Металлургия. Технологии новых материалов



бет1/3
Дата15.04.2019
өлшемі4.62 Mb.
#98972
  1   2   3






Раздел 1


Металлургия.

Технологии новых

материалов

УДК 669.017.621.78


А.А. АМЕНОВА, М.К. ИБАТОВ, У.А. САДУАКАС, О. Монголхан

(Карагандинский государственный индустриальный университет, Темиртау, Казахстан)


РАСЧЕТ НЕРАВНОВЕСНОЙ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ СПЛАВОВ СИСТЕМЫ

НА ОСНОВЕ AL



Аннотация. Экспериментально и расчетным путем изучен характер внутрикристаллитной ликвации в дендритных ячейках при неравновесной кристаллизации трехкомпонентных сплавов на основе алюминия. Рассчитано изменение составов и относительных количеств твердых и жидких растворов, а также изменение температуры ликвидуса по сечению дендритной ячейки при выбранной диффузионной модели. Рассчитано изменение относительного количества твердой фазы в зависимости от скорости охлаждения сплавов.

Ключевые слова: ликвация, неравновесная кристаллизация, алюминиевые сплавы, температура ликвидуса.
При неравновесной кристаллизации многокомпонентных сплавов в первичных кристаллах твердых растворов или промежуточных фаз появляется внутрикристаллитная ликвация примесей и легирующих элементов. При этом возможно также изменение фазового состава и структуры, следовательно, и свойств сплавов: возможно образование новых избыточных фаз, изменение количества имеющихся фаз, протекание эвтектических и перитектических и других превращений. Степень дендритной ликвации, количество, размеры и форма кристаллов избыточных фаз и включений являются важнейшими характеристиками структуры сплавов, которые во многих случаях определяют их основные механические и технологические свойства, а также кинетику структурных превращений, происходящих при термической обработке литых изделий. Однако, экспериментальное изучение дендритной ликвации в пределах отдельных зерен является сложной, трудоемкой задачей. В связи с этим, для исследования процесса неравновесной кристаллизации многокомпонентных сплавов достаточно широко используются термодинамические методы расчета [1].

Основные физические представления о неравновесной кристаллизации были разработаны известными советскими учеными А.А. Бочваром и А.А. Байковым [2]. Степень дендритной ликвации и структура литых сплавов зависят от полноты протекания диффузионных процессов в жидких и твердых фазах. В процессе кристаллизации перераспределение компонентов в твердой фазе происходит намного медленнее, чем в жидкой фазе. Для учета эффектов, связанных с отклонением системы от равновесного состояния из-за ограниченности протекания диффузионных процессов в расплаве и в твердой фазе, используются различные термодинамические модели растворов.

В работах А. Крупковского [3] были предложены расчетные методы исследования внутрикристаллитной химической неоднородности в двойных сплавах с использованием различных диффузионных моделей для жидкой и твердой фаз. При этом предполагается, что для исследуемых систем известны линии ликвидуса и солидуса на соответствующих диаграммах состояния, а также концентрационные зависимости коэффициентов распределения легирующих элементов. Подобные исследования в случае тройных и более сложных сплавов не проводились, так как для таких систем неизвестны соответствующие фазовые диаграммы и концентрационные зависимости коэффициентов распределения легирующих элементов и примесей.

Для многокомпонентных систем в работе [4] предложен метод расчета неравновесной кристаллизации сплавов, позволяющие количественно описать распределение компонентов и примесей по сечению дендритных ячеек, рассчитать изменения температуры начала кристаллизации твердых растворов, химических составов и относительных количеств твердой и жидкой фаз по ходу процесса неравновесной кристаллизации, а также ее объемную скорость и общую продолжительность.



Методика исследований. Исходными материалами для приготовления сплавов тройной системы Al – Mg – Zn служили алюминий А99, магний Мг98, цинк Ц0. Вначале при температуре расплавляли алюминий, затем добавляли цинк и завернутый в алюминиевую фольгу магний. После выдержки в течение 10 минут при температуре 700°С, сплавы отливались в медные изложницы. При этом скорость охлаждения составляла 1-1,5 град/сек. Средний размер дендритных ячеек составлял 25 мкм. Химические составы исследованных сплавов приведены в таблице 1.

