проведения металлургических операций, но ис учетом запаса мощности индукционногоисточника расплавлять шихтовую загрузку безснижения несущей способности ковша [4].
Таким образом, в перспективе возможно внед-рение различных вариантов конструкций ковша ииндуктора в зависимости от объема. Предваритель-ные расчеты показали, что для ковшей вместимостью10…20 т предпочтительным является стационарныйкольцевой индуктор, а для ковшей вместимостьюболее 50 т – стационарная система магнитопроводовс индивидуальными индукторами (рис. 3). При этомс целью стыковки магнитопроводов в корпусе ковшанеобходимо предусмотреть наличие специальных«окон», прозрачных для электромагнитного поля.
Кроме того, корпус ковшей с индукционнымобогревом может иметь грушевидную форму дляуменьшения тепловых потерь, в том числе с зеркала
металла, и улучшения перемешивания металличес-кой ванны. Грушевидная форма является болеепредпочтительной и с точки зрения распределениянапряжений в кожухе ковша.
Индукционный нагрев можно использовать идля поддержания заданной температуры металла впромежуточном ковше (рис. 4), также предус-матривается разделение нагревательного узла истационарно установленного индуктора.
На основе проведенных исследований и анализалитературных источников можно сделать вывод отом, что применение индукционного нагрева пере-носного агрегата ковш-печь позволяет усреднить иплавно регулировать температуру металла во всемобъеме; сократить длительность обработки металлав 2 раза; совместить операцию нагрева с обработкойметалла вакуумом и шлаками, продувкой газом,рафинированием и долегированием; снизить угарметалла и легирующих вследствие исключения ло-кального перегрева металла; сократить потреблениеэлектроэнергии на дополнительный перегрев метал-ла; продлить срок службы ковша и сэкономить огне-упоры; уменьшить техногенную нагрузку на окру-жающую атмосферу.
1. Дудко Д. А., Крутиков Р. Г., Прохоренко К. К. Комп-лексное улучшение качества стальных слитков. – Киев:Техника, 1969. – 180 с.
2. Пат. 4618964 US, МПК Н 05 В 5/16. Ladle or tundish/ H. G. Larsson, E. Ewstman, A. Ostlund. – Publ.21.10.1986.
3. Пат. 36318 Україна, МПК B 22 D 41/005. Пристрій длянагріву, транспортування і розливу рідкого металу /Б. Є. Патон, В. О. Шаповалов, В. І. Колєсніченко таін. – Опубл. 27.10.2008, Бюл. № 20.
4. Ковш-печь с индукционным нагревом / В. А. Шаповалов,Ф. К. Биктагиров, В. И. Колесниченко и др. // Ключе-вые проблемы развития электрометаллургическойотрасли: II междунар. науч.-техн. конф. (Киев, 23—24 ап-реля 2009 г.). – Киев, 2009. – С. 44.
Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, Киев
Предложены самосогласованная по температурному профилю и упрощенная аналитическая модели стационарногорежима СВС в мультислойной наноструктуре, основанные на использовании кинетики реакционного роста фаз втонких пленках в неизотермических условиях.
Self-consistent by a temperature profile and simplified analytic models of stationary mode SHS in multi-layer nanostructurebased on application of kinetics of a reaction growth of phases in thin films under non-isothermal conditions are offered.
Ключ е вы е с л о в а : самораспространяющийся высоко-температурный синтез; реакционная диффузия; теплопро-водность; фазообразование; нанопленки
В последнее время процессы самораспространяю-щегося высокотемпературного синтеза (СВС) до-вольно активно исследуются на наноуровне не толь-ко в порошковых системах [1], но и в мультислой-ных структурах. Интерес к таким структурам обус-ловлен возможностью их использования в качествепромежуточных слоев при формировании неразъем-ных соединений трудносвариваемых материалов,например композитов или интерметаллидов [2, 3].
Интенсивное тепловыделение в процессе проте-кания реакции СВС в мультислойных системах наоснове интерметаллидообразующих компонентовпозволяет их применять и в качестве локальныхисточников нагрева в процессе пайки [4]. Не менееперспективным представляется их использование вкачестве исходного материала при изготовлениитонкой интерметаллической фольги.
Для обеспечения требуемых параметров проте-кания твердофазных реакций в мультислойнойструктуре необходимо учитывать ряд факторов, та-ких как химический и концентрационный составыфольг, их толщину и период мультислоя, условиянапыления фольги (степень неравновесности де-фектов, наличие промежуточных фаз и вероятностьих возникновения), параметры инициации реакции(температура и время поджога).
Экспериментальное решение указанной задачитребует постановки большого количества экспери-ментов. Одним из путей ее упрощения может бытьпостроение теоретических моделей, которые позво-лят прогнозировать характеристики фронта горе-ния в процессе СВС в зависимости от условий про-ведения эксперимента.
В общем случае реакции СВС следует рассмат-ривать в нестационарных условиях, поскольку сис-темы, в которых он реализуется, как правило, име-ют сложные фазовые диаграммы. При этом возмо-жен одновременный или последовательный ростфаз и, как результат, конкуренция екзо- и эндотер-мических процессов с меняющейся локальной тем-пературой, которая в свою очередь переопределяетход эволюции фазообразования. При этом поведе-ние системы становится сложнопрогнозируемым, абольшое количество изменяемых параметров ус-ложняет поиск требуемого режима СВС.
Возможное решение такой задачи авторы видятв создании симуляционной модели самосогласован-ного решения уравнений теплопроводности и диф-фузии с учетом фазовых характеристик, дискретноменяющихся во времени и пространстве.
Это связано с тем, что диффузионные параметрыфаз и их термодинамические стимулы превраще-ния, с одной стороны, зависят от температурного иконцентрационного полей, а с другой, – влияют наних вследствие экзо- или эндотермических превра-щений. Подготовительным этапом построения такой
модели является разработка серии простых фено-менологических моделей для описания частных слу-чаев структуры фронта горения реакции СВС.
Поскольку диффузионный перенос продукта го-рения в направлении распространения фронта прак-тически отсутствует [1], то за время протеканиядиффузионного процесса в направлении, попереч-ном к распространению фронта горения, сам фронтпройдет в √⎯⎯⎯⎯⎯⎯a2 ⁄ D ~ 103 раз большее расстояние(a2 – коэффициент температуропроводности; D –коэффициент диффузии). Это позволяет разбитьпрофиль фронта горения на требуемое количествоинтервалов, чтобы на каждом из них рассматриватьтемпературу постоянной, диффузионный процессизотермическим, а время прохождения фронта дос-таточным для образования конечного продуктатвердофазного горения.
Например, в системе Al/Ni чаще встречаетсяпоследовательность образования равновесных фазс увеличением содержания никеля и выделениемтепла при условии достаточного количества реаген-тов как для взаимной диффузии в объемных образ-цах [5], так и при взаимодействии в тонких пленках[6—8]. Если предположить, что внешний теплоотводи потери тепла при плавлении алюминия несущес-твенны, то образуемая конечная фаза будет опре-деляться начальным составом фольги.
Целью данной работы является создание фено-менологического описания стационарного распрос-транения плоского фронта в результате образова-ния одной промежуточной фазы. Модель должнапрогнозировать основные параметры (скорость рас-пространения фронта и температуру в нем) исходяиз характеристик мультислойной структуры (пери-ода мультислоев, соотношения количества компо-нентов, степени неравновесности структуры). Ре-шение обратной задачи позволит находить опти-мальные параметры структуры для получения тре-буемых скорости, температуры фронта и (при не-обходимости) продуктов реакции СВС с заданнымисвойствами.
Построение модели процессов в нанослойнойструктуре позволяет непосредственно использоватьзаконы взаимной и реакционной диффузии с по-правкой на пространственную неоднородность тем-пературного поля [9], в то время как в порошковыхсистемах приходится использовать общие уравне-ния химической кинетики с некоторыми подгоноч-ными коэффициентами (трактовка которых не всег-да однозначна).
Рассмотрим нанослойную двукомпонентнуюфольгу в виде чередующихся M слоев компонентовA и B (рис. 1) шириной и периодом мультислоя 4l,где l соответствует половине толщины слоя одногокомпонента (толщины слоев A и B равны).
В отличие от подхода взаимной диффузии, ис-пользованного в работе [9], примем, что тепло вы-деляется не во всем объеме, а только на движущихсямежфазных границах. При этом для создания мо-дели распространения фронта используются урав-нения реакционной диффузии, что целесообразнеепри образовании промежуточных соединений с уз-кими областями гомогенности в процессе СВС.
Можно выделить следующие основные положе-ния феноменологической модели:
фронт распространения реакции плоский и ста-ционарный;
все фазовые границы по концентрации и по тем-пературе соответствуют равновесной диаграмме сос-тояний;
при прохождении фронта образуется одна фаза;диффузионные потоки во фронте направлены в
основном перпендикулярно к направлению его рас-пространения (при условии, что ширина фронта го-рения намного больше периода мультислоя);
образующаяся фаза имеет узкий интервал гомо-генности с близкими значениями концентраций cleft,cright (Δc ≡ cright — cleft << 1) на границах xleft, xright.В этом случае применимо приближение постояннос-ти потока [10], т. е. плотности потоков Jleft, Jrightна левой и правой границах практически равнымежду собой и равны плотности потока внутри фа-зы. Эта плотность потока определяется интеграль-
Рис. 1. Геометрия образца мультислойной бинарной пленки
Рис. 2. Термодинамический стимул: Δgi(j,k) – свободная энергия,высвобождающаяся в пересчете на атом при образовании фазыi из фаз j и k при соблюдении закона сохранения вещества;вычисляется как разность между потенциалом Гиббса (на атом)i-той фазы g и потенциалом gi(j,k)
eq смеси соседних фаз j, а также
k соответствующего состава
41
но, т. е. через среднее значение D— концентрацион-
ной зависимости коэффициента диффузии D(c):
Jleft ∼ Jright ∼ J = —
1Ω
∫ Cleft
Cright
D(c)dc
xright — xleft = —
1Ω
D—
Δc
xright — xleft, (1)
где Ω – атомный объем;отсутствует теплоотвод через внешние поверх-
ности мультислоя.Рассмотрим рост промежуточной δ-фазы между
α-фазой (твердый раствор на основе A) и ζ-фазой(твердый раствор на основе B) с термодинамичес-ким стимулом на один атом Δgδ(α,ζ) (рис. 2) [11].Термодинамический стимул зависит от температу-ры, но в расчетах выбран константой из-за недос-таточных фактических данных. Поскольку фольгаимеет периодическую структуру, то выберем мини-мальный период толщиной 2l, где l – 1/4 периодамультислоя; Δy0 – исходная толщина слоя фазы,образовавшегося до прохождения реакции СВС(рис. 3).
В тонком сечении dx, перпендикулярном нап-равлению распространения фронта, за время dt об-разование фазы пройдет в прослойке dΔyδ(x), со-держащей dΔyβ(x) dxW/Ω атомов (рис. 4). Выде-лившееся тепло Δgδ(α,ζ) dΔyδ(x)dxW/Ω/dt пойдет
на нагрев прослойки dx по всей толщине 2l. Такимобразом, изменение температуры в сечении dx составит
qδ(x) = Δgδ(α,ζ) dΔyδ(x) dx W ⁄ Ω ⁄ dt
cpρ2l dx W =
Δgδ(α,ζ) dΔyδ(x)2lcpρΩdt
, (2)
где cр – удельная теплоемкость; ρ – плотность.При стационарном режиме горения каждая точ-
ка фронта движется с постоянной скоростью v ихарактеризуется температурой T(x), шириной об-разованной фазы Δy(x) между каждыми двумя сло-ями, тепловыделением на один атом за единицу вре-мени qδ(x). Очевидно, что диффузионные характе-ристики зависят от температуры, определяемой теп-ловыделением, которое в свою очередь зависит отэффективности диффузионного процесса. Такимобразом, решением поставленной задачи будет на-хождение самосогласованных профилей T(x),Δy(x) и q(x). Для этого необходимо применить ите-рационную процедуру, условием остановки которойбудет стабилизация указанных профилей.
Для построения самосогласованной модели, тре-бующей численных расчетов, найдем профиль ши-рины образованной δ-фазы. Для этого запишемуравнение баланса вещества для движущейся меж-фазной границы yαδ (компонент A/промежуточнаяфаза) и для движущейся межфазной границы yδζ(промежуточная фаза/компонент B), используяприближение (1):
⎧
⎨
⎩
⎪⎪
⎪⎪
(cδ — 0) dyαδ
dt = —
DδΔcδ
yδζ — yαδ
(1 — cδ)dyαδ
dt = +
DδΔcδ
yδζ — yαδ
, (3)
где cδ – средняя концентрация в δ-фазе; Dδ –коэффициент диффузии в δ-фазе; Δcδ – интервалгомогенности δ-фазы.
После несложных математических преобразова-ний получим:
dΔyδ2 (t,x)dt
= 2
cδ(1 — cδ)Dδ
W, (4)
Рис. 3. Геометрия модели роста промежуточной δ-фазы
Рис. 4. Прослойка dΔyδ, из которой выделяется тепло за проме-жуток времени dt
проницаемость фазы, которая зависит от темпера-туры (функции времени и координаты) и являетсякомбинацией диффузии Dδ
∗(A), Dδ∗(B) меченых ато-
мов A, B и термодинамического стимула преобра-зования Δgδ(α,ζ)(T) [12]:
DδW (T(t,x)) = (cδ Dδ
∗(A) + (1 — cδ) Dδ∗(B))
Δgδ(α,ζ)(T(t,x)) ⁄ kBT(t,x), (5)
где cδ Dδ∗(A) + (1 — cδ) Dδ
∗(B) = D0δ∗ exp(— Qδ
⁄ kBT(t,x)),D0δ, Qδ – соответственно предэкспоненциальныймножитель и энергия активации диффузии; kB –постоянная Больцмана.
