Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор литературы 8
1.1. Механически легированные композиционные материалы (МЛ КМ) 8
1.2. Влияние режима обработки на процесс МЛ 1 б
1.2.1. Тип механоактиватора 16
1.2.2. Влияние материала контейнера и мелющих тел на процесс МЛ 21
1.2.3. Влияние газовой атмосферы обработки на процесс МЛ 23
1.2.4. Влияние ПАВ на процесс МЛ 24
1.2.5. Скорость МЛ 25
1.2.6. Продолжительность МЛ 26
1.2.7. Тип и режим загрузки мелющих тел 26
1.2.8. Влияние температуры на процесс МЛ 30
1.3. Энергетические параметры МЛ 31
1.3.1. Интенсивность МЛ 32
1.3.1.1. Экспериментальная оценка интенсивности МЛ 3 2
1.3.1.2. Расчетная оценка интенсивности МЛ 35
1.3.2. Температура МЛ 42
1.3.2.1. Экспериментальная оценка температуры МЛ 42
1.3.2.2. Расчетная оценка температуры МЛ 45
1.3.3. Усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ 59
1.3.3.1. Экспериментальная оценка усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ 50
1.3.3.2. Расчетная оценка усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ 51
Выводы по разделу 1 54
2. Методика исследований 55
2.1. Объекты исследования 5 5
2.2. Исходные материалы 56
2.3. Обработка в планетарной мельнице 57
2.4. Получение консолидированных полуфабрикатов 58
2.5. Исследование структуры и свойств 58
2.5.1. Структурные исследования 5 8
2.5.2. Рентгеноструктурный и рентгенофазовый анализ 60
2.5.3. Дифференциальная сканирующая калориметрия 61
2.5.4. Оценка твердости 62
2.5.5. Оценка коэффициента термического расширения 62 2.6. Оценка энергетических параметров МЛ в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и квазилиндрическим мелющим телом (КМТ) 63
2.6.1. Расчетная оценка основных энергетических параметров МЛ в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ 63
2.6.2. Экспериментальная» оценка энергетических параметров МЛ в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ 66
3. Моделирование процесса механического легирования в планетарной мельнице 69
3.1. Характер движения КМТ тела в процессе МЛ 69
3.2. Расчет интенсивности МЛ 71
3.2.1. Соотношение интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ 71
3.2.2. Зависимости интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки 75
3.3. Расчет фоновой температуры МЛ 84
3.3.1. Соотношение фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ 84
3.3.2. Зависимости фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки 88
3.4. Расчет усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала 99
3.4.1. Соотношение усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ 99
3.4.2. Зависимости усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки 105 Выводы по главе 3 118
4. Оптимизация структуры и свойств механически легированных композиционных материалов на основе алюминиевых сплавов 120
4.1. Экспериментальная оценка основных энергетических параметров МЛ 120
4.1.1. Экспериментальная оценка интенсивности МЛ 120
4.1.2. Экспериментальная оценка фоновой температуры МЛ 121
4.1.3. Экспериментальная оценка усредненной скорости пластической деформации и диспергирования гранул обрабатываемого материала в процессе МЛ 123
4.2. Оптимизация структуры и свойств МЛ КМ на основе алюминиевых 133 сплавов
4.2.1. Получение МЛ КМ с применением шаровой загрузки и КМТ 133
4.2.1.1. Структура и свойства МЛ гранул KM Al-Mg-SiC, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ 133
4.2.1.2. Структура и свойства консолидированных полуфабрикатов МЛ КМ, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ 135
4.2.2. Оптимизация структуры и свойств МЛ КМ на основе дисперсионно твердеющих алюминиевых сплавов 137
4.2.2.1. Структура и свойства МЛ гранул KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC и А1-7,1 %Zn-2,2%Cu-l ,9%Mg-20o6.%SiC 137
4.2.2.2. Структура и свойства консолидированных полуфабрикатов МЛ КМ А1-4%Си-1 %Mg-20o6.%SiC и А1-7,1 %Zn-2,2%Cu-1,9%Mg-20o6.%SiC 140
4.2.2.3. Исследования структуры МЛ гранул KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC методом ПЭМ 149
4.2.2.4. Исследования структуры консолидированных полуфабрикатов МЛ КМ А1-4%Си-1 %Mg-20o6.%SiC методом ПЭМ 156
Выводы по главе 4 165
Выводы по работе 167
Список использованной литературы
- Влияние материала контейнера и мелющих тел на процесс МЛ
- Усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ
- Рентгеноструктурный и рентгенофазовый анализ
- Соотношение интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ
Введение к работе
Актуальность работы
Композиционные материалы (КМ) с металлическими матрицами являются перспективным материалом для высокотехнологичных областей промышленности. Одним из эффективных методов получения таких материалов является механическое легирование (МЛ). На кафедре металловедения цветных металлов Московского государственного, института стали и сплавов были разработаны эффективные способы получения механически легированных композиционных материалов (МЛ КМ) с однородной структурой из крупных частиц (до 5000 мкм) алюминиевых и медных сплавов, в том числе вторичного сырья, упрочненных дисперсными частицами SiC или АЬОз размером менее 1 мкм. На настоящий момент исследована возможность получения МЛ КМ без применения ПАВ на основе большинства промышленных алюминиевых сплавов, в том числе вторичного алюминиевого сырья.