Дифференциальный термический анализ проводился на дериватографе «Q-1000». Для определения температур солидуса и начала трехфазных превращений снимали термограммы нагрева образцов, которые были предварительно приведены в равновесие при температурах на 5-10°С ниже температуры тройных эвтектических или четырехфазных перитектических превращений.


Таблица 1. Химический состав исследованных сплавов


№ сплава

Содержание, % по массе

Zn

Mg

1

0,65

0,62

2

4,02

0,85

3

4,60

1,60

4

3,60

4,30

5

6,0

2,8

Фазовый состав и структуру сплавов исследовали на оптическом микроскопе МИМ-7. Распределение легирующих компонентов по сечению дендритных ячеек определяли экспериментально методом локального микрорентгеновского анализа на растровом электронном микроскопе, а также расчетным путем.

При расчете весь процесс неравновесной кристаллизации сплава рассматривается как сумма начальных моментов кристаллизации набора сплавов, составы которых соответствует составу жидкой фазы, остающейся после каждой стадии кристаллизации. Согласно теории Бартона, Прим и Слихтора [5] на границе кристалл – жидкий раствор имеет место равновесие между жидкой и твердой фазами. Следовательно, первые кристаллы твердой фазы на любой стадии процесса кристаллизации будут иметь составы соответствующие равновесной диаграмме состояния. В этом случае для описания любой стадии процесса неравновесной кристаллизации можно использовать уравнение для случая равновесной кристаллизации сплавов. При этом необходимо только знание зависимостей равновесных коэффициентов распределения компонентов сплава от температуры.

Результаты исследований. Расчет кривых распределения легирующих компонентов сплавов системы Al-Zn-Mg по сечению дендритных ячеек проводили по методике, предложенной в работе [6].

Расчет проводили на ЭВМ по специальной программе для случаев, когда диффузия в твердой фазе полностью подавлена, а в жидкой фазе она успевает полностью выравнивать ее состав, и когда она ограничена в жидкой фазе, а в твердой полностью подавлена.

Во втором случае из-за ограниченности диффузии в жидкой фазе на фронте кристаллизации образуется слой жидкости, обогащенный легирующими компонентами, понижающими температуру плавления алюминия. Поэтому на границе кристалл – жидкий раствор значения коэффициентов распределения легирующих компонентов отличны от их равновесных значений.

На рисунках 1, 2 показаны расчетные и экспериментальные кривые распределения цинка и магния по сечению дендритных ячеек в исследованных сплавах. Из рисунков видно, что в случае полного подавления диффузии в твердой фазе и неограниченного ее прохождения в жидкой фазе в пределах ошибки экспериментального определения состава в центральных областях дендритных ячеек расчетные данные совпадают с результатами эксперимента. Это свидетельствует о том, что на начальных стадиях процесса кристаллизации составы первых выпавших кристаллов весьма близки к равновесному [7].





Рисунок 1. Кривые распределения Mg и Zn.

Сплав А1 + 2,86 ат. % Mg + 2,54 aт. % Zn


Согласно расчету, приграничные области дендритных ячеек сильно обогащены легирующими компонентами и соответствующие расчетные кривые распределения на этих участках лежат намного выше, чем экспериментальные. В полном соответствии с коэффициентом распределения магний ликвирует сильнее, чем цинк. При этом в очень узкой приграничной области концентрация магния и цинка намного превышает их содержания в центре ячейки.

На рисунках приведены также кривые изменения температуры ликвидуса по сечению дендритной ячейки при выбранной диффузионной модели в жидких и твердых растворах. Здесь также четко обнаруживаются две характерные области, которые были отмечены выше. Первые зародыши кристаллов твердой фазы (центральная часть) кристаллизуются при температуре равновесного ликвидуса сплава данного состава. Температуры ликвидуса последующих слоев кристалла твердого раствора постепенно понижаются из-за изменения составов этих слоев кристалла при изменении коэффициентов распределения компонентов сплава. Чем ближе к центру кристалла, тем больше концентрация легирующих компонентов, понижающих температуру ликвидуса. Поэтому в узкой приграничной области, где в основном скапливаются легирующие компоненты и примеси, температура начала кристаллизации каждой последующей порции жидкой фазы резко понижается и кристаллизация последней порции жидкости согласно выбранной диффузионной модели должна закончиться при температуре начала трехфазного превращения в соответствующих многокомпонентных системах.