При интегрировании выражения (4) необходимоучесть, что прослойка Δyδ(t,x) содержит слой Δy0
с диффузионной проницаемостью D0W, в котором
реакция прошла еще до начала СВС:
Δyδ2(t,x) — Δy0
2(t,x) =
2cδ(1 — cδ)
∫ (— ∞
tDδ
W (T(t′,x)) — D0
W)dt′,(6)
где t – время смыкания прослоек новой δ-фазы.Перейдем к новым переменным ξ = x — vt′,
t′ = x — ξ
v, dt′ = —
dξv
так, чтобы x~ = x — vt,⎧⎨⎩
x~ < 0 – after front0 < x~ – in front
. Тогда
при x~ = 0 прослойки смыкаются Δyδ(t,0) = 2l,решение (6) будет иметь вид
Δyδ2 (x~ ) = Δy0
2 + 2
cδ(1 — cδ) 1v ∫ (
x__
+∞
DδW(T(ξ)) — D0
W) dξ ,(7)
а скорость распространения стационарного фронта
v = 1
4l2 — y02
2cδ(1 — cδ)
∫ DδW
0
+∞
(T(ξ)) — D0W)dξ . (8)
В уравнении теплопроводности перейдем к вве-денной переменной x~
— v∂T∂x~
— aδ2
∂2T
∂x~2 =
= ⎧⎨⎩
0, x~ < 0, Δy(x~) = 2l – after frontqδ(x
~), 0 < x~, Δy0 < Δy(x~) < 2l – in front .
(9)
Подставим выражение (2) в формулу (9), пред-варительно заменив dt = dx~/v, и получим уравне-ние, описывающее распространение тепла во фрон-те (0 < x~):
— v ∂T∂x~
— aδ2
∂2T
∂x~2 = Δgδ(α,ζ) (T(x~))
2lcpρΩ v
dΔyδ(x~)
dx~. (10)
Формальное решение уравнения (9) приводит кследующему интегральному уравнению:
T(x~) =
⎧
⎨
⎩
⎪⎪⎪
⎪⎪⎪
T0 + 1v∫ qδ(α,ζ)
0
∞ (T(ξ))dξ, x~ < 0
T0 + 1v∫ qδ(α,ζ)
x~
∞ (T(ξ))dξ +
+ 1v∫ qδ(α,ζ)
∞
x~
(T(ξ))exp⎛⎜⎝
v
aδ2 (ξ — x~)⎞⎟
⎠dξ, 0 < x~
,(11)
которое можно решить с помощью итерационнойсамосогласованной процедуры одновременного оп-ределения профиля изменения температуры (11) искорости (8).
Чтобы избежать описанной итерационной про-цедуры, предложенную модель можно упростить,получив простые аналитические оценки максималь-ной температуры во фронте Tf и скорости прохож-дения фронта v. Это потребует использования ещеодного допущения: при решении уравнения тепло-проводности (но не диффузии!) пренебречь теплом,выделяющимся в результате образования новой фа-зы. Тогда в квазистационарном приближении∂T∂t
= — v∂T∂x
уравнение теплопроводности будет
иметь вид — v∂T∂x
— a2∂2T∂x2 = 0 с решением
∂T∂x
= ⎛⎜⎝
∂T∂x
⎞⎟⎠0
exp ⎛⎜⎝—
va2x
⎞⎟⎠ ∼ exp⎛
⎜⎝—
xL
⎞⎟⎠ ,
где ширина фронта
L = a2
v .
(12)
За время τ ~ Lv =
a2
v2 прохода фронта шириной L
в результате реакционной диффузии δ-фаза с рав-новесной концентрацией cδ должна сомкнуться:
2cδ(1 — cδ)
∫ D0
τ
(T(t))dt ≈ (2l)2 — (Δy0)2, (13)
где D(T) = D0δexp⎛⎜⎝—
Qδ
kBT⎞⎟⎠ ΔgPδ(α,ζ)
kBT.
В результате интегрирования уравнения (13) сиспользованием несложных, но громоздких мате-матических преобразований получим выражение дляскорости распространения стационарного фронта:
v =√⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯ 2
cδ(1 — cδ) α
2D0δΔgδ(α,ζ)
4l2 — Δy0
2 T0(kBTf + Qδ)
Qδ2(Tf — T0)
exp ⎛⎜⎝—
Qδ
kBTf
⎞⎟⎠, (14)
где Tf – максимальная температура во фронте.При оценке Tf используем формулу (10). Пос-
кольку максимальная температура достигается завремя t прохождения реакции по всей толщине эф-фективной прослойки 2l — Δy0, то изменение тем-пературы равно
Tf — T0 = ∫ qδ0
t
(x)dt′ = Δgδ(α,ζ) (2l — Δy0)
2lcpρΩ. (15)
43
Очевидно, чем больше толщина начальной прос-лойки Δy0, тем ниже максимальная температура Tf
во фронте. При Δy0 = 0 будет достигнута макси-
мальная температура Tmax = T0 + Δgδ(α,ζ)
cpρΩ.
В предложенной аналитической оценке не учи-тывается влияние тепловыделения на профиль тем-пературы (нуль в правой части уравнения тепло-проводности), т. е. эта модель не является самосог-ласованной.
Для количественных оценок предложенных мо-делей с одной промежуточной фазой использовалипараметры, приведенные в работе [9]: cδ = 0,5; D0δ
∗ == 1,5⋅10—5 м2/с; Qδ = 2,7⋅10—19 Дж; aδ
2 = 7,451⋅10—5 м2/с;T0 = 300 К; термодинамический стимул образованияδ-фазы Δgδ(α,ζ) = 7,36549⋅10—20 Дж определен из оцен-ки формулы (15) при Δy0 = 0 и Tf = 1919 К.
Для анализа результатов удобным является па-раметр f = (2l — Δy0)/(2l), определяющий долюпрослойки, не прореагировавшей в ходе изготовле-ния мультислойной фольги, где возможно фазооб-разование в процессе СВС. То есть f показываетэффективность протекания реакции СВС (при f ≅ 1температура фронта достигает максимального зна-чения Tf = Tmax) и может принимать значения отнуля (фазообразование прошло по всей толщинепрослойки) до единицы (многослойная пленка сос-
тоит из чистых компонентов без промежуточныхфаз). Поэтому введенный параметр f мы назваликоэффициентом эффективности прослойки. Вкомпьютерных расчетах его значение находится винтервале 0,5 ≤ f < 1, поскольку мультислойнуюфольгу с f < 0,5 неэффективно использовать в про-цессах СВС.
Величина l (четверть периода мультислоя) варь-ировалась от Δy0 (f = 0,5, прореагировала половинапрослойки) до 200 нм (максимальные значения принапылении), а толщина прослойки Δy0, которая вза-имодействовала до прохождения фронта горения,изменялась от 0,1 нм (f ≅ 1, меньше межплоскост-ного расстояния) до 100 нм (f = 0,5, половина мак-симальной толщины прослойки при напылении).На графиках представлены результаты для Δy0,принимающего значения 0,1; 0,4; 1,6; 6,4; 25,6 нм.
В ходе компьютерных расчетов фиксировалимаксимальную температуру во фронте (рис. 5, I);скорость фронта по формуле (8) (рис. 5, II). Ре-зультаты сравнивали с оценками упрощенной ана-литической модели: для скорости фронта по фор-муле (14), для максимальной температуры во фрон-те по формуле (15). Качественно профили скоростифронта совпали. Для количественного совпаденияоказалось достаточно ввести подгоночный множи-тель p в формулах (12) и (14):
Рис. 5. Зависимости максимальной температуры во фронте Tf (I) и скорости фронта v (II) от периода мультислоя 4l (а) икоэффициента эффективности прослойки f (б) при различных значениях ширины начальной фазы Δy0 в результате образованияодной промежуточной фазы в ходе расчетов по самосогласованной модели (линии) и аналитической оценке (точки). Штриховаялиния проходит через максимальные значения скорости при различных Δy0
На рис. 5, II точками обозначены профили ско-рости фронта при оптимальном подгоночном мно-жителе p = 4,04 (определен в максимальном зна-чении зависимости v(4l) при Δy0 = 0,1 нм).
Поскольку результаты предложенных моделейкачественно совпадают, то для анализа полученныхзависимостей используем аналитические выраже-ния (14) и (15). Из формулы (15) видно, что мак-симальная температура во фронте зависит от тер-модинамического стимула образования новой фазы.
Зависимость температуры от периода мульти-слоя 4l и толщины начальной прослойки новой фа-зы Δy0 определяется коэффициентом эффективнос-ти прослойки f и имеет линейный характер (рис. 5, I,б). При фиксированном Δy0 выход на асимптоти-ческое значение температуры во фронте происхо-дит, когда период мультислоя становится достаточ-ным для прогрева с учетом Δy0: чем больше началь-ная прослойка, тем больше период мультислоя 4l,при котором достигается максимальная температу-ра во фронте (рис. 5, I, а).
Немонотонный характер зависимости скоростиот периода мультислоя коррелирует не только с ана-литическими оценками для твердо- [9] и газофаз-ного [13] горения, но и с экспериментальными ре-зультатами для системы TiAl [14]. В области малыхзначений l коэффициент эффективности стремитсяк значению 0,5, что означает малый прогрев муль-тислоев, причиной которого авторы работы [14]считают «возрастание удельной поверхности меж-слоевых границ на единицу объема».
Проанализируем причину немонотонной зависи-мости скорости фронта от периода мультислоя сматематической точки зрения. Если в выражении(14*) подставить температуру фронта как функциюот коэффициента эффективности (15*) и предста-
вить 1
4l2 — Δy02 как
14l2f(2 — f)
, то скорость фронта
можно описать функцией от двух переменных:
v (l,f) = 1l√⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯const
1f(2 — f)
(kBTf(f) + Qδ)
(Tf(f) — T0) exp
⎛⎜⎝—
Qδ
kBTf(f)⎞⎟⎠, (16)
т. е. скорость определяется двумя такими конкури-рующими факторами (без учета постоянных вели-чин):
диффузионным, обратно пропорциональным пе-риоду мультислоя Mdif(l) = 1/l и связанным с па-раболическим ростом новой фазы (чем больше l,тем длиннее диффузионный путь); убывающим сувеличением f (рис. 6, а);
тепловым, зависящим от температуры фронтакак функции от коэффициента эффективности
Mheat(l,f) = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯ 1
f(2 — f) (kBTf(f) + Qδ)
(Tf(f) — T0) exp
⎛⎜⎝—
Qδ
kBTf(f)⎞⎟⎠ , и
возрастающим с увеличением f (рис. 6, б).При этом максимальная скорость достигается
при одном и том же значении f, независимо от пе-риода мультислойной структуры (рис. 6, II, б). Всвою очередь, положение максимума определяетсяэнергией активации диффузии для данной фазы:при Qδ = 2,7⋅10—19 Дж максимуму скорости соответ-ствует значение f = 0,85; при Qδ = 1,35⋅10—19 Джмаксимум смещается в f = 0,675.
Падение скорости фронта при f, близком к 0,5,можно объяснить преобладающим влиянием тепло-вого фактора Mheat, который убывает значительнорезче, чем возрастает диффузионный множительMdif, т. е. при большом периоде мультислоев уве-личивается диффузионный путь атомов, удлиняявремя разогрева и, соответственно, делая его не нас-только эффективным.
Кроме того, из формулы (16) очевидно, что про-изведение скорости и периода мультислоя опреде-ляется коэффициентом эффективности l(f)v(f) == Func(f). Для проверки этого соотношения, полу-ченного из простой аналитической модели, постро-или зависимости l(f)v(f) при изменении Δy0 и фик-сированных l для результатов по самосогласован-ной модели (рис. 7). Кривые совпадают (незначи-тельные расхождения вызваны погрешностями ли-
Рис. 6. Конкурирующие факторы Mdif (а) и Mheat (б), суперпозиция которых определяет немонотонный характер зависимостискорости фронта от коэффициента эффективности прослойки f (Q = 1,35⋅10
—19 Дж)
45
нейной интерполяции при определении скоростидля фиксированного l из зависимостей v(l)при фик-сированном Δy0, рис. 6, а). Полученный результатеще раз подтверждает адекватность простой оценки.
Поскольку мультислойные фольги являются не-равновесными объектами, то нет гарантии, что диф-фузионные и термодинамические параметры нашеймодели можно брать из таблиц физических вели-чин. Это касается прежде всего стимулов превра-щения и энергии активации диффузии. Мы пред-лагаем трактовать их как подгоночные параметрыв уравнении (14*). Заметим, что производнаяln(l(f)v(f)) по f (с учетом (15*)) зависит только отодного параметра Qδ:
dln(l(f)v(f))df
= 12ln
⎛⎜⎝
1f2(2 — f)
Qδ
(Tmax — T0)⎞⎟⎠ —
Qδ
kBTf(f).
Сравнение с экспериментальной кривой позво-ляет произвести однопараметрическую подгонку ве-личины Qδ. Подогнанное значение Qδ можно ис-пользовать для нахождения второго свободного па-раметра D0δΔgδ(α,ζ).
Выводы
1. Использован феноменологический подход дляописания стационарного режима процесса СВС,контролируемого реакционной диффузией. Пред-ложенные модели могут быть использованы дляоценки влияния фазообразования на параметрыфронта горения.
2. Сравнение результатов, полученных из прос-той аналитической оценки, с результатами числен-ных расчетов по более сложной самосогласованнойсхеме позволяет подобрать подгоночный параметр.Его использование в формуле (14*) делает возмож-ным простую для расчетов оценку скорости фронтагорения.
3. Обнаружено самоподобие в поведении муль-тислойной системы при фиксированном значениипредложенного параметра эффективности f.
4. Полученные в рамках простых феноменоло-гических моделей скейлинговые зависимости мож-
но использовать для оценки диффузионных и тер-модинамических параметров системы, а также дляподгонки (калибровки) компьютерных расчетовтемпературы и скорости фронта горения к экспери-ментальным данным.
