Распределение скорости воздушного потока в каскадных пневмоклассификаторах

МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 621.928.6

РАСПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ВОЗДУШНОГО ПОТОКА В КАСКАДНЫХ

ПНЕВМОКЛАССИФИКАТОРАХ

© 2003 г. В.А. Кирсанов

Одним из условий высокоэффективной организации процесса разделения сыпучих материалов является создание рациональной структуры взвешивающего потока, которая должна обеспечивать выравнивание эпюры скоростей газа по поперечному сечению аппарата на его входе и выходе, способствовать подавле нию крупномасштабной турбулентности, а также препятствовать образованию застойных зон. Структура несущей среды в значительной степени зависит от конструкции контактных элементов, поэтому установление взаимосвязи между их основными параметрами поможет создать оптимальную аэродинамическую обстановку в сепарационном канале пневмокласси-фикатора, которая применительно к каскадным аппаратам практически не изучена.

В данной статье приводятся результаты аэродинамических исследований каскадных пневмокласси-фикаторов с пластинчатыми, ступенчатыми, двухпо-точными и трехпоточными контактными элементами

[1]. Эксперименты проводились на модельном образце пневмоклассификатора прямоугольного сечения с размерами сторон 100x50 мм и высотой 1000 мм, в котором поочередно размещали исследуемые контактные элементы. В качестве побудителя тяги использовался вакуум-насос РМК-3. Изучение структуры однофазного потока заключалось в измерении динамического давления по разности между полным давлением потока, действующим в направлении вертикальной составляющей скорости газа, и статическим давлением в трех горизонтальных сечениях I, II и III по высоте шахты пневмоклассификатора. В каждом сечении скорость определялась в девяти точках вдоль горизонтальной оси по длине шахты по показаниям чашечного многопредельного микроманометра типа ММН, подсоединенного к трубке Пито-Пран-дтля, жестко закрепленной в специальном механизме, позволяющем производить ее точное позиционирование. В случае установки трехпоточных контактных элементов, учитывая их конструктивные особенности

[2], измерения производили дополнительно в трех сечениях по ширине шахты: «А-А» - над двускатной полкой, «Б-Б» - на стыке двускатной и плоских полок, «В-В» - над плоскими полками. Таким образом, в каждом горизонтальном сечении измерялись 27 значений вертикальной составляющей скорости газа.

Среднюю скорость воздуха в свободном сечении шахты контролировали по показаниям микромано-

метра, подсоединенного к пьезометрическому кольцу тарированного входного коллектора. Для того чтобы можно было использовать полученные на модели результаты для аппаратов других размеров, надо учитывать отношение геометрического размера h1 к длине большей стороны шахты b. Таким образом, сечение I определялось величиной h1/b = 0,6, сечение II -h2/b = 1,2, сечение III - h3/b = 2,4. Поскольку введение трубки Пито-Прандтля в шахту пневмоклассификато-ра влияет на точность измерения скорости газового потока, при измерении динамического давления вносили поправку [3], рассчитанную по уравнению Рд = Рд [1 - 2Д((ТР / Fm)]. Здесь рд - динамическое

тр

давление с учетом поправки; рд - динамическое

давление, измеренное трубкой Пито-Прандтля; F1P, Fm - соответственно, площадь сечения трубки Пито-Прандтля и шахты.

На рис. 1 показано распределение скорости несущей среды на различных уровнях аппарата с перфорированным пластинчатым контактным элементом с «живым» сечением 15 %, установленным на правой стороне шахты. По оси ординат отложено отношение вертикальной составляющей локальной скорости газа V к ее среднему значению УСР в свободном сечении аппарата, а по оси абсцисс - отношение расстояния от боковой стенки шахты до точки измерения lx к длине шахты b.

