Содержание к диссертации
Введение
1... Объект исследования 6
1.1. Конструктивные схемы поршневых буровых насосов.,.,.,,... 6
1.2. Анализ конструкций деталей клапанов 8
1.3. Характер износа деталей клапанов 12
1.4. Гидродинамический анализ 21
1.5. Выводы 26
2. Выбор сплавов-представителей 28
2.1. Анализ процессов разрушения металлов в условиях работы клапанного узла 29
2.1.1. Гидроабразивное изнашивание 29
2.1.2. Ударно-абразивное изнашивание 36
2.2.Анализ систем легирования и структуры износостойких сплавов..39
2.2.1. Легирующие элементы в хромистых белых чугунах и сталях 39
2.2.2. Структура и свойства хромистых сталей 48
2.2.3. Метастабильные аустенитные стали 53
2.3. Составление испытательного ряда 57
3. Испытания сплавов-представителей ... 59
3.1. Разработка методики испытаний 59
3.2. Результаты испытаний 68
3.3. Выводы 73
4. Оптимизация состава наплавочного сплава 75
4.1. Постановка задачи на многофакторный эксперимент 75
4.2. Методики определения параметров оптимизации 76
4.2.1. Методика определения склонности к ГТ
4.2.2. Испытания на отслоение 79
4.2.3. Методика определения деформации зарождения трещины 80
4.3, Определение размеров факторного пространства 85
4.4. Построение матрицы эксперимента 88
4.5. Результаты эксперимента
4.5.1. Построение уравнений регрессии 92
4.5.2. Расчет функций желательности 93
4.5.3. Движение в область оптимума
4.6. Расчет порошковой проволоки 98
4.7. Выводы 100
Общие выводы 107
Список литературы...
- Характер износа деталей клапанов
- Ударно-абразивное изнашивание
- Результаты испытаний
- Определение размеров факторного пространства
Характер износа деталей клапанов
К конструкции клапанов буровых насосов предъявляются следующие основные требования III: - обеспечение полной герметичности; - минимальное гидравлическое сопротивление; - минимальная интенсивность соударений сопрягаемых деталей; - высокая износостойкость сменных деталей.
Поршневые буровые и нефтепромысловые насосы высокого давления, перекачивающие жидкости с твердыми частицами, снабжены преимущественно самодействующими клапанами, которые срабатывают под действием изменяющегося давления жидкости. Клапаны буровых насосов бывают только тарельчатыми, причем потоки жидкости направляются только по внешней кромке тарелки. Клапаны подразделяются по форме посадочных поверхностей (плоские и конические), а также по расположению ушютнительного элемента (на седле и тарелке).
На рис, 1,26 ушютнительньтй элемент расположен на седле. Несмотря на некоторое усложнение замены уплотнительного элемента при ремонте, подобная конструкция обеспечивает повышение долговечности клапана на 30-50 % по сравнению с вариантом расположения уплотнения на тарелке /1, 6/. При этом также уменьшается масса тарелки, что ускоряет быстродействие переключений клапана.
По конструкции плоский клапан проще конического. Резиновое уплотнение работает только на сжатие, что значительно повышает его долговечность по сравнению с коническим клапаном, где уплопштелышй элемент работает на изгиб. Износ посадочных поверхностей седла и тарелки ослабляет уплотнение в незначительной степени,
Однако плоские клапаны характеризуются высоким гидравлическим сопротивлением. Для перекачки тяжелых вязких жидкостей с содержанием твердой фазы (глинистые буровые растворы) в буровых насосах высокого давления с целью уменьшения гидравлического сопротивления применяются только конические клапаны, что уменьшает угол поворота потока жидкости при выходе из седла. Примеры конструкции конических клапанов приведены на рис. 1.3 /3,7/.
Конструкции конических тарелок а) - один конус на рабочей поверхности; б) - два конуса Важнейшим параметром конструкции конической тарелки, определяющим степень гидравлических потерь в клапане при перекачке жидкости, является угол рабочего конуса тарелки ак . Согласно 12, 8/ оптимальные значения угла ак составляют 15-30. При меньших значениях угла ак существенно возрастает гидравлическое сопротивление за счет резкого поворота потока жидкости. При ак 30 уменьшаются потери на поворот, однако при одинаковых значениях высоты подъема тарелки, которая бывает ограничена с точки зрения обеспечения безударной посадки тарелки на седло при закрытии клапана, уменьшается ширина щели между тарелкой и седлом. Это приводит к возрастанию гидравлических потерь в клапане. С целью дальнейшего уменьшения гидравлических потерь и улучшения условий работы резинового уплотнения возможно исполнение рабочих поверхностей тарелки в виде двух конусов -для контакта с металлической поверхностью и седла и для контакта с уплотии-тельным элементом (рис. 1.36).