5. Откорректированную модель, адекватно опи-сывающую реальные эксперименты СВС в тонкихпленках, можно использовать для прогнозированияпротекания реакций СВС в широком интервале ха-рактеристик многослойных фольг (толщин и пери-ода мультислоя, концентрационного состава, де-фектности и т. д.). Это позволит оптимизироватьнеобходимые параметры протекания реакции СВСв тонких фольгах, не прибегая к большому коли-честву экспериментов.
Работа поддержана Министерством образова-ния и науки Украины, Государственным фондомфундаментальных исследований Украины, целе-вой комплексной программой НАН Украины «На-носистемы. Нанотехнологии. Наноматериалы»(проект № 91/09-Н).
1. Мержанов А. Г. Твердопламенное горение. – Черного-ловка: ИСМАН, 2000. – 224 с.
2. Диффузионная сварка микродисперсного композита Mg ++ 27 % Al2O3 с применением нанослойной фольги Ni/Al /А. Я. Ищенко, Ф. В. Фальченко, А. И. Устинов и др. //Автомат. сварка. – 2007. – № 7. – С. 5—9.
3. Diffusion welding of gamma-TiAl alloys through nano—laye-red foil of Ti/Al system / A. I. Ustinov, Yu. V. Falchen-ko, A. Ya. Ishchenko et al. // Intermetallics. – 2008. –V.16. – P. 1043—1045.
4. Шишкин А. Е., Роговченко Д. С., Устинов А. И. Опреде-ление мощности теплового потока при протекании реакцииСВС в микрослойной фольге // Металлофизика и новей-шие технологии. – 2009. – 31, № 9. – С. 1179—1188.
5. Лариков Л. Н., Гейченко В. В., Фальченко В. М. Диф-фузия в упорядоченных сплавах. – Киев: Наук. думка,1975. – 214 c.
6. Colgan E. G. A review of thin-film aluminide formation //Mater. Sci. Rep. – 1990 – V. 5. – P. 1—44.
7. Ma E., Nicolet M. A., Nathan M. NiAl3 formation inAl/Ni thin-film bilayers with and without contaminati-on // J. Appl. Phys. – 1989. – V. 65. – P. 2703—2712.
8. Effect of overall composition on thermally induced solid-state transformation in thick EBPVD Al/Ni / A. Ustinov,L. Olikhovska, T. Melnichenko, A. Shyshkin // Sur. andCoat. Technologies. – 2008. – V. 202. – P. 3832—3838.
9. Modeling and characterizing the propagation velocity of ex-othermic reactions in multilayer foils / B. Mann, A. J. Ga-vens, M. E. Reiss et al. // J. Appl. Phys. – 1997. –V. 82. – P. 1178—1188.
10. Gusak M., Yarmolenko M. V. A simple way of descri-bing the diffusion phase growth in cylindrical and sphe-rical samples // J. of Applied Physics. – 1993. –V. 73. – P. 4881—4884.
11. Модели твердофазных реакций / А. М. Гусак, А. О. Бо-гатырев, Т. В. Запорожец и др. – Черкассы: ЧНУ,2004. – 314 с.
12. Gusak A. M., Tu K. N. Interaction between the Kirkendalleffect and the inverse Kirkendall effect in nanoscale partic-les // Acta Mat. – 2009. – V. 57. – P. 3367—3373.
13. Струнин В. А., Манелис Г. Б. Влияние газофазной ре-акции на характеристики горения слоевой системы «сэнд-вич» // Физика горения и взрыва. – 2004. – 40, № 3. –С. 22—27.
14. Безгазовое горение многослойных биметаллических нано-пленок Ti/Al / А. С. Рогачев, А. Э. Григорян, Е. В. Ил-ларионова и др. // Там же. – 2004. – 40, № 2. –С. 45—51.
Черкас. нац. ун-т им. Богдана Хмельницкого
Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины
Поступила в редакцию 02.11.2009
Рис. 7. Зависимости произведения l(f)v(f) от периода коэффи-циента эффективности прослойки f при изменении значений ши-рины начальной фазы Δy0 и фиксированных значениях l (50,75, 100, 125, 150, 175 нм) в результате расчетов по самосогла-сованной модели
46
УДК 669.786:621.365.2
О ВЛИЯНИИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВНА СОДЕРЖАНИЕ АЗОТА В СТАЛИ,
ВЫПЛАВЛЯЕМОЙ В СВЕРХМОЩНОЙ ДУГОВОЙ ПЕЧИ
Е. Л. Корзун, А. Г. Пономаренко,А. В. Кодак, Е. М. Юденков
Рассмотрено влияние углеродистого порошка, применяемого для вспенивания шлака при выплавке стали в свер-хмощных дуговых печах, на уровень содержания азота в металле. Получена статистическая зависимость изменениясодержания азота в жидком металле от интенсивности ввода углеродистых материалов в период доводки. Отмеченадвоякая роль вводимого углерода. Обсуждены условия получения сталей с особо низким и регламентированнымсодержанием азота.
The effect of application of carbon powder for slag sponging in steel melting in a superpower furnace on the level ofnitrogen content in metal is considered. The statistical dependence of change of nitrogen content in molten metal onintensity of adding of carbon materials in the period of finishing is obtained. The double role of added carbon is outlined.The conditions of producing steels with ultra-low and regulated content of nitrogen are discussed.
Ключ е вы е с л о в а : азот; эффективность удаления;градиент окисленности шлака; эффект накачки; сверхмощ-ная дуговая печь; вспенивание шлака
Повышенное внимание к азоту связано с его сущест-венным влиянием на служебные свойства конечныхизделий, постоянно растущими требованиями к ка-честву металла и развитием сталеплавильной тех-нологии. Для многих видов стальной продукциисертифицируется максимально допустимое содер-жание азота на уровне ниже 50 ppm, а для отдель-ных видов – ниже 20 ppm [1, 2]. Сложное и вомногом своеобразное поведение азота в условияхсталеплавильного процесса было предметом много-численных исследований как общетеоретических[3—5], так и технологических, относящихся к кон-кретным условиям плавки [6—9].
Данная статья представляет собой попыткуобобщения публикаций, а также некоторых наблю-дений авторов, относящихся к динамике азота привы-плавке стали в дуговой печи сверхвысокойудельной мощности.
Своеобразие поведения азота при плавке в от-крытых печах проявляется прежде всего в том, чтоего содержание в металле всегда остается сущест-венно (примерно на порядок) ниже равновесного спечной атмосферой и, главное, продолжает моно-
тонно снижаться по ходу плавки [4, 6—9]. Это оз-начает, что перенос азота происходит в сторону гра-диента (возрастания) его химического потенциала,что, на первый взгляд, противоречит законам тер-модинамики и диффузионной кинетики.
В руководствах по кинетике металлургическихпроцессов рассмотрение взаимодействия потоковобычно ограничивается кратким указанием на тер-модиффузию, термоЭДС и эффект Соре. Поэтомуединственным объяснением этого явления в лите-ратуре остается вынос азота пузырьками СО, обра-зующимися при окислении углерода.
Однако обширный литературный материал, от-носящийся к поведению газов в открытых печах,работающих по классической технологии (от мар-тенов до сверхмощных ДСП), свидетельствует отом, что полное прекращение окисления углеродав восстановительный период плавки не отражаетсязаметным образом на процессе удаления азота [6,10]. Его содержание продолжает снижаться и послеввода раскислителей. К тому же и простой расчет,основанный на совместном решении следующих двухуравнений:
где [N] – содержание азота в металле; KN – кон-станта равновесия реакции растворения азота в ме-талле; PN2
– парциальное давление азота в пузырь-ке; PCO – давление монооксида углерода в пузырь-ке (формула В. Геллера [11], расчеты В. И. Явойс-кого [7] и др.), показывает, что «пузырьковый»механизм удаления азота эффективен лишь при от-носительно высоком его содержании в стали дажепри полном насыщении всплывающих пузырьковазотом.
Если учесть кинетические запаздывания, быстронарастающие с понижением концентрации азота,действительная эффективность этого механизмаоказывается еще ниже. Практика внепечной дега-зации и экспериментальные исследования [12] по-казали, что вынос азота пузырьками CO или дру-гого газа практически прекращается при дости-жении уровня примерно 0,0024 мас. % даже припродувке с расходом 6…7 нм3/т (рис. 1). Тем неменее в условиях мартеновского процесса содержа-ние азота к концу плавки зачастую опускается ниже0,002 мас. % [4, 6].
Можно привести множество примеров, указыва-ющих на существование потока азота, направлен-ного в сторону градиента его химического потенци-ала, и отсутствие связи между этим явлением и уг-леродным кипением металла, что особенно четкопроявляется на сплавах с высокой растворимостьюазота, в частности при выплавке низкоуглеродис-того феррохрома (около 80 % Cr, 0,06 % C, 1 % Si)в открытых дуговых рудотермических печах.
Процесс плавки в указанных печах циклическийв общих чертах сходен по периодам с плавкой вдуговой сталеплавильной печи (ДСП): завалка—расплавление—доводка—выпуск; шихта—руда и из-весть (примерно в равных количествах), восстано-витель—кремний (силикохром).
В наших исследованиях печной свод отсутство-вал. Растворимость азота в указанном выше сплаве
составляла около 3 % (почти на два порядка выше,чем в железе), что позволило более детально иссле-довать динамику его поведения в широком диапа-зоне концентраций.
Согласно данным работы [13], азот в пробах ме-талла, взятых из печи к концу плавки, обычно сос-тавлял тысячные и даже десятитысячные доли про-цента, несмотря на высокое сродство хрома к азотуи тот факт, что печная атмосфера состоит преиму-щественно из азота.
В экспериментах по разработке технологии по-лучения литого азотированного феррохрома на по-дину печи (перед завалкой) загружались брикетывакуумтермического азотированного феррохрома(примерно 7 мас. % азота) для получения в готовомсплаве содержания азота, близкого к насыщению.Однако и в этом случае практически весь дополни-тельно введенный азот к концу плавки оказывалсявыброшенным в атмосферу. Деазотация металла иее независимость от процесса окисления углеродапри электрошлаковом переплаве сталей и сплавовпоказаны в работах [14, 15].
Вместе с тем в определенных условиях зафик-сировано активное поступление азота в металл изатмосферы печи во время плавки. При плазменно-дуговом переплаве происходит интенсивное азоти-рование оголенного металла в области плазменного«пятна» и «азотное кипение» на периферии, в ре-зультате чего содержание азота может снижатьсядо равновесного.
Подобное явление зафиксировано в работе [16]при исследовании динамики содержания азота в ме-талле в начальный период плавки в «кислой» ДСП.В процессе прохождения электродами «колодцев»в твердой шихте, когда оголенная пленка стекаю-щего жидкого металла в области дуг непосредствен-но контактирует с атмосферой, содержание азотавозрастает почти на порядок, а к концу плавки сни-жается до обычного уровня.
«Голый», т. е. не покрытый шлаком металл, какв лабораторных, так и промышленных условиях навоздухе или в атмосфере технического азота можетдостаточно быстро насыщаться до равновесия. Ког-да же металл оказывается отделенным от печнойатмосферы слоем шлака, и в газовой фазе присут-ствует даже небольшое количество кислорода, си-туация коренным образом меняется – азот начи-нает активно уходить в атмосферу. Во время лабо-раторных плавок феррохрома при этом отчетливовидно «азотное кипение» шлака.
Газовая фаза открытых печей всегда содержиткислород, поэтому поверхностный слой шлакаболее окислен, чем слой, контактирующий с метал-лом. Перепад химических потенциалов кислородавызывает его диффузионный поток в объеме шлака,направленный к металлу. Этот поток, в частности,питает сталеплавильную ванну кислородом в период«чистого кипения» и радикальным образом отража-ется на всей картине материальных потоков в шлаке,вплоть до обращения некоторых из них в сторону
Рис. 1. Сравнение результатов расчета количества газа-носителядля удаления азота из расплава стали с экспериментальнымиданными [12] при исходной концентрации азота 0,006 мас. %:1 – расчет; 2 – эксперимент; M – расход несущего газа
48
градиента (возрастания) их химического потенци-ала. Такие процессы иногда называют «накачкой».
Полный перепад окисленности в слое шлака лег-ко оценить, выразив его через равновесное парци-альное давление кислорода PO2
на верхней и нижнейграницах. Для открытых печей это составляет при-мерно 10 кПа (воздух) и около 1⋅10—3 Па (предельноокисленное железо при 1600 °С). Отсюда, пользу-ясь методикой расчета, подробно описанной в ра-ботах [17—19], можно вычислить термодинамичес-кий предел возможной деазотации и сделать целыйряд количественных оценок, касающихся другихпотоков. На этой основе разработан и реализованна практике целый ряд технологических приемовуправления газонасыщенностью металла.
На большинстве современных сверхмощныхДСП при выплавке стали используется интенсивноевдувание углеродистого порошка на заключитель-ном отрезке плавки (10…15 мин) с целью поддер-жания режима «затопленных дуг» и довосстанов-ления железа из шлака. Происходящее при этомвскипание шлака должно, с одной стороны, усили-вать массообменные процессы в его объеме, вклю-чая и вынос азота, а с другой, раскисление повер-хности углеродом снижает перепад окисленности,что должно оказывать прямо противоположное вли-яние на итоговое содержание азота.
В работах [19, 20] отмечено повышение среднегоуровня азота в заключительный период плавки с вы-бросами на отдельных плавках до 0,015…0,020 %.Отмена операции раскисления шлака коксом пол-ностью устраняет указанные выбросы и стабилизи-рует содержание азота в конце плавки на уровнепримерно 0,005 мас. % [19]. Поскольку равновесноес твердым углеродом давление кислорода при 1600 °Ссоставляет около 1⋅10—6 Па, слишком плотное пок-рытие углеродистым порошком поверхности шлакаможет не только уменьшить градиент окисленностив шлаковом слое, но и изменить его направление.
Отдача кокса на поверхность шлака (так назы-ваемое диффузионное раскисление) широко прак-тиковалась в мартеновских и дуговых печах, рабо-тающих по классической технологии, однако какой-либо связи этой операции с содержанием азота влитературе не зафиксировано. Экспериментальноеисследование [18] показало, что содержание азотав металле при раскислении поверхности шлака уг-
леродистыми материалами в сильной степени зави-сит от условий проведения операции (вводимогоматериала, его дисперсности и др.).