Однако в разработанных способах получения МЛ КМ остается достаточно много белых пятен и возможностей для оптимизации. В первую очередь, в процессе МЛ в планетарной мельнице применяли нестандартное квазицилиндрическое мелющее тело (КМТ), энергетические и другие технологические особенности которого практически не изучены. В большинстве аппаратов для МЛ, в том числе в промышленных агрегатах, в качестве мелющих тел применяют шары, что затрудняет широкое применение разработанных способов получения КМ.
Для МЛ с шаровой загрузкой в литературе доступны экспериментальные и расчетные оценки интенсивности и температуры обработки, скорости пластической деформации, особенностей ударно-истирающего воздействия на обрабатываемый материал, которые представляют научный интерес и позволяют оптимизировать способы получения МЛ материалов. Аналогичный положительный результат мог бы быть достигнут и для МЛ в планетарной мельнице с КМТ, в частности для разработанных ранее способов получения МЛ КМ. Определение основных энергетических параметров МЛ с КМТ позволило бы оценить фазовые и структурные превращения в процессе обработки, оптимизировать способы получения КМ путем изменения режимов МЛ (изменения скорости вращения водила, массы шихты и др.) или введения дополнительных. технологических операций (термической или химико-термической обработки и др), а также оценить применимость разработанных способов при использовании шаровой загрузки.
В связи с этим и была поставлена настоящая работа. Цели и задачи работы:
Методом компьютерного моделирования и экспериментальных измерений оценить основные энергетические параметры МЛ с КМТ и на основе полученных закономерностей оптимизировать технологические параметры МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов.
Для достижения поставленной цели в работе решали следующие задачи:
1. Методом компьютерного моделирования оценить интенсивность и фоновую температуру, усредненную скорость пластической деформации обрабатываемого материала и особенности ударно-истирающего воздействия на обрабатываемый материал при МЛ с КМТ.
2. Провести экспериментальную проверку результатов компьютерного моделирования.
3. На основе полученных результатов оптимизировать разработанные ранее способы получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов.
Научная новизна
1. На основе компьютерного моделирования и экспериментальной оценки особенностей механического легирования в планетарной мельнице, показано, что применение квазицилиндрического мелющего тела вместо шаровой загрузки приводит к уменьшению интенсивности (—150 против -650 Вт/контейнер), фоновой температуры (-60-140 против -200-420 °С) и усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала (в 2 раза). При этом, важным преимуществом механического легирования с квазицилиндрическим мелющим телом является повышенная сила воздействия и площадь контакта единичных соударений в процессе обработки, что в сочетании с низкой фоновой температурой значительно облегчает механическое легирование крупных шихтовых составляющих.