Обращает на себя внимание то, что изменение угла ак, решающим образом влияя на величину гидравлического сопротивления, не оказывает заметного воздействия на интенсивность износа рабочих поверхностей клапана. Согласно /2/, в диапазоне значений угла ак 25-50 обеспечивается одинаковый и наименьший износ тарелки и седла в режиме совместного ударно- и гидроабразивного видов изнашивания при преобладании процессов гидроабразивного изнашивания., причем величина скорости изнашивания с изменением ак в указанном диапазоне меняется в пределах лишь 5-8 %. Поэтому при решении задачи повышения долговечности ішапанов поиск оптимальных форм рабочих поверхностей клапанов отодвигается на задний план и более перспективным представляется применение износостойких материалов. Это согласуется с выводами 191, где указано, что за счет улучшения формы рабочих поверхностей деталей, работающих в гидроабразивной среде, достигается увеличение долговечности на более, чем в 1,5-2,0 раза, а за счет использования износостойких сплавов - в десятки раз. 1.3. Характер износа деталей клапана
На основании анализа результатов внешнего осмотра выбракованных деталей клапанов буровых насосов в совокупности с данными работ /2,4,10/ было установлено, что в 90% случаев долговечность узла клапана определяется продолжительностью работы до наступления катастрофических режимов гидроабразивного изнашивания (образование сквозных промывов рабочих поверхностей), когда появляется неплотность в уплотнении закрытого клапана, превышающая допустимый предел (рис. 1.4). На этой стадии процесс гидроабразивной эрозии протекает весьма интенсивно из-за высокой абразивности буровых растворов и критически высокой скорости прорыва перекачиваемой жидкости через неплотности под действием давления нагнетания бурового насоса.
Весьма распространенным дефектом является прогиб под действием рабочего давления и динамических нагрузок при закрытии клапана плоскости тарелки до 3 мм /2, 4/, создающий дополнительную опасность образования трещин по краям тарелки в случае повышенной хрупкости металла /11/. Это необходимо учитывать при выборе наплавочного сплава и конструировании наплавленного слоя. -n
Определенные проблемы создает недопустимый износ направляющих клапана. Направление смещения осей сопрягаемых конических поверхностей в процессе эксплуатации обычно меняется случайным образом (так называемая «игра клапана»), однако в ряде случаев может носить преимущественный характер, что приводит к одностороннему износу деталей клапана /4, 10/.
Даже незначительное смещение осей сопрягаемых конических поверхностей в сочетании с динамическими нагрузками при закрытии клапанов способно вызвать ощутимое увеличение контактных давлений, и, как следствие, усталостное разрушение посадочных поверхностей, признаками которого при внешнем осмотре являются трещины , отколы и остаточная пластическая деформация (расклепывание и наплывы металла). В качестве примера рассмотрим задачу взаимодействия смещенных конических поверхностей клапанного узла (рис. 1.5а) под действием осевой нагрузки Рк, определяемой по формуле PK = 7cDT2p/4, (1.1) где: р -давление нагнетания бурового насоса; DT - диаметр внешней поверхности тарелки. В первом гфиближении для упрощения анализа задача, представленная на рис. 1.5а может быть сведена к задаче внутреннего контакта цилиндров с близкими радиусами (рис. 1.56). Здесь нормальная нагрузка Р равномерно распределена по длине образующей I и с учетом малости величины А определяется по формуле
На рис. 1.6 показаны результаты расчетов для клапана К-160, размеры которого взяты из 111, соотношения максимшіьного контактного давления qmax к величине P/2R}, используемой при расчете контактных давлений при проектировании клапанов III. Давление нагнетания насоса р =16 МПа. Расчет проводился в следующей последовательности.
Ударно-абразивное изнашивание
При дальнейшем повышении содержания хрома до 20% и более появляются карбиды (Cr, Fe)23C6 , которые считаются менее износостойкими /58/. Возможна замена аустенита на феррит. Общая износостойкость снижается, однако растет коррозионная стойкость, что определяет область применения БЧ с карбидами M23Q.