Поэтому определенный интерес представлялоуточнение данного вопроса применительно к усло-виям выплавки стали в сверхмощной ДСП. Иссле-дования проводились на базе электросталеплавиль-ного цеха Донецкого электрометаллургического за-вода (ДЭМЗ) на печи ДСП-2. Номинальнаявместимость печи 120 т, номинальная мощностьтрансформатора – 87 МВ⋅А. Содержание азота вметалле на выпуске из печи было довольно стабиль-ным и находилось в пределах от 0,004 до 0,009 присреднем содержании 0,0063 мас. %.
Методика проведения экспериментов состояла вследующем. По ходу плавки в дуговой сталепла-вильной печи первую пробу на содержание азотаотбирали одновременно с первой пробой металлапо расплавлению последней подвалки, вторую про-бу – непосредственно перед выпуском металла изпечи. Анализ проб металла на содержание азотапроводили по стандартным методикам восстанови-тельного плавления в потоке газа-носителя на газо-анализаторе ТС-300 фирмы «LECO». Относитель-ная погрешность определения содержания азотасоставляла 0,5 %.
Результаты определения содержания азота в ме-талле анализировали совместно с паспортами пла-вок и данными химического состава металла, пробына который отбирали одновременно с пробами ме-
Результаты корреляционного анализа влияния интенсивности подачи углеродистого порошка на изменение содержанияазота в металле
Коэффициент регрессиив уравнении y = a + b⋅x
Значение коэффициентарегрессии
Стандартная ошибкакоэффициента регрессии
Критерий Стьюдента
A 0,000744 0,000508 1,4648
B — 0,000814 0,000464 — 1,7532
Прим е ч а н и я . 1. Здесь x – интенсивность ввода порошка углерода, кг/с. 2. Количество наблюдений – 26. 3. Коэффициент кор-реляции R = —0,337; коэффициент детерминации R2 = 0,114; уточненный коэффициент детерминации R2 = 0,077; значение F-критерияF(1,24) = 3,0736; уровень значимости гипотезы p < 0,09234.
Рис. 2. Влияние интенсивности подачи I углеродистого порошкадля вспенивания шлака в окислительный период на изменениесодержания азота в металле
49
талла на азот. Всего отслеживали содержание азотана 26 плавках.
Анализ влияния скорости подачи углеродистогопорошка для вспенивания шлака в период доводкина изменение содержания азота в металле за времямежду отборами проб показал наличие слабой связимежду этими параметрами (рис. 2, таблица). Нес-мотря на низкое значение коэффициента детерми-нации влияние интенсивности ввода порошка угле-рода на изменение содержания азота в металле(R2 = 0,077), коэффициентов регрессионной зави-симости (рис. 2) является значимым (таблица) суровнем достоверности 90 %, а зависимость – об-ратно слабой (—0,5 < R = —0,337 < 0).
Таким образом, в условиях режимов работыДСП-2 ДЭМЗ с увеличением интенсивности подачиуглеродистого порошка для вспенивания шлака впроцессе доводки металла в ДСП содержание азотав металле снижается.
Выводы
1. Показано, что ввод углеродистого порошка привспенивании шлака имеет противоречивое влияниена изменение содержания азота в металле. С однойстороны, окисление углеродистых частиц в шлакевызывает интенсивное перемешивание последнегои усиление вследствие этого эффекта «накачки»,что ведет к снижению содержания азота в металле.С другой, чрезмерная подача углерода на поверх-ность шлака способствует резкому возрастанию раз-броса значений конечного содержания азота в ме-талле при увеличении его среднего уровня [19].
2. Все сталеплавильные процессы с большойдлительностью выдержки расплавленного металлапод жидким шлаком (мартеновская плавка, вып-лавка стали из окатышей в дуговой печи при ихнепрерывном вводе в жидкую ванну) характеризу-ются низким содержанием азота в металле в концеплавки, что является следствием естественного вы-носа азота из металла за счет проявления эффекта«накачки».
3. Определено, что концентрация азота в метал-ле в конце плавки не зависит от его содержания висходных материалах, используемых для выплавки.
4. Для контроля содержания азота в сталепла-вильных процессах необходимо учитывать взаимо-действие потоков компонентов в системе газ—шлак—металл и прежде всего влияние потока кислородана потоки остальных компонентов системы.
1. Zhang L., Thomas B. G. State-of-the-Art in Evaluation andControl of Steel Cleanliness // ISIJ International. –2003. – 43, № 3. – P. 271—291.
2. The Production of Steels Applying 100 % DRI for NitrogenRemoval, the Experience of ArcelorMittal Lazaro CardenasFlat Carbon / R. Lule, F. Lopez, J. Espinoza et al. //AISTech 2009 Proc. – 2009. – V. I. – P. 489—498.
3. Пельке Р. Д., Эллиотт Дж. Ф. Растворимость азота вжидких расплавах на основе железа // Пробл. современ.металлургии. – 1960. – № 6. – С. 3—28.
4. Морозов А. Н. Водород и азот в стали. – М.: Металлур-гия, 1968. – 284 с.
5. Растворимость азота в жидком железе / А. Г. Свяжин,Г. М. Чурсин, А. Ф. Вишкарев, В. И. Явойский // Изв.АН СССР. Металлы. – 1974. – № 5. – С. 24—35.
6. Явойский В. И. Газы в ваннах сталеплавильных печей. –М.: Металлургиздат, 1952. – 246 с.
7. Лузгин В. П., Явойский В. И. Газы в стали и качествометалла. – М.: Металлургия, 1983. – 232 с.
8. Янке Д. Изменение содержания азота при производствечерных металлов. – Черные металлы. – 1992. –№ 2. – С. 3—11.
9. Debra W., Siwka J., Nowosielski Cz. Controlling of theNitrogen content during EAF – Technology and continuouscasting of steel // Archives of Metallurgy and Materi-als. – 2008. – 53, issue 2. – P. 523—529.
10. Крамаров А. Д. Производство стали в электропечах. Изд.2-е, перераб. – М.: Металлургия, 1964. – 440 с.
11. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали.Часть 1. Термодинамические и кинетические особенности /Пер. с нем. Г. Н. Еланского. – М.: Металлургия,1973. – 312 с.
12. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали.Часть 2. Основы и технология ковшовой металлургии /Пер. с нем. Г. Н. Еланского. – М.: Металлургия,1984. – 414 с.
13. Безобразов С. В. Теоретические основы и технология про-изводства высококачественного феррохрома: Дис. … д-ратехн. наук. – М., 1984. – 263 с.
14. Клюев М. М., Волков С. Е. Электрошлаковый пере-плав. – М.: Металлургия, 1984. – 208 с.
15. Латаш Ю. В., Медовар Б. И. Электрошлаковый пере-плав. – М.: Металлургия, 1970. – 240 с.
16. Pilliod C. F. Variables Affecting the Nitrogen Content ofCarbon and Low-Alloy Acid Electric Arc Furnace Steels //Transactions of the American Foundrymen’s Society. –1992. – 100, № 8. – P. 23—25.
17. Пономаренко А. Г., Козлов Ю. Е. О некоторых особен-ностях массопереноса в оксидных фазах // Известиявуз. Черная металлургия. – 1975. – № 5. – С. 20—25.
18. Кодак А. В. Удаление водорода из стали в процессе элек-трошлакового переплава: Дис. … канд. техн. наук. –Донецк, 1985. – 141 с.
19. Снижение содержания азота при выплавке стали в сверх-мощной ДСП / Е. Л. Корзун, А. Г. Пономаренко,А. В. Гальченко и др. // Электрометаллургия. –2001. – № 11. – С. 3—8.
20. Molinero J., Laraudogoitia J. J., Bilbao E. New technolo-gies for low nitrogen EAF steelmaking // 6th Eur. Elec.Steelmak. Conf. (Dusseldorf, June 13—15, 1999). – Dussel-dorf, 1999. – P. 51—57.
ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет»
Изложены результаты экспериментальных исследований процесса восстановления тетрахлорида титана в реакторепри порционно-периодической подаче магния под слой реакционной массы. Установлено, что при таком оформлениипроцесса возрастает его скорость в начальный период вследствие интенсификации газофазных реакций, сокращаетсяпродолжительность высокотемпературной выдержки и повышается эффективность вакуумной сепарации получае-мого экспериментального блока реакционной массы.
Results of experimental investigations of process of reduction of titanium tetrachloride in reactor at portion-periodicadding of magnesium under the layer of reaction mass are described. It was found that during this process its rate ofreduction is growing at the initial period due to intensification of gas-phase reactions, the duration of high-temperatureholding is decreased and effectiveness of vacuum separation of produced experimental block of reaction mass is increased.
Ключ е вы е с л о в а : порционная подача магния; способКроля; титановая губка; аппарат; восстановление; сепарация
Титан характеризуется ценным сочетанием высокихзначений механических свойств и сравнительно не-большой плотностью (4,5 г/см3). Изделия из тита-на отличаются термостойкостью и особо высокойудельной прочностью при значениях температурыдо 600 °С, по сравнению с основными марками сталии другими металлами конструкционного назначе-ния, высокой удельной жаропрочностью, биосов-местимостью и регламентированным управлениемструктурой и свойствами [1—3]. Это преимуществотитана значительно усиливается у его сплавов,удельная прочность которых может быть увеличенав 1,5…2,0 раза и сохраняется при повышенной тем-пературе, тогда как многие другие конструкцион-ные материалы в значительной степени разупроч-няются [4, 5].
В настоящее время мировые мощности по про-изводству губчатого титана составляют 181,9 тыс.т/год [6]. Основные производители губчатого ти-тана и их доля в общемировых производственныхмощностях по состоянию на 2009 г. представленына рис. 1.
В последнее время титан используется в хими-ческой промышленности, медицине, при изготов-лении спортивных и различных потребительскихтоваров, в электронике, архитектуре, автомобиле-и машиностроении, авиации и изделиях космичес-
кого назначения. В черной металлургии титан при-меняют как легирующий элемент стали для уменьше-ния размера зерна и в качестве раскислителя, для сни-жения содержания углерода в нержавеющей стали, атакже во многих других отраслях и направлениях.
Потребление титана в мире показано на рис. 2 [7].В настоящее время промышленное производство
титановой губки в основном реализовано при ис-пользовании магнийтермического восстановлениятетрахлорида титана (способ Кроля). Несмотря напопытки создания других технологий [8] (FFC-Cam-
Рис. 1. Основные мировые производители губчатого титана и ихдоля в общемировых производственных мощностях в 2009 г.:1 – 34 % Китай 67 тыс. т; 2 – 4 % Украина (ЗТМК) 8,5 тыс. т;3 – 11 % США (Alta, ATI and Allvac, Timet) 20,4 тыс. т; 4 –13 % Казахстан (УКТМК) 25 тыс. т; 5 – 17 % Россия (ВСМПО-АВИСМА) 32 тыс. т; 6 – 21 % Япония (Sumitomo, Toho andYawata) 40 тыс. т
51
bridge [9], натрий-, кальций-, цинко- и алюмотер-мические, электролитическая, водородного восста-новления и некоторые их разновидности) способКроля остается основным в производстве первич-ного титана в странах – производителях губчатоготитана. Восстановление TiCl4 магнием применяетсяна КП «ЗТМК» (г. Запорожье, Украина), двух за-водах США (компаний «Titanium Metals Corp.» и«Oregon Metallurgical Corp.»), двух заводахЯпонии (компаний «Osaka Titanium» и «TohoTitanium Company Ltd.»), в России (г. Березники,ВСМПО «АВИСМА») и Казахстане (г. Усть-Каме-ногорск, «УКТМК»), а также в Китае на предприя-тиях «Zunyi», «Fishnun» и др.
Аппарат для получения губчатого титана маг-нийтермическим способом состоит из электричес-кой шахтной печи, реактора восстановления, ком-муникаций подвода TiCl4, аргона, воды, устройствконтроля и регуляции процесса (рис. 3). На внут-ренней поверхности футеровки печи установленынихромовые нагреватели, которые распределяютсяпо зонам нагрева. В печи расположена система ох-лаждения реактора для подачи холодного и отводагорячего воздуха.
Основной элемент реактора восстановления(рис. 4) представляет собой цилиндр из коррозион-ностойкой стали 12Х18Н10Т толщиной 15…25 ммсо сферическим днищем и водоохлаждаемым флан-цем. Крышка реактора служит для его гермети-зации. На ней размещены узлы подачи в реакторисходных веществ и инертного газа, а также уст-ройство для слива накапливающегося в реакторехлорида магния.
Очищенный тетрахлорид титана вводят в запол-ненный аргоном герметичный реактор с предвари-тельно залитым очищенным магнием. Восстановле-ние титана из его тетрахлорида магнием являетсясложным гетерогенным процессом, сопровождае-мым значительным выделением тепла, а также не-прерывным изменением площади поверхности об-разующейся реакционной массы (РМ). Технологи-ческий процесс и характер формирования реак-ционной массы регулируют путем изменения ско-рости введения тетрахлорида титана, температурыпроведения процесса восстановления и режима сли-ва хлористого магния с целью получения продукциирегламентированного состава.
Рис. 2. Динамика мирового потребления A титана: 1 – всего;2 – США; 3 – ЕС; 4 – Китай; 5 – Япония; 6 – Россия;7 – Украина
Рис. 4. Схема реактора для восстановления TiCl4 с верхним сливом
52
Образующийся титан имеет вид губчатой (реак-ционной) массы, поры которой заполнены хлори-дом магния и неиспользованным магнием. Дляочистки титана применяют процесс вакуумной се-парации, осуществляемый в вакууме в аппарате призначении температуры до 1020 °С. Скорость прогреваблока реакционной массы и конденсации возгонов[11] в начальный период – главные факторы, опре-деляющие скорость процесса вакуумной сепарации.