Представленные эпюры построены при изменении таких важных конструктивных параметров контактного элемента, как угол его наклона к горизонтали и ширины перетока. Последний образуется между свободным торцом полки и стенкой шахты и его ширину оценивали безразмерным отношением l/b, где l - ширина перетока. Из данных графиков следует, что структура потока изменяется по высоте аппарата и существенно зависит от ширины перетока, над которым достигается максимальное значение скорости газа. Минимальная величина вертикальной составляющей скорости зафиксирована у противоположной стенки шахты, на которой закреплена полка. Наибольшее превышение локальной скорости над средней (в 3,8 раза) отмечено в сечении I при угле наклона полки 30 ° и относительной ширине перетока 0,3. При увеличении этого параметра, например, до значения 0,5 соотношение локальной и средней скорости потока уменьшается в два раза.

у/ус.

У/Уср

У/УС

0.1 0.3 0.5 0.7 ljb 0.1 С.З 0.5 0.7 h/Ъ 3.1 0.3 0.5 0.7 li/b

У/УС

3 2 1 0 -1

III

III

III

У/УС

У/УС

3.1 0.3 0.5 0.7 li/b С.1 0.3 0.5 С.7 Щ 0.1 0 3 0.5 0.7 l1/b

II

II

У/УС

ср

У/УС

ср

У/Уср hl

0.7 l1/b

а)

б)

в)

Рис. 1. Распределение скорости воздуха в аппарате с перфорированным пластинчатым контактным элементом: а, б, в - угол наклона контактного элемента 30°, 45°, 60° соответственно 1, 2, 3 - относительная ширина перетока, равна 0,3; 0,5; 0,8 соответственно

При дальнейшем увеличении относительной ширины перетока до значения 0,8 в верхнем сечении аппарата наблюдается равномерное распределение скорости газа. Следует отметить, что в аппарате с полкой, вдвинутой до его вертикальной оси (l/b = 0,5), при любом из исследуемых углов наклона контактного элемента существует зона постоянных значений скорости потока, составляющая примерно 1/3 длины большей стороны шахты.

Сравнительный анализ представленных эпюр с эпюрами, полученными при изучении аэродинамики сплошной пластинчатой полки, показал, что перфорация способствует стабилизации воздушного потока в надполочном пространстве. Так, на любом уровне шахты превышение локальной скорости над средней уменьшается более чем вдвое. Перфорация полки

заметно снижает интенсивность вихреобразований над поверхностью контактного элемента. Зона пониженного давления отмечается почти для всех исследуемых параметров, но она смещена к месту сопряжения полки со стенкой аппарата. Следует также отметить, что при значении ИЬ = 0,8 перфорация контактного элемента практически не оказывают своего влияния на распределение скорости потока по высоте и поперечному сечению сепарационного канала. Изменение угла наклона перфорированного контактного элемента в исследуемых пределах незначительно влияет на распределение скорости воздушного потока по объему сепарационного пространства.

Установка ступенчатых полок существенно изменяет характер распределения скорости газа в сепара-ционном канале аппарата (рис. 2).

II

V/Vc

V/Vc

2 -

1 -

V/Vc

ü." о.;-; з.ь A/b 0.1 з.з с.з с.т h/b о i з.з зь :)... h/b

III III III

V/Vc

V/Vc

V/Vc

2

_ 3

- 1

- 1 1

1 -

0

2 3

- 1 1 1 \

0.' 0 3 С.г c.7 lj/b i;" З.;- ::., h/b :;, ; r::, ,;;... l1/b

II II II

V/Vc

3 2 1 0 -1

0,1

2 L. - _ 3

1

1

0,3 0,5 I

а)

V/Vc

3 2

V/Vc

-1

2 3

1

1 Л 1 1 ^

l1/b

0,1

3.3 3.3 C.7 li/b C.' C 3 3.3 3, h/b

I

б)

I

в)

Рис. 2. Распределение скорости воздуха в аппарате со ступенчатым контактным элементом: а, б, в - угол наклона контактного элемента 5°, 35°, 50° соответственно; 1, 2, 3 - относительная ширина перетока 0,3; 0,5; 0,8 соответственно