2. Показано, что при получении композиционных материалов на основе А1-4%Си-l%Mg, Al-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg и SiC в процессе механического легирования с квазицилиндрическим мелющим телом не происходит интенсивных процессов распада (А1) или дисперсных фаз и предварительная термическая обработка матричных сплавов может оказывать значительное влияние на структуру и свойства механически легированных гранул и консолидированных полуфабрикатов. Предварительная закалка матричных сплавов приводит к повышению интегральной энергии активации образования в механически легированных гранулах 9- и S-фаз (—150 против -94 КДж/моль), но практически не влияет на образование rj-фазы. Следствием такого повышения является значительное диспергирование выделений в структуре консолидированных полуфабрикатов Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC и повьппение твердости в условиях сочетания дисперсионного и дисперсного упрочнения. Практическая значимость работы
1. На основе анализа зависимостей интенсивности, фоновой температуры и усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при механическом легировании с квазицилиндрическим мелющим телом разработаны рекомендации по режимам обработки при получении композиционных материалов из изначально крупных шихтовых составляющих, согласно которым увеличение скорости вращения водила до 1200 об/мин и(или) плотности мелющего тела до —15,1 г/см могут привести к значительному увлечению скорости механического легирования без избыточного перегрева обрабатываемого материала.
2. Разработан способ получения композиционного материала на основе дисперсионнотвердеющего алюминиевого сплава Al-4%Cu-l%Mg, включающий закалку матричного сплава и проведение не позднее чем через 5 ч высокоэнергетической механической обработки измельченной стружки матричного сплава совместно с 20 об.% частиц SiC, с последующей горячей консолидацией активированной смеси. Высокоэнергетическую обработку указанной смеси рекомендуется проводить в планетарной мельнице в контейнерах с квазицилиндрическими мелющими телами в инертной атмосфере без применения ПАВ, горячую консолидацию проводить при температуре 400 °С, а перед горячей консолидацией осуществлять холодную двухстороннюю консолидацию до достижения, по меньшей мере, 80% теоретической плотности. На способ получения механически легированного композиционного материала на основе алюминиевого сплава подана заявка на выдачу патента РФ № 2006143027 и получено положительное решение от 04.04.2008.
Влияние материала контейнера и мелющих тел на процесс МЛ
Другим источником загрязнения обрабатываемого материала в процессе МЛ является газовая атмосфера внутри контейнера. Существует большое количество работ, где сообщается о влиянии газовой атмосферы на структуру и свойства получаемых МЛ материалов. Так, установлено, что обработка образцов в атмосфере воздуха ускоряет процесс образования пересыщенных твердых растворов [91] и аморфных фаз [92] по сравнению с обработкой в инертной атмосфере. Также известны данные, согласно которым адсорбирующийся на поверхности реагирующих при МЛ компонентов кислород может вступать в реакцию с одним из них, образуя пленки препятствующие образованию твердых растворов, например в системе Pd-Si [93]. При обработке в атмосфере воздуха, могут образовываться аморфные оксиды, которые не различаются методом РФА, но значительно влияют на свойства МЛ гранул. Так, например, при МЛ смеси порошков Ni и Nb атмосфера обработки (воздух или гелий) не оказывает существенного влияния на дифрактограммы полученных МЛ гранул, зато решительно влияет на форму ДСК кривой нагрева полученных МЛ гранул [2].
Атмосфера обработки значительно влияет на соотношение процессов сварки и разрушения МЛ гранул. Например, в работе [94] было показано, что- порошок Ті, обработанный в« атмосфере водорода имеет средний размер частиц 0.5 мкм, а тот же порошок, обработанный в вакууме, имеет средний размер частиц 50 мкм. В работе [95] исследованы результаты МЛ бариевого феррита на воздухе и в вакууме. Обработка на воздухе приводит к большей дисперсности частиц образца по сравнению с обработкой в вакууме. Установлено, что атмосфера обработки также влияет на структуру МЛ гранул (микронапряжения, размер ОКР, период решетки). Так, в работе [96] при изучении влияние газовой атмосферы на процесс МЛ порошка чистого железа, было показано, что при обработке в атмосфере азота, период решетки растет быстрее, чем при обработке в вакууме.
Можно заключить, что изменением атмосферы обработки можно существенно влиять на структуру и свойства получаемых материалов. При этом, для сведения к минимуму влияния газовой атмосферы на результат обработки предпочтительней проводить ее в герметичном контейнере, заполненном нейтральным газом (Аг, Не) [1].