Возогнанные и сконденсированные в оборотнойреторте компоненты РМ (конденсат) направляют воборот для использования в последующем процессевосстановления. Титан в виде губчатого блока вып-рессовывается из реторты.
Структура титановой губки, ее физические ха-рактеристики (удельная поверхность, пористость)отражают суммарное влияние различных парамет-ров как в ходе восстановления, так и вакуумнойсепарации. Качество губчатого блока неодинаковов разных его частях, поэтому производится диффе-ренцированная разделка и сортировка, для чего отблока отделяют богатые примесями периферийныечасти (гарнисаж, низы). После этого губчатый ти-тан дробят и сортируют. Полученный материал яв-ляется товарным продуктом.
Способ Кроля утвердился благодаря удачномусочетанию свойств в системе Ti—TiCl4—Mg—MgCl2.Магний характеризуется значительно более высо-ким химическим сродством к хлору, чем титан. Ти-тан, магний и хлорид магния практически взаимнонерастворимы. Соотношение температур плавленияи кипения магния и хлорида магния благоприятнодля проведения процесса восстановления в широ-ком интервале температур – от 720 до 1410 °С.
Однако максимальная температура ограничива-ется стойкостью стальной аппаратуры, посколькувыше 1000 °С контакт титана со сталью реактораможет привести к образованию эвтектики и прого-ранию стенки реактора, а также к переходу железаи никеля в прилегающие к стенке слои губки на глу-бину примерно 20…40 мм и ее загрязнению [12, 13].
Механизм процессов восстановления и форми-рования титановой губки довольно подробно изучени описан в работах [14—18]. Основные закономерно-сти и лимитирующие стадии процесса можно охарак-теризовать таким образом:
восстановление тетрахлорида титана магниемпредставляет собой сложный физико-химическийпроцесс, в котором одновременно или последова-тельно протекают несколько реакций. Так как в ре-альных условиях промышленного производствапроцесс восстановления носит не непрерывный, адискретный характер, то условия реакций на разныхстадиях и даже в разных зонах реактора постоянноизменяются, как и характер процессов;
скорость процесса восстановления определяетсякак скоростью подачи TiCl4 в реактор, так и про-цессами переноса (диффузии) магния в зону реа-кции и дихлорида магния из нее, а также связан-ными с ними процессами теплопередачи. Чем больше
скорость подачи TiCl4, тем выше скорость процесса,однако скорость восстановления будет лимитировать-ся и скоростью поступления магния в реакционнуюзону, и отводом из нее тепла и продуктов реакции;
удерживание свободного магния в порах губки,особенно в конце процесса, ограничивает скоростьи эффективность процесса восстановления, в связис чем в промышленных условиях коэффициент ис-пользования магния не превышает 60…65 %;
с увеличением температуры скорость процессавозрастает, однако повышение температуры выше850 °С способствует образованию мелкозернистойструктуры, осложняющей процесс вакуумной сепа-рации, а также возникновению локальных перегре-вов и проплавлению стенки реактора в результатеобразования легкоплавкой эвтектики;
реакция восстановления протекает с уменьшени-ем скорости и давления в объеме реактора вслед-ствие уменьшения открытой поверхности магния иизменения фазового состава реагирующих веществ;
скорость ведения процесса восстановления в зна-чительной степени определяет структуру блока губ-чатого титана и его пористость, что в свою очередьвлияет на процесс вакуумной сепарации. Высокиескорости процесса восстановления приводят к об-разованию блока губчатого титана с большим коли-чеством мелких пор, затрудняющих проведениепроцесса вакуумной сепарации и получения губча-того титана с требуемыми количествами хлора, азо-та, кислорода и других примесей. Поэтому для ин-тенсификации процесса восстановления тетрахло-рида титана и вакуумной сепарации РМ требуетсяразработка оптимальных режимов скорости подачитетрахлорида титана, слива хлористого магния изреторты, а также процесса сепарации РМ.
В то же время магнийтермический способ имеетследующие недостатки:
недостаточно эффективное использованиеобъема реактора восстановления, поскольку всеосновные реакции восстановления тетрахлорида ти-тана (и исходного сырья, и низших хлоридов титанакак промежуточных продуктов) происходят в верх-ней части реактора – на поверхности расплава маг-ния, образующихся дендритов титана и в газовойфазе. Весь остальной объем в начале процесса за-нимает расплав магния, в дальнейшем вытесняемыйобразующимся губчатым титаном и двухлористыммагнием. Причем перед каждым сливом MgCl2 зонареакции смещается вверх по высоте реактора, и еслислив хлористого магния не был произведен вовремя,то зона реакции может переместиться даже подкрышку, что приводит к преждевременной порче ивыводу ее из эксплуатации вследствие коррозии.Кроме того, постоянное расположение зоны ре-акции в верхней части реактора способствует ин-тенсивной высокотемпературной коррозии матери-ала реактора в этой зоне из-за хлоридов титана имагния. Эта зона реактора подвержена дополни-тельной статической нагрузке при температуре820…850 °С под воздействием массы реактора, за-груженного магния и образующихся губчатого ти-тана и двухлористого магния. В результате интен-
53
сивного восстановления в верхней зоне реактора поего высоте формируется неравномерное тепловое по-ле – в верхней части выделяется значительное ко-личество тепла, и эту зону приходится интенсивноохлаждать потоком воздуха, а нижние части – до-полнительно подогревать нихромовыми нагревате-лями, расположенными в соответствующих зонахпечи, из-за чего происходит образование окалинына внешней поверхности реактора. Все эти факторывызывают преждевременный вывод из эксплуа-тации дорогостоящих реторт и дополнительное за-грязнение производимого губчатого титана легиру-ющими компонентами материала реактора;
наличие длительного малопроизводительногопроцесса вакуумной сепарации. В результате пол-ного цикла восстановления в реакторе получаютРМ, представляющую собой блок губчатого титана,пропитанного магнием и хлористым магнием. Дляих удаления из блока используют процесс вакуум-ной сепарации, заключающийся в отгонке паровмагния и хлористого магния из РМ в оборотнуюреторту в вакууме. Этот процесс состоит из трехстадий: дегазации и нагрева РМ; интенсивного ис-парения с поверхности РМ и крупных пор магнияи хлористого магния; испарения в основном хло-ристого магния и оставшегося магния в мелких по-рах. Это самый продолжительный процесс, состав-ляющий 65…75 % общего времени сепарации. Про-должительность третьего периода зависит от длиныпути паров хлористого магния. Наибольшей явля-ется длина пути паров Mg и MgCl2 из центральнойзоны промышленного блока. Поэтому отгонка пос-ледних 2…3 % MgCl2 является наиболее энергети-чески затратной и длительной стадией процессавакуумной сепарации. Так, для сепарации 1 т губ-чатого титана теоретически требуется 1500 кВт⋅чэлектроэнергии, на практике расходуется в 3…4раза больше [19];
необходимость выполнения трудоемких и дли-тельных операций по разделке блока губчатого ти-тана, заключающейся в колебаниях формы, раз-меров и массы блоков губки, полученных в аппа-ратах одинаковых размеров, а также неравномернаяпрочность блоков губчатого титана в различных зо-нах и неоднородность формы, особенно в верхнейчасти. Предварительная разделка блока осущест-вляется в гидравлических прессах, однако в связис выскальзыванием из-под инструмента блока, сво-бодно лежащего на столе пресса, дробление воз-можно только при откалывании относительно круп-ных кусков толщиной более 0,3 м. Длительностьопераций по ориентации кусков губчатого титанана столе пресса составляет до 15 % общего временипереработки. Более 80 % общего времени занятостипрессов за-трачивается на подготовительные опе-рации: подачу губки под нож столом пресса, холос-той прямой и обратный ход ножа. Полезное исполь-зование мощности прессов не превышает 5 % [20].Все эти сложности возникают из-за неравномернойструктуры получаемого блока титановой губки –плотность губчатого титана в отдельных зонах бло-ка колеблется в пределах 1…3 т/м3, уменьшаясьснизу вверх и от центра к периферии. Блоки оди-
наковых размеров могут иметь различную среднююплотность в зависимости от условий металлотерми-ческого производства. Крупные блоки, как прави-ло, имеют наибольшую плотность в нижней части.Высота и масса блоков, полученных в реактораходного топоразмера, могут отличаться от среднегоуровня на 5…10 % [20].
Цель и задачи работы. Исследовали процесс маг-нийтермического восстановления тетрахлорида ти-тана при порционно-периодической подаче магния(ПППМ) под слой образующейся РМ с возмож-ностью устранения недостатков способа Кроля.
Для достижения поставленной цели требовалосьразрешить следующие задачи:
разработать конструкцию аппарата расплавле-ния и загрузки магния, обеспечивающую возмож-ность подачи порций магния и слива хлористогомагния в процессе восстановления TiCl4;
разработать методологию проведения операцийи режимы восстановления TiCl4 в ходе порционнойподачи магния, обеспечивающие оптимальную ско-рость восстановления и вакуумной сепарации, а такжевысокое качество получаемого губчатого титана;
установить влияние способа загрузки магния наособенности протекания восстановления TiCl4 и пос-ледующей вакуумной сепарации полученной РМ;
Проведение экспериментов. Схема эксперимен-тальной установки приведена на рис. 5. Установкавключает два основных технологических аппарата:восстановления (реактор) и расплавления и подачимагния. Первый выполнен из нержавеющей сталимарки 12Х18Н10Т и состоит из реактора с водоох-лаждаемым фланцем, герметично закрытым крыш-кой. Процесс восстановления осуществляется в ре-акционном стакане с внутренним диаметром 92 мми высотой 250 мм, в который до начала экспери-мента загружается первая навеска магния. Для под-держания необходимой температуры процесса вос-становления реактор устанавливается в шахтнуюэлектропечь. Подача жидкого TiCl4 в аппарат осу-ществляется из расходной емкости. Защитная ат-мосфера в аппарате создается путем подачи аргоначерез штуцер в крышке реактора.
Плавильник магния, выполненный из нержаве-ющей стали, установлен в трубчатую электропечь.Загрузка кускового магния в плавильник произво-дится через загрузочный люк, уплотненный термо-стойкой резиной. Подачу расплавленного магния вреактор восстановления осуществляли через запор-ное устройство и загрузочную трубу. Плавильникприкреплялся к загрузочной трубе с помощью узлакрепления, ее обогрев (во избежание замерзаниямагния) производился трубчатым нагревателем.
В процессе исследований использовали очищен-ный тетрахлорид титана марки ОЧТ-0, магний мар-ки МГ-0, аргон газообразный первого сорта (ГОСТ10157—79). Измерения содержания примесей в по-лучаемом губчатом титане из опытных процессоввыполняли согласно ГОСТ 9853.24—96.
54
Проведены четыре процесса восстановления ивакуумной сепарации по экспериментальной схеме иодин процесс по традиционной (базовой) технологии.
Для осуществления процессов восстановления вреакционный стакан загружали навеску магния 85 ги устанавливали его в реактор. Выполняли монтажаппарата восстановления, помещали его в печь ивакуумировали до 50 Па, подавали воду для охлаж-дения фланцев и включали печь.
После сушки при 120 °С с одновременным ваку-умированием аппарат восстановления заполнялиаргоном до 120 кПа, после расплавления магния(по достижению температуры 800 °С) начинали по-дачу TiCl4 в аппарат. Скорость подачи TiCl4 регулиро-вали в зависимости от стадии процесса и давленияв аппарате. Она составляла 0,104…0,170 г/см2⋅мин(62,4…102 кг/м2⋅ч).
В это время в плавильнике наплавлялась оче-редная порция магния (255 г). После загрузки ваппарат расчетного количества тетрахлорида титана(в соответствии с принятымкоэффициентом использова-ния магния 60 %) его подачупрекращали, производили за-ливку магния из плавильникачерез загрузочную трубу в ре-акционный стакан, и процессвосстановления возобновлялся.
Перед подачей третьей ипоследующих порций магнияосуществляли временный де-монтаж плавильника, монти-ровали сливное устройство, ичерез загрузочную трубу с по-мощью избыточного давленияаргона сливали наработанныйрасплав дихлорида магния.
Общая загрузка магния впроцессе достигала 850 г, апорции состояли из первой 85 ги трех по 255 г, т. е. первона-чально загружали 10 % необ-ходимого, после чего по ходупроцесса доливали три разапо 30 % общей массы загруз-ки. Всего за процесс подавали1990 г. После последнего сли-ва MgCl2 аппарат охлаждали,производили перемонтаж ваппарат сепарации и осущес-твляли вакуумную сепарациюполученной РМ.
На рис. 6 приведен графикизменения массы веществ вреакторе по ходу процессавосстановления, позволяю-щий наглядно представитьдинамику их образования ирасходования. Остановки нарисунке соответствуют пери-
одам заливки магния и слива MgCl2. Начало осиотсчета времени представлено со 120 мин, что связанос продолжительностью герметизации, сушки и наг-рева аппарата восстановления до необходимой тем-пературы. Из графика следует, что по мере накоп-ления образующегося титана, зона реакции восста-новления, протекающей на поверхности образую-щейся губки, в ходе эксперимента постепенно пе-ремещалась по высоте реакционного стакана. Соот-ветственно, объем газового пространства над повер-хностью расплава и губки, составлявший в началепроцесса 90 %, постепенно сокращался и в концепроцесса достигал 10…20 % реакционного объема.РМ по завершению процесса восстановления зани-мала 80…90 % объема реакционного стакана. Высотаблока титановой губки, полученного после вакуумнойсепарации, достигала 175…200 мм, его масса –480…490 г.
Максимальная скорость загрузки TiCl4 для ре-актора данной конструкции (102 кг/м2⋅ч) лимити-
ровалась условиями испарения TiCl4 в реакционномстакане. При дальнейшем ее повышении обнаружи-валось частичное смещение зоны реакции подкрышку и зарастание крышки аппарата.