На рисунке 2 приведены также расчетные кривые, показывающие изменения относительной доли твердой фазы в зависимости от времени кристаллизации (темп кристаллизации), а также кривые, показывающие изменение доли жидкой фазы, которая на каждой стадии процесса кристаллизации переходит в твердую. Видно, что с увеличением скорости кристаллизации относительное количество твердой фазы растет быстрее и уменьшается полное время кристаллизации сплава данного состава.

– эксперимент, – расчет (Кіо), расчет (Кэфф,і)

Рисунок 2. кривые распределения Mg и Zn. Сплав Al + 2,28 ат. % Mg + 1,88 ат. % Zn

В настоящей работе также был проведен расчет дендритной ликвации в исследуемых сплавах с учетом ограниченности диффузионных процессов в жидкой фазе. Экспериментальную оценку распределения легирующих элементов по сечению дендритных ячеек в исследуемых сплавах проводили методом локального микрорентгеноспектрального анализа.



Рисунок 3. Поверхность ликвидуса системы Al – Mg – Zn. Изменение состава жидкой фазы в процессе равновесной и неравновесной кристаллизации сплавов № 10 – 14. Расчетные линии
В этом случае при расчетах вместо равновесных коэффициентов распределения компонентов использовали соответствующие эффективные коэффициенты.

Результаты расчета для рассматриваемой диффузионной модели также показали, что расчетные и экспериментальные кривые распределения совпадают. Лишь в узкой приграничной области расчетные кривые лежат выше. Однако в этой области, как это видно из рисунка 3, имеет место трехфазное эвтектическое превращение и экспериментально определенные размеры (гэксп) дендритных ячеек должны быть меньше г0.



Вывод. Расчетным путем и методом микрорентгеноспектрального анализа построены кривые распределения компонентов по сечению дендритных ячеек в сплавах системы Al – Mg – Zn. При ускоренном охлаждении сплавов изменяются общая продолжительность и темп кристаллизации, а также температура начала кристаллизации различных слоев зерен и относительные количества фазовых составляющих сплавов. Границы дендритных ячеек сильно обогащаются компонентами и примесями с коэффициентами меньше единицы (Кi‹1). Во многих случаях изменяются фазовый состав и структура сплавов, имеют место безвариантные превращения и появляются новые избыточные фазы.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ


  1. Amenova A., Smagulov D. New method of phase transformations calculation in metals with structural features of the initial and new phases // International Journal “Advanced Materials Research”. Indexed in Scopus. – 2013. - P. 148-151.

  2. Вайнгард У. Введение в физику кристаллизации металлов. / под ред. Я.С. Уманского – М.: Изд-во «Мир», 1967. – 170 с.

  3. Krupkovski A., Adamski. Bulletin de I Academic Polonaice des scienсes ser. Sci. tech. 1961, vol. IX. №12, 723.

  4. Смагулов Д.У. Автореферат докторской диссертации, Москва, 2001 г.

  5. Burton I.A., Prim R.C., Slichter W.P. – J. Chemical Physics. – 1953. – V. 21. – P. 1987.

  6. Белов Н.А. Количественный анализ фазовой диаграммы Al–Zn–Mg–Cu–Ni в области составов высокопрочных никалинов // Изв.вузов. Цв.мет. - 2010. - №3. - С.45-52.

  7. Белов Н.А., Белов В.Д., Алабин А.Н., Мишуров С.С. Экономнолегированные алюминиевые сплавы нового поколения // Металлург. – 2010. - №5. - С. 62-66.