Однако в работах [57, 61, 62] было показано, что при получении МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих, обработка в атмосфере воздуха может быть использована для синтеза упрочняющих частиц в. процессе МЛ. Поэтому, образование оксидов при обработке в атмосфере воздуха или на фоне примесей в инертной атмосфере, в случае получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих не является существенным отрицательным фактором.
Таким образом, атмосфера обработки значительно влияет на свойства и структуру обрабатываемого материала. При этом, разработанные ранее способы получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих позволяют эффективно применять практически любую атмосферу обработки.
В» процессе МЛ происходит чередование процессов сварки и разрушения гранул обрабатываемого материала. Вследствие высокой пластичности или прочности обрабатываемого материала, может происходить избыточное сваривание гранул между собой, которое значительно затрудняет процесс МЛ. Для снижения вероятности избыточного сваривания МЛ гранул между собой в шихту добавляют ПАВ [1, 97]. Изменение свойств обрабатываемого материала под влиянием ПАВ : обусловлено снижением поверхностной энергии и, следовательно, уменьшением работы, необходимой для увеличения поверхности. В качестве ПАВ чаще всего, но не обязательно, используют различные органические вещества, которые обычно добавляют в количестве не,более 5 % от общей массы материала. Наиболее распространенными ПАВ являются стеариновая кислота, гексан, метанол и этанол [1]. Использование ПАВ приводит к сильному измельчению материала. Недостатком большинства ПАВ является то, что они разлагаются в процессе МЛ с образованием водорода, кислорода и углерода, которые могут взаимодействовать с обрабатываемым материалом. Наиболее вредной примесью для алюминия и его сплавов является водород из-за того, что при нагреве материала он приводит к возникновению пористости. В результате, перед получением консолидированного полуфабриката возникает необходимость проведения высокотемпературной (для алюминиевых сплавов, согласно работам [98-101], как минимум при 400-450 С) вакуумной дегазации гранул илиполучение консолидированных полуфабрикатов с помощью вакуумной консолидации (в работе [102] данную операцию проводили при температуре 500 С). Это усложняет технологию получения КМ и повышает его себестоимость. Кроме того, влияние таких высоких температур (0,7-0,8 Тпл) может приводить к протеканию возврата или частичной (или даже полной, в зависимости от материала) рекристаллизации структуры, из-за чего происходит снижение прочностных свойств материала, что часто бывает нежелательно.
Поэтому, Benjamin и другие исследователи рекомендуют ограничивать применение ПАВ при получении МЛ материалов [1]. При разработке способов получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих, была решена технологическая задача полного исключения ПАВ из технологического процесса [57-71], что является одним из ключевых преимуществ данных способов.
Такті образом, применение ПАВ при получении МЛ КМ осложняет технологический процесс и затрудняет получение качественных консолидированных полуфабрикатов, поэтому исключение применения ПАВ является одним из ключевых преимуществ разработанных ранее способов получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих.
Увеличение скорости вращения или вибрации рабочего контейнера механоактиватора мельничного типа увеличивает кинетическую энергию мелющих тел и повышает количество энергии, подводимое к обрабатываемому материалу. Исключением является-шаровая мельнице, скорость вращения рабочего контейнера которой ограничена соотношением центробежных и гравитационных сил (см. раздел 1.2.1.). Большая часть энергии подводимой к обрабатываемому материалу расходуется на разогрев [103], поэтому увеличение кинетической энергии мелющих тел приводит и к повышению температуры МЛ. Таким образом, скорость вращения или вибрации контейнера напрямую влияет на энергетические параметры МЛ и, соответственно, на фазо- и структурообразование в процессе обработки.
Так, в работе [91] увеличение скорости МЛ приводило к усилению процессов диффузии и распаду метастабильных фаз, что, вообще, характерно для повышения температуры обработки. С увеличением скорости МЛ также происходит усиление динамической рекристаллизации и увеличение размера кристаллита МЛ гранул [104].
Усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ
В случае МЛ с шаровой загрузкой, общая интенсивность обработки [Вт/контейнер] не является константой механоактиватора и может значительно изменяться при варьировании числа и диаметра шаров. Поэтому, полученные в работе [132] значения интенсивности МЛ с шаровой загрузкой в планетарных и вибрационных мельницах справедливы только для использованного количества шаров определенного диаметра; По данным работы [132] общая интенсивность МЛ в планетарной мельнице "Гефест 11-3" с КМТ превышает значения общей интенсивности МЛ с шаровой загрузкой в планетарных ("АГО-2У", "Pulverisette 7", "МПФ-2М") и вибрационных ("М35", "лабор-1", "лабор-2", "SPEX-8000") мельницах. В первую очередь, это связано с большим размером планетарной мельницы "Гефест 11-3" по сравнению с другими механоактиваторами использованными в работе [132]. При этом, удельная интенсивность МЛ в планетарной мельнице "Гефест 11-3" с КМТ [Вт/г], в зависимости от массы обрабатываемого материала, может быть как больше, так и меньше в сравнении с удельной интенсивностью обработки с шаровой загрузкой в других механоактиваторах.
К сожалению, экспериментальные данные из работы [132] не. могут быть-, использованы для прямого сравнения интенсивности МЛ в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ, так как при использовании данных типов мелющих тел применяли существенно отличающиеся по геометрическим и динамическим параметрам планетарные мельницы "АГО-2У", "Pulverisette 7", "МПФ-2М" и "Гефест 11-3". Однако эти результаты могут быть использованы для экспериментальной проверки расчетных значений интенсивности МЛ в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ.
Таким образом, оценка интенсивности МЛ является сложной экспериментальной задачей. Наиболее простым и точным методом оценки интенсивности МЛ является метод тест-объекта. В литературе доступны результаты экспериментальной оценки интенсивности МЛ методом тест-объекта на основных типах механоактиваторов, включая обработку в планетарной мельнице с КМТ, которые могут быть использованы для проверки расчетных значений интенсивности МЛ.
Трудности, связанные с экспериментальной оценкой интенсивности МЛ способствовали развитию расчетных методов оценки данного параметра. Первая формула интенсивности МЛ в планетарной мельнице была предложена в работе [4], в которой движение мелющих тел рассматривали в поле действия силы Кориолиса и двух центробежных сил. Энергию, получаемую обрабатываемым материалом при соударениях мелющих тел рассчитывали как разницу кинетической энергии шара до и после соударения (5). I = фь-АЕь-Nb-fb, (5) где Nb - количество шаров; АЕь - энергия, потерянная шаром при соударении; фь - коэффициент, учитывающий движение шаров (фь = 1 - шаров немного, все они находятся в движении; фь= 0 - контейнер переполнен, шары не движутся); fb - частота отрыва шаров от стенки. В [131] было предложено оценивать интенсивность МЛ в любых типах механоактиваторов по формуле (4), рассчитывая D по формуле (6) и N по формуле (7). D = уДЕь, (6) N = Nbf., (7) где i/ - доля выделившейся энергии, идущая на изменения структуры обрабатываемого материала, АЕь - оценивается по методике [4, 120]. Окончательное выражение для интенсивности МЛ, предложенное в работе [131] рассчитывается по формуле (8). I=p.mb.nb.Wp3.Rp2, (8) где Р-константа, включающая в себя геометрические и динамические параметры механоактиватора.
Более точные оценки интенсивности МЛ могут быть получены на основе многопараметрового компьютерного моделирования процесса МЛ, учитывающего энергетические параметры отдельных соударений и траекторию мелющих тел. При этом, силу, возникающую в точке контакта мелющих тел между собой и стенкой контейнера, разделяют на нормальную (9) и тангенциальную (10) составляющие, что позволяет оценить соотношение ударно-истирающего воздействия на обрабатываемый материал в процессе МЛ [134-139]. Схема нормальной и тангенциальной составляющих сил при соударении двух шаров представлена на рис. 7. где Fn и Ft - нормальная и тангенциальная составляющая силы, возникающая в результате сопротивления шара деформации; F-сила возникающая при соударении шаров; 0-угол между осью соединяющей центры шаров и направление движения шара; С - константа, зависящая от соотношения нормальной и тангенциальной составляющих силы [140].