Большинство хромистых БЧ и сталей помимо хрома содержат дополнительные легирующие элементы. Для регулирования структуры матрицы БЧ используются кремний, никель и марганец, а упрочняющих фаз - бор и сильные карбидообразующие элементы (ванадий, ниобий, титан) и азот. Химсостав абсолютного большинства БЧ рассчитан на получение в зависимости от условий работы структуры матрицы, содержащей мартенсит и/или аустенит. Маг-рица, содержащая продукты перлитного превращения, практически не встреча 43 ется из-за низкой ее износостойкости при гидроабразивном и кавитатщонном воздействии. Согласно /38/, наивысшая износостойкость БЧ при абразивном и гидроабразивном изнашивании без ударных нагрузок достигается при мартен-ситной с небольшим количеством остаточного аустенита структуре матрицы. При наличии ударных нагрузок лучшие результаты достигаются при метаста-бильной аустенитной матрице.
Большинство легирующих элементов в БЧ и сталях повышает устойчивость аустенита при температурах перлитного превращения (600-750С). Находясь в решетке аустенита, легирующие элементы затрудняют диффузию атомов углерода, вследствие чего выпадение карбидов и у— а превращение тормозится (С-кривые изотермического превращения аустенита сдвигаются далеко вправо). Резко падает критическая скорость закалки. Перлитное превращение в хромистых БЧ и сталях становится возможным только при длительных (несколько часов) выдержках при температурах перлитного превращения /59/. Поэтому средне- и высокохромистые наплавленные сплавы даже при охлаждении на воздухе практически всегда содержат в своей структуре мартенсит и/или остаточный аустснит.
Соотношение мартенсита и аустенита в матрице БЧ, а также степень стабильности остаточного аустенита во многом зависят от температуры начала мартенситного превращения Мн . которая во многом зависит от химического состава сплава. Согласно /25/, 1 % С снижает Мн на 240С, Сг - на 35, Мп - на 45, V - на 30. При комплексном легировании влияние каждого из элементов существенно изменяется. Например, увеличение содержания углерода при 13% хрома одновременно приводит к снижению концентрации хрома в аустените /39/. Эти два фактора действуют на величину Мн в разных направлениях и компенсируют друг друга при содержании углерода менее 2%. При дальнейшем увеличении концентрации углерода Мн быстро снижается.
Мартеиситиая структура с небольшим количеством остаточного аустенита достигается при величине Мн порядка 200 - 400 С. При снижении Мн количество аустенита возрастает. Если Мн близка к комнатной температуре, то аустенит становится метастабильным, Матрица с метастабильньтм аустенитом способна конкурировать по износостойкости с мартенситной при наличии достаточного уровня ударного нагружения. Если Мн находится в области отрицательных температур, то аустенит является стабильным, и износостойкость сплава в целом резко падает.
Рассмотрим влияние отдельных легирующих элементов на свойства хромистых БЧ и сталей.
Кремний уменьшает растворимость углерода в аустепите и ускоряет перлитное превращение. Одновременно он повышает Мн и степень мартенситного превращения. Легировать кремнием с целью повышения глубины мартенситного превращения следует предельно осторожно, т. к. возможно появление перлита в матрице.
Никель добавляется в хромистые стали и БЧ в количестве до 5% для стабилизации аустенита. Аустенит, легированный никелем, отличается стабильностью и повышенной вязкостью разрушения. Однако неспособность никелевого аустенита к действенному упрочнению при пластической деформации и, как следствие, низкая износостойкость сплава в целом делают сомнительной целесообразность его применения при жестких режимах абразивного, кавитацион-ного и гидроабразйвного изнашивания. Немаловажным отрицательным фактором является также высокая стоимость и дефицитность никеля,
Марганец как дешевый легирующий элемент широко применяется для легирования хромистых сталей и БЧ. Он интенсивно снижает Мн и увеличивает инкубационный период до начала перлитного превращения ти (отодвигает С-кривые изотермического превращения аустенита далеко вправо) /39/(рис. 2.5). Одновременно с подавлением перлитного превращения уменьшается полнота мартенситного превращения и увеличивается количество аустенита. При уменьшении содержания углерода интенсивность влияния марганца возрастает /63/. Хромомарганцевый метастабильный аустенит отличается высокой склонностью к упрочнению при пластической деформации, и
Примерами эффективного применения хромомарганцевого БЧ в условиях гидроабразивного изнашивания с ударными нагрузками являются литейный БЧ марки ВУ-4 (ИЧ-210Х12Г5) /34/ и наплавочная порошковая проволока ПП - 200Х20Г5Т /43/. В работе /49/ отмечается благотворное влияние на стойкость к ударно-абразивному изнашиванию дополнительного подлегирования марганцем до 6% при наплавке на высокомарганцевую сталь 110Г13Л хромистых БЧ. Приведенные данные позволяют выделить порошковую проволоку ПП -200Х20Г5Т в качестве сплава-представителя хромомарганцевого БЧ.