Стабильность загрузки порций расплавленногомагния под слой образующейся РМ играет важней-шую роль в осуществлении предложенной техно-логии восстановления. Выполненные экспериментыпоказали принципиальную возможность проведе-ния такой операции.
На время заливки восстановителя давление в ап-парате восстановления стравливалось, а в плавиль-нике над расплавленным магнием создавалось из-быточное давление аргона, максимальное значениекоторого при подаче последней порции магния сос-тавляло 165 кПа. Это обеспечивало достаточно быс-трое передавливание расплавленного магния в ап-парат восстановления.
График сливов дихлорида магния и нарастаниеего уровня в реакторе рассчитывали и организовы-вали таким образом, чтобы избежать потерь оста-точного магния из аппарата и улучшить условиятранспорта восстановителя в зону реакции к повер-хности нарастающей губки при подаче очередныхпорций магния.
Графики изменения температуры печей аппара-та восстановления и плавильника при проведенииэкспериментальных процессов показаны на рис. 7.
Температура в реакционном стакане поддержи-валась в пределах 800…850 °С, что было обусловленоего расположением относительно зон печи и автома-тическим регулированием температуры по зонам.
Постепенное изменение и подъем фронта про-цесса восстановления в реакционном стакане, соп-ровождавшиеся выделением избыточного тепла тер-мохимической реакции, зафиксированы по измене-нию продолжительности и частоты включения наг-ревателей отдельных зон.
Процесс восстановления проводили в аппаратепри значениях давления в пределах 105…125 кПаи в случае необходимости корректировали подпит-кой аргона. Некоторое возрастание уровня давле-ния происходило в начале процесса при первичнойподаче TiCl4, а также на завершающей стадии про-цесса после загрузки последней порции магния.
Это обусловило необходимость снижения ско-рости подачи TiCl4 в указанные периоды до62,4…84,0 кг/м2⋅ч. Также зафиксировано возрас-тание давления в реакторе к моменту расходованиярасчетного количества магния (55…60 %) послекаждой заливки, поскольку количество испаряю-щегося TiCl4 начинало превышать расходуемое навосстановление.
После подачи последней порции TiCl4 произ-водили демонтаж установки восстановления, герме-тизацию и охлаждение аппарата восстановления дотемпературы окружающей среды, осуществляливакуумтермическую очистку полученной РМ. Крыш-ку аппарата с загрузочной трубой демонтировали,устанавливали тепловой экран и монтировали надреактором восстановления водоохлаждаемый кон-денсатор. Аппарат сепарации устанавливали в шах-тную электропечь, подключали системы подачи ар-гона, водяного охлаждения и вакуумирования, на-чинали процесс разогрева и вакуумирования РМ.
Рис. 6. Графики изменения массы M веществ в экспериментальном реакторе по ходу ведения процесса восстановления: –магний; – титан, – MgCl2
Рис. 7. График изменения значений температуры в печах аппа-рата восстановления и плавильника в ходе эксперимента: –первая зона; – вторая зона; – третья зона; – температураобогрева магистрали; – температура в печи плавильника
56
Предварительную откачку выполняли при по-мощи механического вакуумного насоса АВЗ-20.При понижении давления на выходе из аппаратасепарации до 30 Па включали бустерный насос ВН-461 для глубоковакуумной откачки. Давление навыходе из аппарата сепарации измеряли с помощьютермопарных вакуумметров ВИТ-1А и ВТ-2А. Вы-сокотемпературную выдержку осуществляли при980…1020 °С и завершали при достижении давле-ния 3,5…3,0 Па. Натекание аппарата проверяли втечение 5 мин и зафиксировали его отсутствие.
На рис. 8 представлены графики изменения тем-пературы и давления в аппарате в период вакуумнойсепарации. Начало возрастания давления при не-прерывной откачке обнаружено при значениях тем-пературы выше 600 °С в связи с началом интенсив-ной возгонки Mg и MgCl2.
Выход гарнисажной губки в экспериментах сос-тавлял 5…12 %, что примерно в два раза ниже, чемдля традиционного способа. Очевидно, это обуслов-лено тем, что на завершающей стадии процессатранспорт магния в зону реакции практически пол-ностью лимитировался капиллярными процессамив губке, а распределение капилляров по сечениюблока было относительно равномерным.
Изучение очищенной вакуумной сепарациейгубки показало, что блок титановой губки имеетслои-стое строение с размерами слоев в нижней час-ти блока, относительно пропорциональными пор-циям загружаемого магния. Структура полученнойв ходе эксперимента губки представлена на рис. 9.
Слоистость полученных блоков в основном оп-ределяется изменением механизма и скорости ре-акции восстановления по ходу процесса. Характери распределение крупных пор (более 500 мкм) со-ответствует направлению движения восходящих по-токов магния и нисходящих потоков образующегосядихлорида магния.
Основной диапазон более мелких пор составлял50…200 мкм, а общая пористость губки достигала20…50% при плотности 1,2…2,5 г/см3. Такаяструктура блока способствует сокращению продол-жительности высокотемпературной выдержки впроцессе вакуумной сепарации блока РМ.
Массовая доля основных примесей в полученнойгубке следующая, %: 0,020…0,046 Fe; 0,032…0,037 Ni;0,040…0,050 О; 0,01…0,02 N; 0,023…0,050 Cl, чтосоответствует их содержанию в товарном губчатомтитане марок ТГ-90—ТГ-120.
Результаты экспериментов и их обсуждение. Приподаче в реактор первой порции магния и TiCl4 про-исходит реакция восстановления. Образовавшиесяпервые дендриты титана служат рафинирующимадсорбентом примесей из магния, который связы-вает их, и оседая на дне реактора, образует в доннойчасти блока хрупкие структуры соединений титанас примесями.
При подаче следующей порции магния черездонную часть блока рафинирование осуществляетсяна дендритах титана в донной части блока. При этомв зону реакции поступает уже рафинированный маг-ний, обеспечивающий высокую скорость процесса вос-становления и получения качественной губки.
Механизм процесса восстановления при пор-ционно-периодической подаче магния под слой РМможно представить следующим образом. В началь-ный период восстановления он характеризуется вы-сокой скоростью, а возрастание объема газовой фа-зы над зеркалом расплава магния примерно в 2 разапозволяет соответственно увеличить интенсивностьгазофазных реакций, образование низших хлори-дов и активных центров начала процесса. Схематаких реакций приведена на рис. 10.
В экспериментальных процессах скорость пода-чи TiCl4 и интенсивность восстановления в началь-ный период (для 1- и 2-й загрузки магния) в1,2…1,5 раза превышают скорость потребления
Рис. 8. Изменение давления P и температуры в реакторе привакуумной сепарации экспериментального и традиционного бло-ков: , – давление соответственно в экспериментальномаппарате и в аппарате сравнения; , – температура печисоответственно экспериментального процесса и процесса сравнения
Рис. 9. Структура ( 5) титановой губки, полученной на экспериментальной установке: а – центр блока; б – отверстие от трубы;в – поверхность блока
57
TiCl4 для базового процесса, а продолжительностьиндукционного периода процесса сокращается (рис. 6).
В дальнейшем, по мере развития поверхностиобразующейся титановой губки, механизм экспери-ментального процесса существенно не отличался оттрадиционного.
Все большее развитие приобретают процессы об-разования титана на поверхности губки, а также насмачиваемых расплавленными магния и MgCl2стенках реактора и загрузочной трубы. Повышен-ное образование низших хлоридов титана (НХТ)может вызвать некоторое ухудшение качества рас-плава дихлорида магния.
Однако, как показали эксперименты, содержа-ние титана в сливаемом MgCl2 не превышало до-пустимого уровня (0,005 %), а зарастания губкойзагрузочной трубы не обнаружено. Это свидетель-ствует о том, что по ходу процессов происходилодостаточно полное довосстановление НХТ. Послед-
ние обычно происходят на поверхности и в капил-лярах губки (через стадию адсорбции), на поверх-ности расплава магния и в расплаве MgCl2 при егопротивоточном расслоении с магнием.
Поскольку в экспериментальных процессах бы-ла получена более крупнокристаллическая губка,вероятно, довосстановление происходило преиму-щественно через стадию растворения TiCl2 в рас-плавленном MgCl2.
Особенностью механизма процесса восстановле-ния при ПППМ является повышенная роль дихло-рида магния при транспорте восстановителя в зонуреакции на завершающей стадии процесса. Наличиесформировавшегося блока титана и незначитель-ный объем последней заливки магния требовал не-полного слива MgCl2 и создания «подушки» расп-лава MgCl2, позволяющей за счет расслоения уско-рить транспорт магния-восстановителя по капилля-рам в зону реакции.
В процессе восстановления при расходованиивсей расчетной массы реагентов (магния и TiCl4)получали блоки РМ, которые подвергали вакуум-ной сепарации. Сравнение графиков изменения ос-таточного давления при сепарации блоков (рис. 8),полученных по экспериментальной и базовой тех-нологиям восстановления, свидетельствует об ин-тенсификации процесса для экспериментальногоблока РМ.
Экспериментальный блок РМ (рис. 11, а) отли-чается от блока РМ, полученной по базовой техно-логии (рис. 11, б) тем, что имеет сквозное отверстиев центре блока.
Поскольку скорость испарения летучих компо-нентов РМ пропорциональна поверхности испаре-ния, наличие сквозного отверстия в центре блокапосле извлечения загрузочной трубы увеличивает
Рис. 10. Схема газофазных реакций, развивающихся над зеркалом расплава
Рис. 11. Схема вакуумной сепарации РМ, полученной приПППМ под слой расплава (а) и традиционной загрузке расплавамагния (б)
58
интенсивность процесса испарения на первойстадии вакуумной сепарации.
На второй стадии процесса сепарации наличиесквозного отверстия способствует интенсификациидиффузионных процессов при сокращении длиныпути паров дихлорида магния по капиллярам в ти-тановой губке. В итоге сократилась не только про-должительность сепарации для экспериментальнойРМ на 10…15 % (30 мин), но и уменьшилось оста-точное содержание иона хлора в полученной тита-новой губке.
Интенсивность испарения из капилляра в блокетитановой губки зависит от положения мениска рас-плава магния и хлористого магния относительнокрая капилляра.
Массовая плотность потока пара вещества оп-ределяется таким уравнением:
M = P0D μRTl
ln⎛⎜⎝
P0 — P1
P0 — PS
⎞⎟⎠,
где M – массовая плотность потока пара,г/(с⋅см2); l – расстояние от поверхности расплавадо края капилляра, см; μ – молярная масса пара,г/моль; R – универсальная газовая постоянная,Дж/(моль⋅К); P0 – общее давление в системе, Па;P1 – парциальное давление пара, Па; PS – дав-ление насыщенного пара, Па; D – коэффициентдиффузии, см2/с; T – температура, К.
Скорость испарения вещества описывается сле-дующим уравнением:
v = Mρ
,
где ρ – плотность испаряемого вещества, г/см3.Примем расстояние от поверхности испарения
на блоке титановой губки (длину капилляра) рав-ным l, тогда длина капилляра в блоке титановойгубки, полученной по экспериментальной техно-логии, составит 0,5l. Это объясняется тем, что от-верстие от загрузочной трубы находится в серединеэкспериментального блока, и расстояние, котороенеобходимо пройти сепарируемым магнию и хло-ристому магнию, составляет половину радиуса(принимаем что магний и MgCl2 испаряются из ци-линдрической трубы блока РМ). Тогда при равен-стве всех остальных условий проведения вакуумнойсепарации экспериментального и традиционногоблоков РМ, а также характеристик веществ и ихдоли в РМ, разница в массовой плотности потокапара из экспериментального блока Mэксп, по срав-нению с традиционным M0, составит:
Mэксп
M0 =
10,5
,
т. е. массовая плотность потока пара из эксперимен-тального блока в два раза превысит массовую плотностьпотока пара из традиционного блока (Mэксп = 2M0).
Создание условий для образования открытыхили сквозных капилляров в блоке РМ обеспечит
значительное повышение скорости сепарации и сок-ращение длительности процессов получения тита-новой губки. Предложенный процесс иллюстрируетрис. 12.
Выводы
1. Показана следующая принципиальная возмож-ность порционной загрузки магния под слой обра-зующейся РМ по мере протекания процесса восста-новления.
2. Достигнута интенсификация и полнота про-цесса рафинирования магния.
3. Повышена эффективность вакуумной сепа-рации РМ, полученная при проведении процессапорционно-периодической подачи магния.
4. Увеличена производительность аппарата наначальной стадии процесса восстановления вслед-ствие интенсификации газофазных реакций надзеркалом расплава.
5. Снижена длительность высокотемпературнойвыдержки при вакуумной сепарации блоков, полу-ченных при использовании процесса порционно-пе-риодической подачи магния.
6. Получена титановая губка с большим выходомгодной продукции вследствие уменьшения загряз-нения примесными элементами, поступающими изматериала реактора.
1. Металлургия титана / В. А. Гармата, Б. С. Гуляницкий,В. Ю. Крамник и др. – М.: Металлургия, 1966. – 643 с.
2. Металлургия титана / В. А. Гармата, А. Н. Петрунько,Н. В. Галицикий и др. – М.: Металлургия, 1983. – 559 с.
3. Полькин И. С. Применение титана в различных отрасляхпромышленности // «Ti-2006 в СНГ»: Сб. тр. междунар.конф. (РФ, Суздаль, 21—24 мая 2006 г.). – Киев: ИМФим. Г. В. Курдюмова, НАН Украины, 2006. – С. 28—38.
Рис. 12. Схема испарения (сепарации) магния и MgCl2 из блоковтитановой губки, полученных по традиционной (а) и экспери-ментальной (б) технологиям
59
4. Полькин И. С. Упрочняющая термическая обработка ти-тановых сплавов. – М: Металлургия, 1984. – 96 с.
5. Колачев Б. А., Елагин В. К., Ливанов В. А. Металловеде-ние и термическая обработка цветных металлов и спла-вов. 3-е изд. – М.: МИСиС, 1999. – 416 с.