Вообще, все математические модели, комплексно описывающие, процесс МЛ разделяют на динамические и глобальные [134]. Динамические модели описывают только движение мелющих тел [135-139, 141-143], а глобальные модели [144] дополнительно описывают структурные изменения в обрабатываемом материале. При этом, в глобальную модель закладывается локальная модель [140,145,146], описывающая взаимодействие в пределах отдельного соударения, описывающая процесс пластической деформации, диспергирования и сплавления МЛ гранул в области контакта мелющих тел между собой и стенкой контейнера. Такое детальное описание процесса МЛ позволяет с высокой точностью рассчитывать интенсивность обработки.
В работах [134-137] с помощью компьютерного моделирования на основе таких математических моделей была определена интенсивность МЛ с шаровой загрузкой в планетарной мельнице. В расчетах использовали приближение, что весь материал в процессе обработки равномерно распределен по поверхности мелющих тел и внутренней стенки контейнера.
Рентгеноструктурный и рентгенофазовый анализ
Для измерения твердости полученных МЛ гранул изготавливали специальные образцы. Для этого в металлическую гильзу высотой 10 мм засыпали смесь МЛ гранул с порошком акрил оксида (самотвердеющий материал для стоматологии) в соотношении 1:1 и заливали растворителем-отвердителем. Смесь затвердевала в обойме при комнатной температуре. Полученные образцы обрабатывали и полировали для получения качественных шлифов. Оценку твердости МЛ гранул проводили с помощью прибора ПМТ-3 по ГОСТ 9450-76 как среднее из 40 замеров. Нагрузка изменялась от 5 до 20 г, продолжительность выдержки 5 с.
Оценку твердости консолидированных полуфабрикатов КМ проводили по методу Виккерса на твердомере ИТ 5010 по ГОСТ 2999-75 как среднее из десяти замеров. Нагрузка 5 кг, продолжительность выдержки 30 с.
Также проводили измерение твердости по Бринеллю на твердомере ТШ-2 (ГОСТ 2999-59) как среднее из трех замеров. Диаметр вдавливаемого шарика 5 мм, нагрузка 250-750 кгс, время выдержки образца под нагрузкой 30 с.
Оценку коэффициента термического расширения (КТР) консолидированных полуфабрикатов проводили на дилатометре LINSEIS L70/210 при нагреве до температуры 500 С со скоростью 5 С/мин. Предварительно образцы вырезали на отрезном станке. Полученные образцы имели форму стержня длиной не более 20 мм и высотой не менее 3 мм. Плоскопараллельность торцов достигалась шлифованием при помощи струбцины. Расчет КТР производили по формуле (27) [169]. где остехн -коэффициент термического расширения, 1/К; Lo - длина образца при комнатной температуре, мм; Lp - длина при температуре Т, мм; Т - температура, К
Все основные расчеты интенсивности, фоновой температуры и усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ проводили для одинаковых условий обработки в планетарной мельнице "Гефест 11-3". Для обоих типов мелющих тел расчеты проводили в условиях обработки материала на основе алюминия с твердостью 200 HV, что соответствует средней твердости МЛ гранул КМ на основе алюминиевых сплавов полученных из изначально крупных шихтовых составляющих. В расчетах учитывали значения коэффициентов трения и упругости соударений в парах "мелющее тело - мелющее тело" и "мелющее тело - стенка контейнера". Коэффициент трения считали равным 0,9, так как на фоне интенсивной сварки и затруднения окисления гранул при МЛ в атмосфере аргона, в паре трения облегчается электромагнитное взаимодействие, и коэффициент трения приближается к 1 [184]. Коэффициент упругости соударений предварительно оценивали-по величине отскока мелющих тел со слоем обрабатываемого материала на основе алюминия при вертикальном падении, и считали равным 0,25. Перечисленные параметры и режимы обработки, использовали во всех расчетах, за исключением расчетов, где данные параметры варьировали.
Моделирование процесса МЛ в планетарной мельнице "Гефест 11-3" с шаровой загрузкой и КМТ проводили на основе математического приближения из работ [135-137]. Данное приближение подробно описано в главе 1, поэтому ниже приводятся только особенности расчета энергетических параметров МЛ с КМТ и методика компьютерного расчета энергетических параметров.