Бор широко используется в наплавочных сплавах для повышения износостойкости наплавленного металла /22, 64/. Введение бора до 1% позволяет достичь максимума износостойкости при 15-17% хрома и 2% углерода (порошковая проволока ПП АН-125 с наплавленным металлом типа 200Х15С1ГРТ). В сплавах без бора подобный эффект достигается при 23-27% хрома и 3,5% углерода /64/. Принимая во внимание данные /22/, это можно объяснить тем, что бор сдвигает эвтектическую точку влево, вследствие чего наиболее износостойкая заэвтектическая структура достигается при меньшем легировании хромом и углеродом. При содержании бора около 3% для дости
Результаты испытаний
В качестве основных параметров оптимизации Yi и Y2 при проведении многофакторного эксперимента были выбраны соответственно величины Ат\ й и Ксб , определяемые по приведенной выше методике /99/. Т. к. изготовление малых количеств опытных порошковых проволок сопряжено со значительными трудностями, опытные сплавы наплавлялись с помощью трубчатых электродов, представляющих собой трубку с наружным диаметром 5 мм и толщиной стенок 0,5 мм, заполненную порошкообразной шихтой с ферросплавами и графитом. На наружную поверхность трубчатого электрода наносилась обмазка с ионизирующими, шлако- и газообразующими компонентами, смешанными с жидким стеклом. В качестве контрольных параметров оптимизации использовались критерий стойкости к образованию горячих трещин (ГТ) и величины деформации зарождения трещины и разрушающих напряжений при отслоении. Проверка на склонность к холодным трещинам не проводилась, т. к. в случае необходимости они могли быть устранены применением предварительного или сопутствующего подогрева.
При выборе методики оценки склонности к ГТ были выдвинуты требования простоты испытаний и количественного характера информации. Машинные методы испытаний, обзор которых приведен в работах /101-102/, дают ценную количественную информацию, позволяющую дать объективную оценку склонности к ГТ. Их сущность сводится к определению критической скорости принудительной деформации во время сварки образцов во время сварки (наплавки), выше которой начинают образовываться ГТ. Машинные методы испытаний отличаются большим количеством опытов для отдельного технологического варианта и требуют специального оборудования, что неприемлемо для многофакторного эксперимента с большим количеством вариантов, когда требуется лишь сравнительная экспресс-оценка без раскрытия глубокой сущности явления. Для экспресс-оценки данного технологического варианта на стойкость к ГТ широко используются технологические пробы, в которых усугубляются факторы, способствующие зарождению ГТ (обычно за счет увеличения жесткости образцов). Большинство технологических проб отличаются большой металлоемкостью и качественным или полуколичественным характером информации, однако в ряде случаев удается получить приемлемую количественную оценку при сравнительно малой металлоемкости и простоте методики испытаний. Этим требованиям вполне удовлетворяет проба Холдкрофта /103/ или «рыбий скелет». Образец для испытаний показан на рис. 4.1. Его раз 78 меры выбраны в соответствии с /102/. Образец представлял собой пластину из стали 40Х толщиной 3 мм, в которой сделаны пропилы переменной длины с целью получения образца переменной по длине жесткости.
Образец для пробы Холдкрофта. Испытания на склонность к ГТ по пробе Холдкрофта проводились в следующей последовательности. Трубчатым электродом, изготовленным согласно плана эксперимента, наплавлялся одиночный валик от правого края пластины, лежащей на массивной медной подкладке, в направлении согласно рис. 3.10. Режимы наплавки - ток наплавки - 200 А, напряжение на дуге - 22-ь24В, скорость сварки - 20 м/ч. Наплавка проводилась одним и тем же оператором с целью уменьшения разброса данных. Режимы сварки позволяли получить полное проплавление пластины, медная подкладка предотвращала вытекание ванны расплавленного металла. В начале наплавки образец имеет максимальную жесткость и, следовательно, максимальную стесненность усадочных деформаций, в результате в начале валика образуется ГТ, которая растет по мере перемещения дуги. По мере уменьшения жесткости образца склонность к ГТ падает и трещина останавливается. Критерием Y3 склонности к ГТ по пробе Холдкроф 79 та является максимальная относительная длина ГТ L/100 после завершения наплавки образца.