6. Александров А. В. Развитие рынка титана в СНГ // «Ti-2009 в СНГ»: Сб. тр. междунар. конф. (Украина, Одесса,17—20 мая 2009 г.). – Киев: ИМФ им. Г. В. КурдюмоваНАН Украины, 2009. – С. 7—11.
7. Hart A., Perre W. Prospects consumption of titanium //Intern. conf. «Titanium» (San-Diego, USA 3—6 Oct. 2006).Washington, 2006. – P. 109—112.
8. Новый способ получения губчатого титана с использова-нием SOM-технологии // Shanghai Metals. – 2005. –27, № 2. – С. 40—43.
9. Экспериментальное изучение процесса электролитическо-го получения титана из его диоксида по способу FFCCambridge Process / Н. П. Криворучко, В. М. Проценко,Л. Н. Петрунько и др. // Зб. наук. праць Запоріз.держ. інж. акад. Сер. Металургія. – 2004. – № 10. –С. 59—64.
10. Мальшин В. М., Завадовская В. Н., Пампушко Н. А.Металлургия титана. – М.: Металлургия, 1991. – 208 с.
11. Исследование состава возгонов и их поведения в процессемагниетермического производства титана // А. П. Яцен-ко, А. Н. Петрунько, С. М. Лупинос и др. // «Ti-2008 вСНГ»: Сб. тр. междунар. конф. (РФ, Санкт-Петербург,18—21 мая 2008 г.). – Киев: ИМФ им. Г. В. КурдюмоваНАН Украины, 2008. – С. 149—157.
12. Червоный И. Ф., Иващенко В. И., Листопад Д. А. Оразрушении материала реторты в процессе восстановлениячетыреххлористого титана // Титан. – 2007. –№ 1. – С. 5—12.
13. Problems of safety of unit of an increased cycle efficiency formagnesium-thermic producing of spongy titanium / S. M. Tes-levich, V. V. Telin, A. N. Petrunko et al. // Advances inElectrometallurgy. – 2004. – № 2. – С. 45—48.
14. Сандлер Р. А. К вопросу о механизме взаимодействия че-тыреххлористого титана при оптимальном температурномрежиме восстановления // ЖПХ. – 1960. – 33,вып. 5. – С. 1013—1017.
15. Власов В. В., Сандлер Р. А., Огурцов С. В. Некоторыеособенности формирования блока титановой губки впроцессе магниетермического восстановления // Тр.ВАМИ. – 1966. – № 57. – С. 208—217.
16. Пампушко А. Н. Взаимодействие тетрахлорида титана имагния при производстве губчатого титана // Цвет. ме-таллург. – 1988. – № 9. – С. 21—23.
17. Огурцов С. В., Резниченко В. А., Сергеев В. В. Основ-ные условия стандартного протекания магниетермическогопроцесса получения титана // Титан и его сплавы. –1961. – Вып. 6. – С. 3—13.
18. До питання про механізм утворення губчастого титану привідновленні чотирихлористого титану магнієм / Д. О. Лис-топад, І. Ф. Червоний, А. Н. Петрунько та ін. // Вістіакад. інж. наук України. – 2008. – № 2. – С. 25—34.
19. Сергеев В. В., Безукладников А. Б., Мальшин В. М. Ме-таллургия титана. – М.: Металлургия, 1979. – 264 с.
20. Переработка блоков губчатого титана / Р. А. Сандлер,А. Н. Петрунько, В. А. Лихтерман, А. Н. Павлюченко //Пробл. цвет. металлург. – М.: Металлургия, 1987. – 158 с.
Запорож. гос. инж. акад.
Поступила 11.06.2009
ИНСТИТУТ ЭЛЕКТРОСВАРКИ
им. Е. О. ПАТОНА НАН Украины
объявляет ежегодный набор по следующим специальностям:
ДОКТОРАНТУРА сварка и родственные процессы и технологии автоматизация процессов управления металловедение и термическая обработка металлов металлургия черных и цветных металлов и специальных сплавов диагностика материалов и конструкций
АСПИРАНТУРА сварка и родственные процессы и технологии автоматизация процессов процессов металловедение и термическая обработка металлов металлургия черных и цветных металлов и специальных сплавов диагностика материалов и конструкций
Прием в аспирантуру проводится в сентябре.Контактный телефон: (044) 289-84-11.
Подробная информация на сайте института (раздел аспирантура): www: paton.kiev.uaДокументы направлять по адресу: 03680, Украина, Киев-150, ГСП, ул. Боженко, 11,Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, ученому секретарю
60
ВСТРЕЧА ПРЕДСТАВИТЕЛЕЙСОВЕТОВ НАУЧНОЙ МОЛОДЕЖИИНСТИТУТОВ НАН УКРАИНЫ
25 декабря 2009 г. в Институте электросварки сос-тоялась встреча представителей Советов научноймолодежи (СНМ) институтов НАН Украины мате-риаловедческого физико-технического направле-ния. В заседании приняли участие 38 представите-лей 13 институтов из 5 городов Украины.
Каждый совет представил свою презентацию сотображением основных научных направлений де-ятельности молодых сотрудников институтов, а так-же информации о мероприятиях и программахСНМ, направленных на привлечение молодежи вакадемические институты, создание условий для ихпрофессионального роста.
Ни один из представленных материалов не пов-торял другие, что свидетельствует, с одной стороны,о большом количестве возможных полезных прог-рамм для молодых сотрудников, а с другой, – о ра-зобщенности и несогласованности действий молодеж-ных советов между собой. В связи с этим было выдви-нуто предложение о создании СНМ институтов приотделении Национальной академии наук Украины.
Присутствующие на встрече отметили, что длянаучного развития молодых ученых очень важнымолодежные конференции. Поэтому полезно про-ведение совместной открытой молодежной конфе-ренции по физико-техническому направлению.
Данная встреча была интересна и полезна сот-рудникам нашего института. Члены СНМ Инсти-тута электросварки им. Е. О. Патона выделили нес-колько пунктов работы, проводимой в других инс-титутах, которые могут быть реализованы в нашем.
3 февраля 2010 г. информация о встрече и на-меченные предложения были заслушаны на сове-щании у директора Института электросварки им.Е. О. Патона.
Кроме вопросов о создании молодежного советапри отделении Академии наук и проведении сов-местной конференции, участники совещания под-держали такие предложения:
премировать соискателей при защите кандидат-ской диссертации до 35 лет, а также при защитедокторской диссертации до 45 лет;
оказывать содействие аспирантами и молодымнаучным сотрудникам в публикациях научных ста-тей в профильных журналах института;
организовать курсы по совершенствованию зна-ния иностранных языков для молодых сотрудниковна территории института;
наладить работу со студенческими молодежны-ми организациями вузов с целью привлечения мо-лодых специалистов для работы в Институте элек-тросварки им. Е. О. Патона.
Также СНМ предложил для поощрения моло-дых сотрудников награждать их дипломами в честьвыдающихся ученых института по основным науч-ным направлениям.
Надеемся, что эта новая традиция позволит мо-лодежи больше узнать об истории института.
В этом году СНМ Института электросварки им.Е. О. Патона значительно обновился. В него приш-ла активная и инициативная молодежь. Хочется по-желать им успехов в научной и общественной ра-боте, а также максимальной реализации новыхидей!
С. Г. Григоренко
61
ПРОБЛЕМЫ РЕСУРСА И БЕЗОПАСНОСТИЭКСПЛУАТАЦИИ КОНСТРУКЦИЙ,
СООРУЖЕНИЙ И МАШИН(итоговая научная конференция в ИЭС им. Е. О. Патона)
22 января 2010 г. в Институте электросварки им.Е. О. Патона состоялась итоговая научная конфе-ренция, посвященная рассмотрению научных иприкладных результатов, полученных в течение2007—2009 гг. при выполнении проектов целевойкомплексной программы НАН Украины «Пробле-мы ресурса и безопасной эксплуатации конст-рукций, сооружений и машин». В работе конфе-ренции приняли участие научные руководители иисполнители проектов, а также представителизаинтересованных министерств, ведомств, учебныхи отраслевых институтов, промышленных предпри-ятий и организаций.
Конференцию открыл научный руководительпрограммы Президент Национальной академии наукУкраины академик Б. Е. Патон, который отметил,что «...сегодня особую активность преобретают проб-лемы управления эксплуатационной надежностью идолговечностью ответственных объектов путем опре-деления их технического состояния, остаточногоресурса и установления научно обоснованныхтерминов эксплуатации». На решение этих проблеми направлена комплексная программа НАНУкраины. Ее цель – создание методологическихоснов, технических средств и технологий дляоценки и продления ресурса ответственных объек-тов длительной эксплуатации. К выполнениюэтой программы, состоящей из девяти разделов,включающих 118 проектов, привлечены 26 инсти-тутов восьми отделений НАН Украины. Помнению Б. Е. Патона, в течение трех лет полученыважные научно-технические и практические резуль-таты. Среди них следующие:
– разработка методики оценки прочности и до-лговечности трубопроводов на основе двукрите-риальной диаграммы разрушения при наличиистресс-коррозионных дефектов с регламентирова-нием допустимого коэффициента запаса прочностии предложенной процедурой расчета его реальногозначения;
– разработка технологии ремонтной сваркикорпусных деталей паровых турбин и арматуры вы-сокого давления для продления ресурса турбоагре-гатов ТЭС;
– расчет по критериям механики разрушениядопустимых размеров трещиноподобных дефектовв стенках питающих трубопроводов энергоблоковсверхкритического давления ТЭС в зависимости отих формы и содержания примесей в рабочей среде;
– отработка технологии изготовления низкочас-тотных пьезокерамических двухкомпонентных аксе-лерометров для вибрационного контроля главныхциркуляционных насосов АЭС при эксплуатации вусловиях температур до 300 °С. Изготовлены опыт-ные образцы акселерометров и исследованы их ха-рактеристики;
– выполнены работы по оптимизации свароч-ных технологий и материалов для восстановленияи продления ресурса действующих мостов. Созданполуавтомат для восстановления дуговой сваркойподводных металлоконструкций с целью продленияих ресурса;
– созданы и внедрены в КБ «Южное» техно-логия и оборудование для диагностики элементовконструкций из композиционных материалов мето-дами лазерной интерферометрии;
– разработаны и исследованы образцы слоисто-комбинированных волокнистых композиционныхматериалов, на основе которых созданы эластичныевзрывозащитные камеры для безопасной резки иобработки металлоконструкций;
– изготовлены для нефтехимической отраслиопытная партия эмали с использованием модифи-цированных полиуретановых лакокрасочных ма-териалов для противокоррозионных покрытий и про-ведена опытно-промышленная проверка с нанесениемее на элементы оборудования и трубопроводыЛисичанского нефтеперерабатывающего комбината;
– разработана технология, повышающая в 3—4раза ресурс долот для бурения скважин при добычерассеянного или шахтного металла;
– установлено, что длительная эксплуатациясоздает значительные изменения электрических
62
свойств металла стенки магистральных трубопро-водов. Построены корреляционные зависимостимежду изменениями механических и электрохи-мических свойств, которые открывают возможностипрогнозирования эксплуатационной надежностиметалла трубопроводов.
В процессе выполнения программы получены идругие важные научно-технические и практическиерезультаты. Вместе с тем, по мнению Б. Е. Патона,программа содержала ряд мелких проектов, неимеющих ясных перспектив использования полу-ченных результатов.
Важно отметить, что научный совет программыобеспечил подготовку издания итогового сборниканаучных статей проектов программы «Проблеми ресур-су і безпеки експлуатації конструкцій, споруд та машин»(Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 2009. – 710 с).Сборник содержит основные научные и прикладныерезультаты работ, полученные при выполнении про-ектов (заказать сборник можно в ИЭС им. Е. О. Па-тона по тел. 529-26-23).
На конференции также выступили научныеруководители разделов программы.
Академик НАН Украины В. И. Махненко, на-учный руководитель раздела «Разработка методо-логических основ оценки технического состояния иобоснованности безопасного срока эксплуатацииконструктивных элементов объектов повышеннойопасности на территории Украины», в своем вы-ступлении сообщил, что все шесть проектов разделапрограммы связаны с ответственными объектамитакими, как парогенераторы (атомная энергетика),магистральные трубопроводы, железнодорожныйтранспорт, жилищные и производственные стро-ения в зоне шахтных выработок. По всем этим на-правлениям получены важные результаты.
Академик НАН Украины З. Т. Назарчук, науч-ный руководитель раздела «Разработка методов иновых технических средств неразрушающего конт-роля и диагностики состояния материалов иизделий длительной эксплуатации», в своем докла-де отметил, что создана эффективная система мони-
торинга, новые средства неразрушающего контролякачества элементов ряда жизненно важных объек-тов, а также подготовлена к серийному производ-ству новая диагностическая аппаратура.
Научный руководитель раздела «Разработка ме-тодов защиты от коррозии элементов конструкцийобъектов длительной эксплуатации» чл.-кор. НАНУкраины В. И. Похмурский подчеркнул, что в переч-не наиболее важных результатов выполненных про-ектов следует отметить разработку покрытия дляповышения эксплуатационной надежности труб и кот-лов электростанций, разработку покрытий длязащиты от фретинг-коррозии, разработку методовзащиты от коррозии стальной арматуры для прод-ления ресурса железобетонных конструкций. Онотметил важность создания государственный целевойпрограммы работ по защите от коррозии конструкциймостов и других объектов в базовых отраслях про-мышленности Украины вплоть до 2015 г.
По разделу «Разработка эффективных методовоценки и продления ресурса объектов атомной энер-гетики» (научный руководитель – академик НАНУкраины И. М. Неклюдов) выступил д-р техн. наукВ. Н. Воеводин. Он подчеркнул, что основная частьпроектов подраздела выполнена с участием АЭСУкраины. Проанализировано напряженно-де-формированное состояние корпусов реакторовВВЭР-1000, парогенераторов и сварных швов тур-бопроводов турбинного отделения энергоблоков За-порожской и Южно-Украинской АЭС. Установле-ны основные причины разрушения трубопроводовобвязки, предложена экспертная методика их кон-троля с помощью магнитных методов.