Так, при изучении структуры воздушного потока в пневмоклассификаторе со ступенчатым контактным элементом с «живым» сечением 15 %, угол наклона которого в зависимости от цели эксперимента изменялся от 5 до 50 получены следующие данные. Максимальное значение скорости газа достигается в перетоке независимо от его ширины в непосредственной близости от стенки шахты. Однако это значение несколько меньше, чем при установке пластинчатых полок, особенно со сплошной поверхностью. Наличие зоны разрежения незначительных размеров зафиксировано для полок с углом наклона 5 и 35 °, как непосредственно над их поверхностью (сечение I), так и на некотором удалении (сечение II). Следует отметить, что размеры вихреобразований несколько уменьшаются по мере приближения к поверхности ступенчатого контактного элемента. Это, на наш взгляд, объясняется действием газового потока, прохо-

дящего через перфорацию вертикальных участков и гасящего вихри, образующиеся при обтекании воздухом наклонных участков.

c увеличением угла наклона ступенчатой полки структура воздушного потока в аппарате претерпевает существенные изменения. В отличие от аппарата с пластинчатым контактным элементом выравнивание скорости газа происходит на незначительном расстоянии от полки (h3/b = 2,4) и увеличение ширины перетока оказывает меньшее влияние на стабилизацию потока. Интенсивность вихреобразования по мере удаления от места установки полки резко снижается и в сечениях II, III зоны пониженного давления отсутствуют. По-видимому, чем больше наклон невертикальных участков ступенчатой полки, тем интенсивнее взаимодействие закрученных потоков, возникающих при обтекании воздухом всего контактного элемента и отдельных его участков.

На рис. 3 изображено распределение скорости воздуха в аппаратах со сплошным и перфорированным двухпоточными контактными элементами в зависимости от средней скорости потока. Как следует из представленных эпюр, характер структуры потока практически не зависит от средней скорости газа в аппарате как со сплошным, так и с перфорированным контактным элементом. Своего максимального значения скорость газа достигает в свободном пространстве между торцами полок и стенками шахты, причем по мере удаления от контактного элемента происходит относительно быстрое выравнивание структуры потока. Вихреобразования зафиксированы только непосредственно над поверхностью двускатной полки сплошного контактного элемента (сечение I). Можно предположить, что вихри вращаются навстречу друг

У/Ус

У/Ус

другу вокруг осей, которые параллельны скатам полки. В аппарате с перфорированными двухпоточными контактными элементами в исследуемых сечениях зон пониженного давления не выявлено. Увеличение «живого» сечения полок от 15 до 30 % способствует некоторой стабилизации воздушного потока по высоте аппарата (сечения II, III), что можно объяснить взаимовлиянием потоков газа, обтекающих наклонные полки и проходящих через перфорацию последних.

Наиболее сложный характер распределения воздушного потока наблюдается в аппарате, снабженном трехпоточными контактными элементами. Принимая во внимание особенности их конструкции, а именно наличие в одном горизонтальном сечении двух коротких пластинчатых полок и одной двускатной, следует ожидать своеобразного распределения скорости газа

У/Уср

1,6 -

3 3 3.3 0 7 l1/b

0.3 С.5 0 l1/b

z:: z.t з ', h/b

III

III

III

У/УС

У/Ус

У/УС

1.4 -

1,2

J_iL

ПГ; l1/b с.1 3 3 0 3 С.7 h/b с.-, у.з (J.3 Ü.7 l1/b

II

II

У/Ус

У/Ус

У/Ус

Г-| 0.3 0.3 0.7 l1/b 0.' 0.3 0.3 Ü./ l1/b 3.1 0 3 0.3 0.7 h/b

а)

I

б)

в)

Рис. 3. Распределение скорости воздуха в аппарате с двухпоточным контактным элементом: а, б, в - «живое» сечение контактного элемента 0, 15, 30 % соответственно; 1, 2, 3 - средняя скорость газа в аппарате 3,5; 3,9; 4,2 м/с соответственно

1

II

I

I

по сечению аппарата. При обтекании каждого звена такого элемента происходит наложение отдельных вихреобразований и взаимовлияние их друг на друга.