Испытания на отслоение проводились аналогично методике «Implant» /104/, применяемой при испытаниях на склонность к холодным трещинам и отличающейся предельной простотой и вполне приемлемой достоверностью. Схема изготовления образцов для проведения испытаний приведена на рис. 4.2.
Испытания проводились в следующей последовательности. В три отверстия 0 8 в планке 1 вставлялись три стержня 2 с площадью поперечного сечения в рабочей части F p . Планка и стержни изготовлялись из стали 40Х. На верхний край планки испытуемым электродом наплавлялся валик 3, при этом возникало сварное соединение между валиком и стержнем. Далее путем разрезки по плоскостям 4 изготовлялись образцы для испытаний на растяжение и определялась разрушающая нагрузка Рот Критерием стойкости к отслоению
Одним из наиболее важных критериев работоспособности износостойких наплавленных покрытий является напряжение зарождения трещины. Оценка склонности к образованию трещин как от остаточных напряжений, так и от внешних нагрузок является исходным моментом проектирования рациональной технологии получения наплавленных покрытий и позволяет предсказать их поведение как в процессе изготовления, так и при эксплуатации, и значительно ускоряет поиски оптимального решения.
Применительно к износостойким наплавочным материалам существуют методы оценки стойкости к зарождению трещин, основанные на оценке поведения наплавленного слоя при пластическом изгибе, либо на выявлении количества ударов определенной энергии, необходимого для зарождения трещин в наплавленном слое /22/. Первая методика не может быть признана корректной, так как является качественной и в некоторой мере субъективной и не выявляет отличий между сплавами с близкими свойствами. К тому же изгиб с пластической деформацией чрезвычайно редко встречается в конкретных условиях эксплуатации, и отрицательное поведение материала при пластическом изгибе не дает еще оснований для его отбраковки.
Вторая методика (проба ВНИИСТа) дает ценную информацию о стойкости к зарождению трещины при малоцикловой динамической нагрузке. Основным ее недостатком следует считать отсутствие информации о напряжениях, вызывающих зарождение трещины. По этой причине критерий оценки по пробе ВНИИСТа является сравнительным.
В качестве критерия стойкости к зарождению трещины наиболее предпочтительны истинное критическое напряжение или деформация зарождения трещины. Этот критерий является абсолютным, так как позволяет сравнивать и контролировать результаты, полученные ранее по другим методикам. При определении механических свойств металлов при динамических нагрузках и, в частности, деформации зарождения трещины большое распространение получили испытания на ударный изгиб с осциллографированием сигнала тензодатчика, наклеенного на бойке ударной машины /105/, при которых представляется возможным четко оценить критическую нагрузку на бойке в момент зарождения трещины по характерному излому на осциллограмме. По величине критической нагрузки на бойке рассчитывают напряжения, разрушающие образец. Эта методика дает удовлетворительно воспроизводимые результаты образцов стандартного размера из однородного материала. Для неоднородных образцов, полученных наплавкой, характерны чувствительные колебания геометрических размеров и химсостава наплавленных участков. Это значительно увеличивает разброс экспериментальных данных при косвенном определении разрушающих напряжений. Особо следует отметить наложение на кривую нагрузки на бойке колебаний, вызванных волновыми процессами в системе боек-образец /105/. Там же отмечается, что осциллограмма нагрузки на образце таких колебаний не имеет.
Определение размеров факторного пространства
Образец устанавливался в зажимное приспособление, а испытуемый тензодатчик с сопротивлением R, подключается к тензометрическому мосту в соответствии с блок-схемой, приведенной на рис. 4.5. Далее проводилось балансировка тензометрического моста. Питание датчиков и усиление сигнала осуществлялось с помощью тензоусилителя марки "Топаз 4-01". Питание тен-зоусилителя осуществлялось специализированным источником питания марки "Агат" со стабилизированным напряжением и пониженным коэффициентом пульсаций.