Академик НАН Украины Б. С. Стогний, подво-дя итоги исследований по разделу «Повышение на-дежности и продление ресурса энергетического обо-рудования и систем», отметил, что получены важ-ные результаты, которые будут использованы дляповышения надежности и увеличения сроков служ-бы турбин, генераторов, оборудования станций га-зоперекачки, а также при модернизации котельногооборудования коммунальной энергетики и уголь-ных энергоблоков. Благодаря проведенным иссле-дованиям сформулированы и обоснованы основныемероприятия для увеличения ресурса работы эле-ментов котельного оборудования децентрализован-ной теплоэнергетики.
О научных результатах, полученных по разделу«Создание систем мониторинга технического состо-яния трубопроводов и объектов газо- и нефтеперера-батывающей промышленности», сообщил его науч-ный руководитель чл.-кор. НАН Украины А. Я. Кра-совский. К наиболее важным достижениям он отнессоздание компьютерной системы обеспечения целост-ности магистрального трубопровода, разработкууниверсального алгоритма расчета давления в состав-ляющих трубопроводной системы, оценку конст-рукционной прочности трубопроводов с дефектами.
Выступление академика НАН Украины Л. М. Ло-банова было посвящено полученным результатам
63
по 22 проектам раздела «Повышение надежности ипродление ресурса мостов, строительных, промыш-ленных и транспортных конструкций». Среди нихразработка технологии ремонтной сварки корпус-ных деталей турбин, разработка низководородныхэлектродов для сварки и ремонта мостовых и тран-спортных конструкций и др.
О результатах, полученных по проектам раз-дела «Разработка технологий ремонта и восста-новления элементов конструкций объектов повы-шенной опасности с целью продления сроков ихэксплуатации» (научный руководитель академикНАН Украины К. А. Ющенко), доложил д-р техн.наук О. Г. Касаткин.
Научный руководитель раздела программы«Подготовка и издание нормативных документов инаучно-технических пособий по вопросам оценкиресурса объектов длительной эксплуатации» ака-демик НАН Украины В. В. Панасюк в своем вы-ступлении отметил, что в течение 2007—2009 гг. под-готовлены и вышли в свет современные научно-технические справочные пособия в помощь инже-нерно-техническим работникам конструкторских ипромышленных предприятий для оценки долговеч-ности и надежности (ресурса) элементов конст-
рукций длительной эксплуатации, в частности мос-товых и строительных конструкций, тепловых иатомных электростанций, трубопроводов и т. п.
Затем состоялось обсуждение научных резуль-татов, изложенных в докладах научных руко-водителей разделов программы, в котором принялиучастие д-ра техн. наук В. И. Король (директорДонбасского центра технологической безопасности),П. И. Кривошеев (директор НИИ строительных кон-струкций), А. И. Лантух-Лященко (профессор ка-федры мостов и туннелей Национального транспор-тного университета), В. И. Большаков (директорИЧМ им. З. И. Некрасова).
Все выступившие отметили актуальность и важ-ность полученных результатов для решения проб-лемы ресурса объектов длительной эксплуатации,высказали мнение о целесообразности продолжитьвыполнение программы «Проблемы ресурса и безо-пасности эксплуатации конструкций, сооруженийи машин» в 2010—2012 гг.
В заключение академик Б. Е. Патон отметил:«...считаю, что нам нужно поддержать предло-жение научного совета относительно продления вы-полнения программы «Ресурс»в последующие тригода. Необходимо поручить научному советусформи-ровать новые этапы работ, скон-центрировав научные силы на наиболее актуальныхнаправлениях исследований, предусмотрев преждевсего практи-ческое использование полученныхрезультатов. При этом особенно подчеркиваю, чтопри проведении конкурса первоочередное вниманиенеобходимо обратить на финансирование комплек-сных крупных работ, а не распылять средства навыполнение мелких проектов». В завершениепринято решение отчетной конференции.
О. Г. Касаткин,
В. Н. Липодаев
64
ДИССЕРТАЦИИ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИ
Ляпина К. В. «Разработка технологических основ изготовления пористыхи порошковых металлических материалов методом их вакуумного осажденияв парах галогенидов щелочных металлов. – Диссертация на соискание ученойстепени кандидата технических наук по специальности 05.16.02 174 «Метал-лургия черных и цветных металлов и специальных сплавов» – Институтэлектросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, Киев, 2009. Дата защиты14 октября 2009 г.
Работа посвящена установлению закономерностей влияния условий вакуум-ного осаждения металлов в присутствии паров галогенидов щелочных металловна характеристики микроструктуры конденсатов, а также разработке на этойоснове способов получения пористых и неконсолидированных (порошковых)материалов функционального назначения.
Для достижения поставленной цели способом электронно-лучевого осаждения получены конденсатыряда металлов (меди, никеля, железа, хрома и титана) в парах галогенидов щелочных металлов (KCl,KF, NaCl и NaF) при варьировании основных параметров процесса (температура подложки, соотношениепаровых потоков соль/металл и скорость осаждения металла). Для полученных таким образом конден-сатов способами сканирующей и просвечивающей микроскопии и рентгеноструктурного анализа опреде-ляли их фазовый состав и характеристики микроструктуры.
В результате исследований установлено, что при соотношении паровых потоков соль/металл меньше,чем 0,5, и температурах подложки выше, чем температура плавления соли, формируются конденсатыметалла с пористой структурой. Показано, что характеристики пористой структуры (пористость, типпористости, средний размер пор, их форма и т. п.) конденсатов металлов, не имеющих полиморфныхпереходов, немонотонно зависят от температуры положки и могут быть описаны кривой с максимумом.При этом удельная поверхность пористых конденсатов по данным ртутной и газовой порометрии возрас-тает до 100 м2/г, а общая пористость и доля открытой пористости достигают максимального уровня (до40 и до 30 об. %) при температуре подложки около 0,5 Tпл, где Tпл – температура плавления металла.В случае металлов с полиморфными переходами пористость возрастает монотонно с повышением темпе-ратуры подложки, оставаясь преимущественно открытой.
Предложен способ получения материалов с контролированными характеристиками пористой струк-туры, такими как тип пористости (закрытая или открытая), форма и средний размер пор, а также общаяпористость (получен патент Украины). На этой основе разработали электронно-лучевой способ полученияматериалов для имплантатов или их покрытий с объемной долей пор открытого типа в диапазоне 10…30 %и размерами пор 20…40 мкм, способных обеспечить поглощение лекарственного препарата и его замед-ленный выход в биологическую среду, что позволит улучшить процесс вживления таких материалов.
При одновременном осаждении металлов и солей щелочных металлов при температуре подложкиниже температуры плавления соли отмечено формирование конденсатов с композитной структурой кар-касного типа, характеристики которой зависят от соотношения паровых потоков соль/металл.
Впервые показано, что при соотношениях паровых потоков соль/металл более 0,5 характеристикиметаллической компоненты композитной структуры претерпевают качественные изменения – с каркасной(консолидированной) на дисперсную (неконсолидированную). При этом характерные размеры диспер-сных частиц металлической компоненты могут быть уменьшены примерно до 2…4 нм за счет снижениятемпературы подложки и (или) увеличения соотношения паровых потоков соль/металл.
На этой основе был предложен новый способ получения инкапсулированных в солевую матрицупорошковых материалов (чистых металлов, сплавов и соединений на их основе) с размерами частицнаноразмерного масштаба путем одновременного осаждения паровых фаз этих материалов и солей ще-лочных металлов на подложку при их одновременном испарении в вакуумной камере в случае переме-шивания их паровых потоков в соотношении не ниже 0,5 и температуре подложки ниже температурыплавления соли и металла (получен патент Украины). Показано, что этот способ инкапсуляции частицпредотвращает их агломерацию и защищает от взаимодействия с атмосферой, что позволяет длительнохранить нанопорошки металлов без окисления.
65
Никитенко Ю. А. «Получение быстрозакаленных высокореакционных и ту-гоплавких сплавов при индукционном и плазменно-дуговом плавлении». –Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук поспециальности 05.16.02 «Металлургия черных и цветных металлов и специаль-ных сплавов» – Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины,Киев, 2009. Дата защиты 4 ноября 2009 г.
Диссертация посвящена разработке технологий получения быстрозакаленныхсплавов способами диспергирования при индукционной плавке в секционномкристаллизаторе и спиннингования при плазменно-дуговой плавке в водоохлаж-даемом тигле. Рассмотрены теплофизические, физико-химические и материало-ведческие основы исследуемых процессов.
Изучено тепловое состояние плавильных камер установок ИПСК и ПДП, определены основные теп-лонагруженные узлы, даны количественные характеристики тепловых потерь в отдельных узлах, опре-делены коэффициенты эффективности переплава.
При индукционной плавке в секционном кристаллизаторе установлены технологические особенностиформирования ванны расплава, обеспечивающие процесс диспергирования. Показано, что повышениечастоты до 66 кГц обеспечивает максимальный объем ванны и значительное превышение купола расплаванад кристаллизатором.
Установлено, что для обеспечения процесса диспергирования высота купола над секционнымкристаллизатором должна составлять от 0,1 до 0,3 D кристаллизатора. Превышение высоты куполавызывает пространственную нестабильность, а снижение его менее 0,1 D приводит к попаданию чешуекна стенки кристаллизатора.
Изучение процесса плавки при плазменно-дуговом нагреве показало, что тепловой КПД плазмотронасоставил 86…88 %, а эффективный КПД процесса – 44…45 %. Общая удельная мощность электро-энергии, затрачиваемая на процесс плавки, равняется 4…5 кВт⋅ч/кг. Установлено, что перегрев расплавав поверхностном слое относительно температуры металла возле сливной щели достигает примерно 700 °C.Также определен градиент по всей глубине ванны.
Исследование влияния мощности плазменной дуги на коэффициент слива показало, что наибольшееего значение 0,72 отмечено при мощности 40 кВт. Дальнейшее увеличение мощности не приводит кувеличению объема сливающегося металла, что объясняется перераспределением тепла в других элементахплавильной камеры, а часть остающегося расплава соответствует размерам гарнисажного слоя.
По результатам экспериментов установлена технологическая область значений влияния избыточногодавления над расплавом и скорости вращения барабана, обеспечивающих получение качественных лентс аморфной структурой толщиной от 30 до 100 мкм.
Разработаны методика и приспособления для измерения температуры барабана-холодильника впроцессе вращения и сверхбыстрой закалки расплава. С помощью методов математическогомоделирования определены закономерности теплового взаимодействия между расплавом и барабаном-холодильником при спиннинговании и сверхбыстрой закалке.
В результате моделирования установлено влияние на скорость закалки ленты (коэффициентов теп-лообмена между поверхностями лента—барабан, барабан—вода), внешний диаметр и толщину контактнойстенки барабана. Модель показала хорошую сопоставимость результатов с экспериментальными данными.
Определены технологические параметры получения быстрозакаленных чешуек из сплавов Д16, ЭП648, Ni—Ti,ВТ1-0, Nd—Fe—B, RSR толщиной 15…50 мкм и лент Ni—Si—B, Cu—P, Fe—Cr—Ni—B толщиной 30…100 мкм.
На примере сплава Ni—Si—B с аморфной структурой изучено зарождение кристаллов и формированиекристаллической структуры в ленте при отжиге. Определено влияние температуры на размер зерна,количество аморфной и кристаллической фаз, основные соединения, образующиеся при отжиге.
Созданные оборудование и технологии рекомендованы для получения высокореакционных и тугоп-лавких аморфных и микрокристаллических сплавов.
66
КАЛЕНДАРЬ КОНФЕРЕНЦИЙ И ВЫСТАВОК НА 2010 г.Дата Место проведения Название мероприятия Организатор (контакты)
• Оплата в гривнях или рублях РФпо официальному курсу• Для организаций-резидентов Укра-ины цена с НДС и налогомна рекламу• Статья на правах рекламы – 50 %стоимости рекламной площади• Предусмотрена система скидок:при размещении рекламыв 2 номерах – 10 %;при размещении рекламыв 4 номерах – 20 %
Технические требования к рекламным материалам• Размер журнала после обрези 200 290 мм• В рекламных макетах для текста, логотипов и других элементов не- обходимо отступать от края модуля 5 мм с целью избежания потери части информацииВсе файлы в формате РС• Corell Draw, версия до 10.0• Adobe Photoshop, версия до 7.0• QuarkXPress, версия до 5.0• Изображения в формате TIFF,цветовая модель CMYK,разрешение 300 dpi
Подписано к печати 16.03.2010. Формат 60 84/8. Офсетная печать.Усл. печ. л. 8,7. Усл. кр.-отт. 7,8. Уч.-изд. л. 9,6.Печать ООО «Фирма «Эссе». 03142, г. Киев, пр. Акад. Вернадского, 34/1.
РЕКЛАМА в журнале «Современная электрометаллургия»
Если Вас заинтересовало наше предложение, заполните, пожалуйста, купон и отправьте заявкупо факсу или электронной почте.Телефоны и факсы редакции журнала «Современная электрометаллургия»:тел.: (38044) 271-22-07, 529-26-23,факс: (38044) 528-34-84, 528-04-86, 529-26-23.Подписку на журнал «Современная электрометаллургия» (индекс 70693) можно оформить покаталогам подписных агентств «Пресса», «Идея», «Саммит», «Пресс-центр», KSS,«Блицинформ», «Меркурий» (Украина) и «Роспечать», «Пресса России» (Россия).
![PS Nov Dec 2020 corel 17 12102020 · 2020. 11. 9. · 3 uoacj&fnlacj 2020 ¼izks-xksfoanizlkn'kekZ½ iz/kkulaiknd]iqLrdlaLÑfr sustainably into an equitable and vibrant knowledge](https://static.dokumenty.site/doc/80x56/60cf59db0aeb7b3fe82135ec/ps-nov-dec-2020-corel-17-12102020-2020-11-9-3-uoacjfnlacj-2020-izks-xksfoanizlknkekz.jpg)