На рис. 4 представлена структура потока в аппарате при установке в нем перфорированного трехпо-точного контактного элемента с «живым» сечением полок 30 %. Воздух, проходящий через его перфорацию, уменьшает масштаб вихреобразований и способствует выравниванию структуры потока на некотором удалении от поверхностей пластинчатых полок и сопряжения их с двускатной полкой (рис. 4 б, в; сечение III). Изменение средней скорости газа, как и в предыдущем случае, незначительно сказывается на характере распределения скорости потока по

объему сепарационного канала. В сечении II плоскости измерения «А—А» локальная скорость достигает своих максимальных значений над перетоками двускатной полки, а в плоскости измерения «В-В» - над перетоком пластинчатых полок. При этом наблюдаются вихреобразования над вершиной двускатной полки и вблизи стенок шахты, на которых крепятся пластинчатые полки. В плоскости измерения «Б-Б» характер распределения указывает на доминирующее влияние двускатной полки и резкое снижение интенсивности вихреобразований, что может свидетельствовать о взаимогашении вихрей, образующихся при обтекании потоком двускатной и пластинчатых полок.

VIVc

VIVc

VIVc

U.1 ü.3 0.3 3./ liIb ü." 0.3 0.3 3.; llIb III III

0,1 0,3 0,5 0,7

III

llIb

VIVc

0,1 0,3

VIVc

0. / llIb

0,1 0,3 0,5

0 -llIb

VIVc

- 3

- / l 1

2 т"^ 1

C.I 0 3 C.3 3 7 llIb

II

II

VIVc

VIVc

VIVc

C.7 llIb

3.3 C.3 37 llIb

а)

I

б)

в)

Рис. 4. Распределение скорости воздуха в аппарате с перфорированным трехпоточным контактным элементом: а, б, в - сечения плоскости измерения «А-А», «Б-Б», «В-В» соответственно; 1, 2, 3 -средняя скорость газа в аппарате 3,5; 3,9; 4,2 м/с соответственно

II

I

I

Таким образом, проведенные аэродинамические исследования позволили сформулировать следующие выводы:

1. Структура однофазного потока в сепараторе с пластинчатыми контактными элементами существенно зависит от ширины перетока и «живого» сечения полок. Угол наклона полок в интервале от 30 до 60 ° практически не оказывает влияния на распределение скорости газа по высоте и поперечному сечению аппарата.

2. Использование ступенчатого контактного элемента обеспечивает наиболее равномерное распределение скорости потока в верхней части аппарата по сравнению с пластинчатыми полками. Для этой конструкции характерно образование вихрей незначительных размеров лишь над поверхностью наклонного участка, примыкающего к стенке шахты.

3. Двухпоточный контактный элемент генерирует мелкомасштабные вихреобразования, которые по мере удаления от его поверхности исчезают, уступая место относительной стабилизации потока. Этому процессу активно способствует перфорирование полок. Изменение средней скорости газа в исследуемых пределах не оказывает влияния на характер распределения локальной скорости по сечению аппарата.

4. Наиболее сложный механизм распределения однофазного потока по объему аппарата выявлен в сепа-

рационном канале с трехпоточным контактным элементом. Наличие множества мелкомасштабных вихреобра-зований, которые обусловлены его конструктивными особенностями, взаимовлияние их друг на друга, взаимодействие вращающихся потоков со струйками воздуха, идущими через перфорацию полок, объясняют своеобразный характер полученных эпюр. Установлено, что доминирующее влияние на структуру потока оказывает двускатная полка. Перфорация контактного элемента способствует снижению интенсивности вих-реобразований и некоторой стабилизации потока в верхней части аппарата в отдельных его сечениях.

Литература

1. Кирсанов В.А., Новоселов А.М. Разработка и исследование новых конструкций контактных элементов каскадных пневмоклассификаторов // Юбил. сб. науч. тр. Ново-черк. гос. тех. ун-та. Новочеркасск, 1997. С. 101-104.