А.А. Аменова, М.К. Ибатов, У.А. Садуакас, О. Монголхан



Al негізіндегі системалы қорытпалардың біркелкі емес кристалдануын есептеу

Аңдатпа. Алюминий негізіндегі үш компонентті қорытпалардың тепе-теңсіздік күйде кристалдануы кезінде легірлеуші элементтер мен қоспалардың дендриттік кристалдарда біртегіс таралмау (ликвациясының) ерекшелігі аәжірибелік және есептеу әдістерімен зерттелген. Қатты және сұйық ертінділердің химиялық құрамының және салыстырмалы шамаларының өзгеруі, таңдап алынған диффузиялық үлгіге сәйкес дендриттік кристалдардың қимасы бойынша ликвидус температурасының өзгеруі есептелген. Суыну жылдамдығына байланысты қатты фазаның салыстырмалы шамасының өзгеруі есептелген.

Түйін сөздер: ликвация, біркелкі емес кристалдану, алюминий қорытпалары, ликвидус температурсы.

А. Аmenova, М. Ibatov, U. Saduakas, O. Mongolhan



Calculation of non-equilibrium crystallization of based on Al system alloys

Abstract. The character of intracrystallite liquation in the dendrite cells after non-equilibrium solidification of aluminum ternary alloys has been studied by experimental and calculation way in this work. There were calculated the changes of the compositions and relative amounts of solid and liquid solutions, and the liquid’s temperature’s change over the cross section of the dendritic cell at the chosen diffusion model. Also it was calculated the change in the relative amounts of the solid phase, depending on the cooling rate of the alloys.

Key words: segregation, non-equilibrium crystallization, aluminum alloys, the liquid’s temperature.

УДК 621.778


О.Н. Кривцова, Н.Ю. Кузьминова

(Карагандинский государственный индустриальный университет, г. Темиртау, Казахстан)


СОВРЕМЕННЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К КАЧЕСТВУ АРМАТУРНОГО ПРОКАТА ДЛЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Аннотация. Арматурный прокат является основой, придающей различным бетонным конструкциям прочностные, потребительские и прочие свойства, а также существенно влияет на их стоимость. Для снижения стоимости многие производители арматуры ведут работы, направленные на увеличение прочностных свойств материала без снижения его пластических свойств, необходимых при изготовлении строительных блоков, без существенного увеличения в цене. Приведенные данные свидетельствуют о том, что наиболее рациональным направлением развития производства арматурного проката является повышение его прочностных свойств с одновременным обеспечением необходимого уровня пластических и эксплуатационных характеристик.

Ключевые слова: арматурный прокат; механические свойства; железобетонные конструкции; требования к прочности.
Арматурный прокат, являясь составной частью железобетонных конструкций, обеспечивающий совместно с бетоном прочностные свойства изделий и их надежность, должен удовлетворять следующим требованиям:

–  обеспечивать совместно с бетоном надежную работу конструкций на весь период их службы;

–  иметь все необходимые эксплуатационные и технологические свойства, позволяющие на современном уровне применять индустриальные методы изготовления изделия;

–  обладать необходимым уровнем прочностных и пластических свойств, наиболее полно используемых при работе конструкций;

–  удовлетворять требованиям сцепления с бетоном с учетом марки цемента и характеристик наполнителей;

–  обеспечивать надежность конструкций при заданном виде кратковременных, длительных нагрузок, воздействии агрессивных сред и переменных температур с вероятностью не менее 0,9 [1].

Ряд требований обеспечивается путем решения конструкторских задач: рациональным расположением стержней, выбором профиля, подбором сечения продольных и поперечных стержней в сетках и каркасах, выбором проката рационального класса и т.д. В ряде случаев требуются специальные мероприятия, например, такие как приварка поперечных стержней для улучшения анкеровки [2,3].

По мнению авторов в [4], требования к арматурному прокату могут быть удовлетворены выбором соответствующих его физико-механических свойств. При этом необходимо учитывать:

–  значение основных механических свойств, а именно, прочностных, характеризуемых, прежде всего, пределом текучести (физическим или условным) и временным сопротивлением разрыву; пластических, характеризуемых полным, равномерным или относительным удлинением после разрыва; упругопластичных характеристик, определяемых по диаграмме «нагрузка – деформация при растяжении»;

–  изменение основных механических свойств в зависимости от воздействия повышенных, высоких и отрицательных температур; длительности воздействия нагрузок и температур; многократности приложения нагрузки, скорости и характера приложения;

–  реологические характеристики (ползучесть и релаксацию напряжений);

–  свариваемость;

–  склонность к хрупкому разрушению, особенно при низкой температуре;

–  коррозионную стойкость, в частности, под напряжением;

–  сцепляемость с бетоном.