При расчете интенсивности МЛ с КМТ использовали только формулы (11) и (12), так как при такой обработке соударения происходят только в парах мелющее тело -стенка контейнера. Фоновую температуру МЛ с КМТ рассчитывали по формулам (19) и (20), а параметры усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала Vd,ycp и ау по формулам (28), (29)и(30), соответственно.
На основе модели была составлена программа для расчетов . Вычисление параметров производили с шагом по времени 10 с. Стартовые скорости мелющих тел принимались равными нулю. На начальном этапе расчета наблюдались высокие значения интенсивности и параметров скорости деформации обрабатываемого материала, обусловленные беспорядочным движением мелющих тел. По мере упорядочения движения мелющих тел, данные параметры снижались и переставали изменяться. В работе [148] состояние процесса МЛ, при котором параметры МЛ не изменяются, было названо "стационарным режимом", а соответствующие значения параметров МЛ "стационарными". Время достижения стационарных значений интенсивности и параметров усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала не превышает 20 с и не влияет на эффективность процесса МЛ. Расчетные значения интенсивности и параметров скорости пластической деформации обрабатываемого материала считали стационарными, если последовательно рассчитанные значения отличались не более чем на 0,1 %.
При расчете фоновой температуры МЛ процесс выхода на стационарный тепловой режим не связан упорядочением движения мелющих тел, а состоит в достижении максимально возможной фоновой температурой МЛ в результате постепенного разогрева мелющих тел в процессе обработки. Время достижения стационарного значения фоновой температуры МЛ может достигать 20-30 мин и значительно влияет на разогрев обрабатываемого материала. Поэтому, при оценке фоновой температуры МЛ следует рассматривать не только стационарное значение фоновой температуры МЛ, но и время достижения стационарного значения фоновой температуры МЛ. В данной работе стационарное значение фоновой температуры МЛ считали равным фоновой температуре МЛ при бесконечном- времени обработки {Т .), а время достижения стационарного значения фоновой температуры МЛ оценивали по характерному времени обработки, при котором фоновая температура МЛ достигает значения -0,6- Та (т). На основе данных параметров рассчитывали фоновую температуру МЛ в процессе обработки:
Температуру внутренней стенки контейнера считали постоянной и превышающей температуру охлаждающей жидкости на 10 С.
Далее в тексте под интенсивностью и фоновой температурой МЛ, а также параметрами усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала подразумеваются стационарные значения данных параметров.
Дополнительно, с помощью визуализированного режима компьютерной программы расчета параметров МЛ, исследовали характер движения шаров и КМТ внутри контейнера в процессе МЛ.
Точность расчета интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ оценивали путем сравнения экспериментальных значений интенсивности МЛ из работы [132] и расчетных значений интенсивности для условий эксперимента данной работы.
Точность расчетов фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ оценивали по температуре мелющих тел на момент окончания обработки. Для этого заполненные контейнеры или непосредственно мелющие тела в течение 30-120 с после окончания обработки помещали в калориметр. Из полученных значений теплосодержания рассчитывали температуру мелющих тел на момент окончания обработки.
Для повышения точности измерений в случае МЛ с КМТ в калориметр помещали непосредственно мелющее тело, так как теплосодержание массивного КМТ не успевает значительно измениться при перемещении из контейнера в калориметр. Кроме того, толщина стенок планетарной мельницы "Гефест 11-3" составляет 20 мм и не позволяет с высокой точностью оценить температуру КМТ по теплосодержанию заполненного контейнера [149].
Соотношение интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ
Коэффициент упругости лобовых соударений также значительно влияет на интенсивность МЛ. Значение коэффициента упругости лобовых соударений зависит от материала контейнера, мелющих тел и наличия на них обрабатываемого материала. Точно оценить изменения данного коэффициента в процессе МЛ практически невозможно. В первом приближении можно считать, что значение коэффициента упругости лобовых соударений определяется толщиной и свойствами слоя обрабатываемого материала на поверхности мелющих тел. Такой слой за счет пор и несплошностей или меньшей твердости обрабатываемого материала по сравнению с материалом мелющих тел всегда демпфирует соударения в процессе МЛ. При этом, чем тоньше слой обрабатываемого материала, тем выше значение коэффициента, а максимальным значениям коэффициента соответствуют соударения мелющих тел в отсутствии обрабатываемого материала.