2. Кирсанов В.А., Титаренко В.В. Расчет гидравлического сопротивления пневмоклассификаторов с трехпоточны-ми контактными элементами // Изв. вузов. Сев-Кавк. регион. Техн. науки. 2002. № 3. С. 43-44.

3. Могилко Н.И. Влияние пневмометрической трубки на точность измерения скорости газового потока // Химическое и нефтяное машиностроение. 1989. № 10. С. 31-32.

6 марта 2003 г.

Южно-Российский государственный технический университет

УДК 669.018

ФОРМИРОВАНИЕ СТРУКТУРЫ ПРИ СПЕКАНИИ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ КАРБИДА ТИТАНА И НИХРОМА

© 2003 г. Ю.Н. Кудимов, К.И. Гаврилов, Н.К. Гаврилов

Карбид титана, обладая высокой твердостью, химической стойкостью, малым коэффициентом трения по большинству материалов, смачиваемостью перспективными материалами для связки и своей дешевизной с каждым годом находит все возрастающее применение [1-3]. Наиболее широкое использование карбид титана получил при изготовлении композиционных материалов методом порошковой металлургии, в котором вопросам приготовления шихты, ее качества и состояния, зависимости свойств конечного продукта от свойств исходных порошков уделяется большое внимание поскольку эти вопросы являются ответственным и важным звеном в общей технологической цепи получения композиционных материалов (КМ).

В настоящей работе проведено исследование влияния на структуру и состав конечного материала механической обработки смеси исходных порошков и легирования титаном, алюминием и молибденом матрицы композиционных материалов на основе карбида титана, никеля и нихрома.

Материалы и методы исследования

В табл. 1 приведены характеристики исходных порошков, используемых в работе.

Таблица 1

Характеристики порошков, использованных для исследования

Порошок Марка, ГОСТ Размер частиц, мкм

Карбид титана ТУ 48 - 19 - 78 - 73 < 10

Титан ПТОМ, ТУ 48 - 10 - 22 - 73 < 10

Нихром ПХ20Н80 < 40

Никель ПНК СТБ 1

Алюминий АОД - 4 1,5

Дробление порошков проводили в шаровой вибромельнице со стальными шарами при соотношении масс шары/смесь - 5/2, с частотой колебаний 250 мин - 1 и амплитудой 20 мм. Спекание (если это не оговорено отдельно) порошков в течение 20 мин при температуре 1370 оС проводили в вакуумной печи СНВЭ - 1,3.1/16И3 с остаточным давлением не выше 10 - 4 мм рт. ст. Металлографический анализ выполнен на микроскопе МИМ - 10, рентгеноструктурный -на установке ДРОН - 3 в монохроматизированном Си - К излучении. Тонкую структуру образцов исследовали с помощью электронного микроскопа ЭМ - 150 К.

Результаты и их обсуждение

В табл. 2 приведены значения параметра решетки карбида титана для различных исследованных материалов и значения х, характеризующие отклонение от стехиометрии карбида титана (Т1 Сх).

Параметр решетки стехиометрического карбида титана, полученного методом спекания в аргоне, по литературным данным составляет 4,328 А [4]. Сравнение значений параметра решетки Т1С с литературными показывает, что практически во всех исследованных состояниях карбид титана имеет меньший параметр решетки. Из литературы следует, что параметр решетки Т1С уменьшается с уменьшением содержания углерода в карбиде титана и увеличением количества растворенного в нем хрома [4]. Эти данные по изменению параметра решетки Т1С в зависимости от содержания углерода х позволили нам проследить за изменением содержания углерода в карбиде титана в разных образцах (табл. 2). Анализируя эти результаты, можно заключить, что практически во всех порошковых смесях до спекания карбид титана сохраняет параметр решетки. Только операция измельчения исходных порошковых смесей в шаровой мельнице приводит к увеличению параметра решетки Т1С, которое, видимо, связано с окислением.