Автор [5] считает, что арматурный прокат в железобетонных конструкциях работает практически на осевое растяжение-сжатие, и его напряженное состояние определяется комплексом технологических и конструктивных факторов, к которым следует отнести прочность и упругопластические свойства бетона; технологию изготовления арматурных элементов, а для предварительно напряженных железобетонных конструкций – технологию изготовления заготовки и напряжения стержней; вид изготавливаемых железобетонных конструкций (изгибаемые, сжатые, внецентрально сжатые, которые характеризуются процентом армирования или внецентренно сжатые, которые характеризуются процентом армирования или относительной высотой сжатой зоны, геометрическими размерами и т.д.).

В зависимости от этих факторов может быть рационально решена задача сформулировать основные общие требования к свойствам арматурного проката и выбора арматуры того или иного вида и класса прочности. В частности, предельное напряжение арматурного проката, растянутого в стадии эксплуатации изгибаемых железобетонных конструкций, находится в сложной зависимости от его механических свойств: начальный модуль упругости – Е; отношение предела упругости (УПР) к условному пределу текучести (0,2) – ή; условный предел текучести; временное сопротивление разрыву (σВ), относительное равномерное удлинение (Р); начальное и остаточное предварительное напряжение (σ0 и σot), прочностные и деформационные свойства бетона и относительная высота сжатой зоны сечения.

В изгибаемых железобетонных элементах эффект реализации механических свойств арматурного проката тем выше, чем меньше расход в сечении конструкции. Это определяется относительной высотой сжатой зоны сечения (ξ0,2) или процентом армирования (µ) и объясняется тем, что с уменьшением ξ0,2 или µ предельные деформации и, следовательно, напряжения растянутого арматурного проката σam увеличиваются. Поскольку из-за недопустимости чрезмерных прогибов или ширины раскрытия трещин в бетоне возможность использования без предварительного напряжения арматурных стержней определяется геометрическими размерами изделия, прокат с пределом текучести выше 400 Н/мм2 применяют при отношении полезной высоты сечения h0 к l0 более 1/10-1/15.

В гибких железобетонных элементах при отношении h0 к l0 меньше 1/30 и прочности бетона менее 10 Н/мм2 наиболее эффективно использование без предварительного напряжения проката с пределом текучести 300-350 Н/мм2.

К.В. Михайлов [6] отмечает роль конструкционных параметров железобетонных изделий в формулировании требований к характеристике арматурного проката и эффективности его использования. Так, например, уменьшение бетоноемкости ряда железобетонных конструкций (колонны двутаврового сечения и полые, тонкостенные панели перекрытий, пространственно работающие конструкции и т.д.) или использование бетонов повышенной прочности, увеличение длины пролетов и нагрузок на конструкции, включая сейсмическое воздействие, приводят к повышению кубажного расхода проката, несмотря даже на повышение его прочностных свойств. В то же время увеличение бетоноемкости, например, плит покровли и кровли, увеличение объемов применения конструкций из легкого и ячеистого бетона приводит к снижению кубажного расхода проката (в расчете на 1 м3 железобетона) и более полной реализации его прочностных характеристик.

Многие авторы, в частности, П.И. Соколовский [7], утверждают, что арматурный прокат, наряду с высокой прочностью, должен обладать удовлетворительными пластическими свойствами, позволяющими рассчитывать железобетонные конструкции с учетом перераспределения усилий и предотвращать их хрупкое разрушение при эксплуатации. При этом одним из необходимых требований, предъявляемых к арматурному прокату, является свариваемость.

