автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Моделирование и оптимизация процесса получения механически легированных композиционных материалов на основе алюминиевых сплавов

На правах рукописи

□□3 168 185

Тихомиров Андрей Владимирович

МОДЕЛИРОВАНИЕ И ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ПОЛУЧЕНИЯ МЕХАНИЧЕСКИ ЛЕГИРОВАННЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

Специальность 05 16 01 «Металловедение и термическая обработка металлов»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

О 6 (.!■'> 2033

Москва 2008

003168185

Диссертационная работа выполнена на кафедре металловедения цветных металлов Государственного Технологического Университета "Московский Институт Стали и Сплавов"

НАУЧНЫЙ РУКОВОДИТЕЛЬ Профессор, доктор технических наук Аксенов А А

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ Доктор химических наук, Стрелецкий А Н (ИХФ им Н Н Семенова РАН) Кандидат технических наук, Абузин Ю А (ГНЦ РФ "ВИАМ")

Защита диссертации состоится « 5 » июня 2008 г в часов на заседании Диссертационного совета Д 212 132 08 при ГТУ МИСиС по адресу 119049, г Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, д 4, ауд 436

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГТУ МИСиС

Справки по телефону (495)237-84-45 Автореферат разослан « »_2008 г

Ученый секретарь

ВЕДУЩЕЕ ПРЕДПРИЯТИЕ ГНЦ РФ ВНИИМетМаш им А И Целикова

Диссертационного совета, проф

Мухин С И

ВВЕДЕНИЕ

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 ГТУ МИСиС 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 Si С или А12Оз размером менее 1 мкм На настоящий момент исследована возможность получения MJI КМ без применения ПАВ на основе большинства промышленных алюминиевых сплавов, в том числе вторичного алюминиевого сырья

Однако в разработанных способах получения MJI КМ остается достаточно много белых пятен и возможностей для оптимизации В первую очередь, в процессе MJ1 в планетарной мельнице применяли нестандартное квазицилиндрическое мелющее тело (КМТ), энергетические и другие технологические особенности которого практически не изучены В большинстве аппаратов для MJI, в том числе в промышленных агрегатах, в качестве мелющих тел применяют шары, что затрудняет широкое применение разработанных способов получения КМ

Для MJ1 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 почучения 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

Цель и задачи работы

Методом компьютерного моделирования и экспериментальных измерений оценить основные энергетические параметры MJI с КМТ и на основе полученных закономерностей оптимизировать технологические параметры MJ1 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 MJ1 с КМТ

2 Провести экспериментальную проверку результатов компьютерного моделирования

3 На основе полученных результатов оптимизировать разработанные ранее способы получения MJI КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов

Научили 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 по ¡деист вия 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 0- и S-фаз (-150 против -94 КДж/моль), но практически не влияет на образование г|-фазы Следствием такого повышения является значительное диспергирование

выделений в структуре консолидированных полуфабрикатов Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC и повышение твердости в условиях сочетания дисперсионного и дисперсного упрочнения

Практическая чначнмость 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(илл) плотности мелющего тела до -15,1 г/см3 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

Апробация работы Основное содержание диссертационной работы отражено в 2 статьях Материалы диссертации доложены на российских конференциях «ПРОСТ-2006», Москва, МИСиС, 18-20 апреля 2006, «ПРОСТ-2008», Москва, МИСиС, 8-10 апреля 2008, на международных конференциях «INCOME 2006», Новосибирск, 3-6 июля 2006, «ISMANAM 2006», Варшава, 27-31 августа 2006, на международном семинаре «МНТ-1Х», Обнинск, 12-16 июня 2007 По результатам работы зарегистрировано 1 ноу-хау, подана 1 заявка на выдачу патента РФ и получено положительное решение

Структура и объем работы Работа состоит из введения, 4 глав, выводов, списка литературы из 204 наименований Она изложена на 179 стр машинописного текста, содержит 15 табл и 60 рис

1 Обзор литературы

Раздел содержит обзор литературы по методу MJI и по получению MJI КМ из изначально крупных шихтовых составляющих Подробно рассмотрено влияние режима обработки на процесс MJI, а также приведены известные расчетные и экспериментальные методики оценки основных энергетических параметров МЛ Показано, что планетарная мельница является наиболее высокоэнергетическим типом механоактиватора, и оптимизация обработки с ее применением представляет большой научный и практический интерес При этом, доступные в литературе работы по экспериментальной и расчетной оценке энергетических параметров MJI в планетарной мельнице с шаровой загрузкой позволяют оптимизировать технологические параметры получения материалов, но аналогичных работ по применению КМТ для выполнения такой задачи на настоящий момент недостаточно