Таблица 2

Параметр решетки карбида титана

Материал, % (по массе) а, Д±10 " 3) х

НС порошок - эталон 4,324 0,73

50 ТС + 50 Х20Н80 порошок 4,323 0,72

50 ТС + 48 Х20Н80 + 2 Мо порошок 4,326 0,75

50 ТС + 50 Х20Н80 порошок (мельница) 4,328 1

50 ТС + 50 N1 КМ 4,327 1

50 ТС + 50 Х20Н80 КМ 4,324 0,73

40 ТС + 60 Х20Н80 КМ 4,324 0,73

50 ТС + 48 Х20Н80 + 2 (Т1+АГ) КМ 4,321 0,68

50 ТС + 48 Х20Н80 + 2 Мо КМ 4,323 0,72

50 ТС + 50 Х20Н80 (80 мин.) КМ 4,317 0,62

50 ТС + 50 Х20Н80 (15000) КМ 4,315 0,61

50 ТС+46 Х20Н80+4 (Т1+А1) (14000) КМ 4,313 0,59

Это подтверждает и рентгенофазовый анализ, указывающий на наличие оксидов в порошковой смеси после обработки в шаровой мельнице. В композиционном материале со связующей фазой из нихрома карбид титана после спекания сохраняет параметр решетки. Увеличение длительности процесса спекания и повышение температуры спекания приводят к уменьшению параметра решетки Т1С. В сочетании с результатами фазового анализа, показывающего некоторое сокращение объемного содержания нихрома, уменьшение параметра решетки Т1С свидетельствует о растворении хрома в карбиде титана, которое активизируется с введением в связку алюминия. Для КМ со связующей фазой из чистого никеля характерен обратный процесс: преимущественное растворение титана в никеле с последующим взаимодействием и образованием интерме-таллида Т1№ (частицы которого фиксируются методом электронной микроскопии). Этот процесс растворения титана в связке и приводит к обогащению Т1С углеродом и, как следствие, к увеличению параметра решетки.

Введение хрома в никелевую связку позволяет перейти к тройной диаграмме состояния Т1С - N1 - Сг эвтектического типа и составу связующей фазы, близкому к составу тройной эвтектики указанной тройной системы. Это подтверждают исследования структуры материала с разным содержанием хрома. На рис. 1 приведена микроструктура материала с различным содержанием хрома в никелевой связующей фазе. Анализируя структуру материала, можно заключить, что величина карбидного зерна наибольшая в материале со связующей фазой, содержащей массовую долю хрома 10%.

в)

Рис. 1. Микроструктура композиционного материала Т1С+№ с различным содержанием хрома: а - связка - чистый никель; б - содержание хрома 10 °%; в - содержание хрома 20 % (по массе) х 1000 Отклонение от этого состава приводит к уменьшению величины карбидного зерна в КМ. По изменению микроструктуры можно сделать вывод о том, что при содержании хрома в связке, равном 10 % по массе,

диффузионные процессы, связанные с перераспределением карбида титана по механизму растворение - осаждение через расплав связующей фазы протекают наиболее быстро. Это объясняется близостью указанного состава связующей фазы к составу тройной эвтектики и, следовательно, максимальному перегреву жидкости над температурой плавления, обеспечивающему наибольшую скорость диффузионных процессов.

Увеличение температуры спекания с 1370 до 1500 °С приводит к росту частиц карбидной фазы до 40 % (рис. 2). Со временем величина среднего значения радиуса частицы ТЮ меняется по закону: гп - г0п = м, где г0 иг - начальное значение среднего радиуса частицы карбида титана и значение среднего радиуса к моменту времени t, п = 3. Справедливость последнего равенства при значении п = 3, указывает на то, что процесс роста частиц карбидной фазы контролируется диффузией через жидкость.

б)

Рис. 2. Микроструктура композиционного материала: ТЮ + 50 % (по массе) нихрома, спеченного при 1370 (а) и 1500 (б) оС х 1500

Электронно-микроскопические исследования позволяют заключить, что структура спеченных материалов достаточно однородна. Помимо карбидной фазы ТЮ на поверхностях излома и шлифа фиксируются выделения вторичных фаз: карбидов хрома Сг23С6, Сг7С3, Сг3С2 и интерметаллидов Сг2А1, Сг3А1, №А1, №Т1. Если выделения карбидов хрома и интерме-таллида №Т1 замечено по границам зерен, то интерме-таллиды Сг2А1 и Сг3А1 представлены в виде мелкодисперсных выделений по всему объему связующей фазы.