А.Я. Бродский [9] в общих требованиях к качеству и служебным свойствам арматурного проката отдает предпочтение показателю экономической эффективности применения проката в зависимости от его свойств. Так, отмечено, что удельная стоимость применения проката из стали Ст0 составляет 3,4 денежных единиц на см2/кг, из стали Ст3 – 2,9 единицы на см2/кг, Ст5 – 2,8; стали марки 25Г2С – 2,3 единицы и марки 30ХГ2С – 1,6 единиц на см2/кг бетона.

В работах [9,10] на основании анализа требований ENV 10080, ISO 6534, ISO 6535, BS 4449, ASTM A 615, DIN 488 и других зарубежных стандартов предлагается основными требованиями к качеству и служебным свойствам арматурного проката считать показатели:

–  геометрические параметры профиля;

– химический состав стали;

–  механические свойства металла проката.

При этом предложены современные методы испытания арматурного проката, в частности, влияния старения на свойства стали, из которой изготовлен прокат.

Исследования свойств арматурного проката, оценка их стабильности с применением методов математической статистики позволили разработать «Рекомендации по применению арматурного проката по ДСТУ 3760–98 при проектировании и изготовлении железобетонных конструкций без предварительного напряжения арматуры» [11]. Внедрение этих рекомендаций обеспечило возможность осуществить использование на предприятиях стройиндустрии новых эффективных видов арматурного проката.

Приведенные данные свидетельствуют о том, что наиболее рациональным направлением развития производства арматурного проката является повышение его прочностных свойств с одновременным обеспечением необходимого уровня пластических и эксплуатационных характеристик.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ


  1. Худик Ю.Т., Кекух А.В. Арматурный прокат для железобетонных конструкций и изделий: Справочное пособие. – ЛГГМК «Криворожсталь»; НИИСК, Кривой Рог, 2003. – 115 с.

  2. Вихлевщук В.А., Омесь Р.Ю., Нечипоренко В.А. Малокремнистые арматурные стали повышенной прочности. – К.: Наукова думка, 1999. – 152 с.

  3. Ратнер Б.Р. Экономичная сталь для периодических профилей проката. – М. Металлургиздат, 1963. – 160 с.

  4. Вихлевщук В.А., Дубина О.В., Ноговицын А.В. Научные и технологические основы производства арматурных сталей нового поколения. – К.: Наукова думка, 2001. – 140 с.

  5. Мадатян С.А. Напрягаемая арматура железобетонных конструкций. – М.: – Стройиздат, 1970. – 255 с.

  6. Михайлова К.В. и Волков Ю.С. Бетон и железобетонные конструкции. Состояние и перспектива применения в промышленном и гражданском строительстве. – М.: Стройиздат, 1983. – 359 с.

  1. Вихлевщук И.А., Омесь Н.М., Нечепоренко В.А., Макаров Г.А. и др. Малокремнистые арматурные стали повышенной прочности. – К.: Наукова думка, 1999. – 152 с.

  2. Бродский А.Я. Сварка арматуры железобетонных конструкций. – М.: Стройиздат, 1961. – 379 с.

  3. Худик Ю.Т., Вихлевщук В.А., Рыбалка Е.М., Критов В.А. Новые виды арматуры для железобетонных конструкций и перспективы ее применения в Украине // Научно-практические проблемы современного железобетона. Сборник научных трудов НИИСК. – К.: Госстрой Украины, 1966. – С. 361-363.

  4. Худик Ю.Т., Рыбалка Е.М., Критов В.А., Жильцов Н.П. и др. Разработка и внедрение в Украине метода испытания арматурного проката на изгиб с разгибом // Строительные конструкции. Сборник научных трудов НИИСК Госстроя Украины. – К.: Госстрой Украины, 1999. – С. 559-563.

  5. Рекомендации по применению арматурного проката по ДСТУ 3760–98 при проектировании и изготовлении железобетонных конструкций без предварительного напряжения железобетона. Технический комитет «Арма­тура для железобетонных конструкций» Госстроя Украины. – К.: Госстрой Украины, 2002. – 38 с.

О.Н.К ривцова, Н.Ю. Кузьминова





Достарыңызбен бөлісу:
  1   2   3




©kzref.org 2022
әкімшілігінің қараңыз

    Басты бет