Однако напрямую связать значения коэффициента упругости лобовых соударений с объемом обрабатываемого материала нельзя, так как толщина слоя обрабатываемого материала на поверхности мелющих тел и внутренней стенки контейнера в первую очередь определяется свойствами обрабатываемого материала, а не его объемом. Поэтому, в связи со сложностью оценки коэффициента упругости лобовых соударений, для облегчения задачи прогнозирования результатов МЛ следует снижать чувствительность основных энерегетических параметров МЛ к коэффициенту упругости лобовых соударений.
На рис. 181 представлены зависимости интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от коэффициента упругости лобовых соударений в парах "мелющее тело - мелющее тело" и "мелющее тело - стенка контейнера". Видно, что при любых значениях коэффициента, интенсивность МЛ с шаровой загрузкой выше, чем интенсивность МЛ с КМТ. При этом, независимо от типа мелющих тел, интенсивность МЛ снижается с увеличением коэффициента.
Коэффициент упругости лобовых соударений характеризует величину отскока мелющих тел при "абсолютно нормальном" лобовом соударении мелющих тел между собой и стенкой контейнера и поэтому влияет, главным образом, на диссипацию энергии при формировании в обрабатываемом материале нормальных напряжений и нормальную составляющую интенсивности МЛ. Так, с увеличением коэффициента происходит усиление отскока и снижение диссипации кинетической энергии, что приводит к заметному снижению нормальной составляющей интенсивности. Общая интенсивность также снижается, так как с ростом коэффициента упругости лобовых соударений тангенциальная составляющая интенсивности практическки не изменяется при МЛ с КМТ и лишь незначительно возрастает при МЛ с шаровой загрузкой.
Как было показано в работе [148], влияние коэффициента упругости лобовых соударений на тангенциальную составляющую интенсивности МЛ с шаровой загрузкой носит косвенный характер. С ростом коэффициента скорость и хаотичность движения шаров увеличивается. Это приводит к учащению лобовых и касательных соударений шаров между собой с одновременным снижением диссипации энергии при лобовых соударениях. В таких условиях роль касательных соударений и тангенциальная составляющая интенсивности увеличиваются. При этом, шары не совершают совместного качения по стенке, контейнера, а производят хаотические соударения! между собой и стенкой контейнера.
При МЛ с КМТ. с увеличением коэффициента упругости лобовых соударений, характер движения мелющего тела остается прежним, а скорость его движения изменяется незначительно, так как массивное КМТ в значительной степени ограничено внутренней стенкой контейнера. В результате, при любых значениях коэффициента упругости лобовых соударений, изменения тангенциальной составляющей интенсивности МЛ с КМТ не превышают 5 Вт/контейнер.
Таким образом, с увеличением коэффициента упругости лобовых соударений интенсивность МЛ с шаровой загрузкой ш КМТ снижается, однако при МЛ с КМТ в отличие от МЛ с шаровой загрузкой не происходит сложного изменения характера движения мелющего тела, что облегчает задачу прогнозирования результатов МЛ с КМТ.
Как отмечалось в разделе 3.2.1., интенсивность МЛ с КМТ ниже интенсивности МЛ с шаровой загрузкой. Для повышения интенсивности МЛ с КМТ следует повысить кинетическую энергию КМТ в процессе обработки. При сохранении геометрических параметров КМТ, это можно сделать, только увеличив скорость или массу мелющего тела, соответственно, увеличив скорость вращения водила или плотность КМТ.
На рис. 19 представлены зависимости интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от скорости вращения водила. С увеличением скорости вращения водила интенсивность МЛ с шаровой загрузкой и КМТ возрастает, а соотношение нормальной и тангенциальной составляющих интенсивности практически не изменяется. Следовательно, увеличение скорости вращения водила повышает кинетическую энергию мелющих тел, не изменяя характера ударно-истирающего воздействия на обрабатываемый материал. Зависимости интенсивности МЛ от скорости вращения водила могут быть аппроксимированы полиномом третьей степени. МЛ с КМТ соответствует уравнение (34), а МЛ с шаровой загрузкой уравнение (35).