Как показывает рентгенофазовый анализ, объемная доля карбидов хрома не превышает 3 %. При этом в сплавах, легированных А1, замечено увеличение относительного содержания высших карбидов Сг7С3 и Сг3С2. В нелегированных сплавах системы нихром -карбид титана с увеличением температуры спекания и времени выдержки при спекании относительное содержание высших карбидов хрома уменьшается.

В образцах, легированных молибденом, после спекания обнаружено образование оксидов молибдена и карбидов Сг23С6. Наблюдающееся некоторое повышение интенсивности рефлексов от Сг23С6 в этих сплавах свидетельствует о растворении молибдена в указанном карбиде.

Присутствие в сплавах с Мо интерметаллических соединений методом рентгеноструктурного анализа не обнаружено. В то же время для КМ, содержащих Мо, наблюдается некоторое увеличение содержания твердого раствора на основе никеля. По-видимому, это увеличение кажущееся и связано с увеличением интенсивности рефлексов ГЦК - твердого раствора за счет растворения молибдена. Оценки показывают, что наблюдающееся увеличение интенсивности рефлексов от нихрома соответствует растворению менее 1 % (ат) молибдена.

Анализируя зависимость пористости материала от содержания карбида титана, установлено, что увеличение пористости свыше 1% и, в связи с этим, ухудшение свойств КМ наступает при массовой доле ТЮ свыше 60 %. Операция механической обработки порошков в шаровой мельнице позволяет снизить остаточную пористость и поднять порог содержания ТЮ до массой доли 70% для материалов с остаточной пористостью менее 1%.

Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы:

1) процесс роста карбидного зерна и перераспределения компонентов через жидкую фазу при жидко-фазном спекании в системах никель - карбид титана, нихром - карбид титана и нихром - алюминий - титан -- карбид титана контролируется диффузией;

2) переход к составу связующей фазы, близкому к составу многокомпонентной эвтектики выбранной системы, как и повышение температуры спекания, приводит к ускорению диффузионных процессов в ходе спекания, которое проявляется, например, в ускоренном росте частиц ТЮ;

3) в зависимости от состава связующей фазы на границе карбидное зерно - расплав связки протекают диффузионные потоки, которые приводят либо к обогащению, либо к обеднению карбида титана углеродом;

4) введение в связку А1 активизирует растворение хрома в ТЮ и приводит к увеличению относительного содержания в связке высших карбидов хрома Сг7С3 и СгЮь

5) в рассмотренных КМ выделение интерметалли-да №Т1 и карбидов хрома Сг7С3 и Сг3С2 происходит по границам зерен. Выделение интерметаллидов Сг2А1 и Сг3А1 наблюдается по всему объему зерна;

5) операция обработки порошков в шаровой мельнице становится наиболее эффективной при повышенном содержании карбида титана 60 - 70 %.

Литература

1. Порошковая металлургия. Материалы, технология, свойства, области применения: Справочник / Отв. ред. И.М. Фе-дорченко. Киев, 1985.

2. Контактно-реактивная пайка композитов из карбида титана и нихрома со сталью при различном содержании хрома в никелевой связующей фазе / Ю.Н. Кудимов, К.И. Гаврилов, Н.И. Гаврилов, С.В. Касян // Физика и химия обработки материалов. 1995. № 2-3. С. 136 - 138.

3. Патент РФ № 2083363 от 10.07.97. Инструмент для грануляции пластических масс / Ю.Н. Кудимов, Н.И. Гаврилов, К.И. Гаврилов и др.

4. Миркин Л.И. Рентгено-структурный контроль машиностроительных материалов: Справочник. М., 1979.

21 января 2003 г.

Пятигорская государственная фармацевтическая академия