Определялось напряжение контрольного разбаланса измерительного тракта UK путем включения сопротивления контрольного разбаланса RK параллельно испытуемому датчику с сопротивлением Кд тумблером SA.
По свободному концу образца наносился удар падающим грузом с энергией 29,4 Дж, достаточной для зарождения трещины во всех вариантах испытаний. В качестве устройства для нанесения удара использовалась машина для ударных испытаний, используемая в предыдущих экспериментах. Выходное напряжение, пропорциональное деформации тензодатчика, подавалось на вход электроннолучевого запоминающего осциллографа марки С8-9А. Запуск горизонтальной развертки осциллографа осуществлялся внешним сигналом от гальванического элемента G, включаемого конечным выключателем SQ за 10-20 мс до начала удара. Типичные осциллограммы удара без разрушения приведены на рис. 4.6а, а с разрушением - на рис. 4.6б,в. На рис.4.6б кривая прерывается вследствие резкого ухода луча осциллографа за пределы экрана при разрыве тензодатчика. Если тензодатчик не разрушается, то осциллограмма принимает вид, изображенный на рис.4.6в. где: U3 - ордината точки разрыва на осциллограмме, мв; UK - напряжение контрольного разбаланса, мв; К - паспортный коэффициент тензочувствительности тензодатчика. Если фронт трещины не совпадает с центром решетки тензодатчика, то в значение U3 необходимо вводить поправочный коэффициент lr It , где I -плечо силы удара (рис.3,3), tT - расстояние от точки удара до фронта трещины. На практике т отличается от I не более чем на ± 4мм.
Деформация зарождения трещины в наплавленном металле є3 была выбрана в качестве критерия оптимизации Y5. 4.3. Определение размеров факторного пространства
При выборе независимых переменных (факторов) учитывались требования /107/ непосредственного воздействия на объект, независимости, возможности измерения с требуемой точностью и управляемости. Под управляемостью фактора подразумевается возможность установки и поддержания нужного уровня фактора в выбранном диапазоне постоянным в течении всего опыта или его изменение по заданной программе. Совокупность факторов должна быть совместимой. Под совместимостью понимается возможность осуществить, причем безопасно, все запланированные комбинации уровней факторов, т.е. все опыты. Соблюдались также требования, сформулированные в /108/:
Содержание в наплавленном металле легирующих элементов не может быть в качестве независимых переменных, т. к. химический состав наплавленного металла в пределах одного опыта имеет большой и трудно контролируемый разброс данных, особенно при малом содержании легирующих элементов (в рассматриваемом случае углерода и ванадия). Весьма сложно также подобрать расчетный состав шихты с заданным содержанием легирующих элементов, т. к. большинство компонентов помимо основного легирующего элемента являются носителями углерода. Следовательно, содержание углерода тесно коррелирует с содержанием других элементов.
В качестве независимых переменных, удовлетворяющих требованиям совместимости, независимости и управляемости, были выбраны содержание по массе в шихте трубчатых электродов марганца марки Мр 1, феррохрома ФХ 005, графита ЗТ и феррованадия Вд-1, являющихся компонентами-носителями соответствующих легирующих элементов. Остальная масса шихты дополнялась железным порошком марки ПЖ-1с. Для приготовления шихты трубчатого электрода использовались компоненты из одной партии. Химический состав использованных в процессе эксперимента компонентов шихты приведен в
При выборе интервалов варьирования факторов в качестве центра эксперимента были выбраны с некоторой корректировкой содержание легирующих элементов в электроде ВСН/ОЗН-7 (7% Сг, 8% Мп, 1 % V и 0,8% С). Предварительно были назначены следующие расчетные значения интервалов варьирования химсостава наплавленного металла: Сг - 4+10%, Мп - 4+12%, С- 0,4+1,2%, V - 0,5+1,5%. Далее определялось расчетное количество в шихте МІШ компонента-носителя і-ого легирующего элемента (за исключением углерода) по формуле 100-м;„ (4.2) міш= кшм1К где: MiH-требуемое содержание і-ого легирующего элемента в наплавленном металле, %; М;к - содержание і-ого легирующего элемента в компоненте-носителе, %; Кш - коэффициент наполнения трубчатого электрода, равен соотношению масс заполненного трубчатого электрода и шихты на единицу длины , по результатам опытной проверки Кш = 0,58.
Похожие диссертации на Разработка сплава и технологии упрочнения клапанного узла буровых насосов