2 Методика исследований 13 настоящей работе основным объектом исследования являлся процесс МЛ с шаровой загрузкой и КМТ Особенности МЛ с применением данных типов мелющих тел оценивали по основным энергетическим параметрам процесса интенсивности (Вт/контейнер), фоновой температуре (°С), усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала (с') В связи с многообразием процесса МЛ рассчитать или измерить значения основных энергетических параметров с высокой точностью не представляется возможным Поэтому, особенности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ оценивали на основе сравнительного анализа расчетных и экспериментальных значений основных энергетических параметров МЛ с применением данных типов мелющих тел Полученные результаты использовали для оптимизации технологических параметров получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов и SiC

При получении МЛ КМ на основе дисперсионно твердеющих сплавов Al-4%Cu-l%Mg и Al-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg исследовали влияние предварительной термической обработки матричных сплавов на структуру и свойства гранул и консолидированных полуфабрикатов Данные сплавы были выбраны в качестве модельных объектов, так как они значительно упрочняются при старении, а выделяющиеся при этом дисперсные фазы 6 (Al2Cu), S (Al2CuMg) и t| (MgZn2) являются одними из наиболее эффективных упрочняющих фаз в дисперсионно твердеющих промышленных алюминиевых сплавах

При получении МЛ КМ на основе сплавов Al-2%Mg, Al-5%Mg, Al-10%Mg исследовали возможность применения шаровой загрузки для обработки изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов, характеризующихся низкой прочностью и пластичностью Данные сплавы были выбраны в качестве модельных

объектов, так как прочность и пластичность сплавов данной системы может широко варьироваться путем изменения содержания магния.

В качестве упрочнителя были выбраны частицы SiC со средним размером 10 мкм, с учетом их низкой стоимости и довольно широкой распространенности. По данным рентгенофазового анализа (РФА) частицы SiC имели структуру политипа-Н a-SiC.

Слитки матричных сплавов после выбранной термической обработки обтачивали на токарном станке для получения стружки, которую в дальнейшем использовали в качестве исходного материала для получения КМ. Применение стружки позволяет моделировать возможность использования вторичного сырья для получения КМ. Стружку матричных сплавов предварительно измельчали в роторной инерционной дробилке типа Е98 до размера 500-5000 мкм. Измельченную стружку и порошок SiC использовали при получении смесей заданного состава.МЛ проводили в планетарной мельнице "Гефест 11-3", без применения ПАВ в атмосфере аргона с применением шаровой загрузки и КМТ. Применяли мелющие тела и контейнеры, изготовленные из стали 111X15. Для проведения обработки в среде аргона контейнеры первоначально вакуумировали в течение 30 мин, а затем заполняли аргоном на специальной установке. Обработку проводили с паузами в течение 1 мин после каждых 2 мин обработки. Длительность обработки изменяли от 30 до 300 мин.

Для МЛ с КМТ применяли мелющее тело массой -900 г (рис. 1), а процесс проводили в специальных контейнерах для данного вида обработки (рис. 2). При МЛ с КМТ соотношение массы КМТ и обрабатываемого материала составляло 6:1. Такой режим МЛ с КМТ рекомендован для получения МЛ КМ на основе алюминиевых из изначально крупных шихтовых составляющих в патенте РФ №2202643.

3/2R

Рис.1. Эскиз КМТ L - высота рабочей области контейнера; R - внутренний радиус контейнера.

Шаровая загрузка КМТ Столик

Рис.2. Внешний вид и эскиз контейнеров для МЛ с шаровой загрузкой и КМТ.

Для MJ1 с шаровой загрузкой применяли стандартные контейнеры (см рис 2), заполненные шарами радиусом 6 мм Степень заполнения контейнера составляла ~50 % при соотношении массы шаров и обрабатываемого материала 10 1

Изготовление консолидированных полуфабрикатов проводили на лабораторной разрывной машине УМЭ10ТМ в две стадии в атмосфере воздуха Первая стадия заключалась в двухсторонней консолидации гранул КМ при комнатной температуре, давлении 540 МПа с выдержкой под давлением 2-5 мин с получением консолидированного образца-заготовки На второй стадии проводили горячую двухстороннюю консолидацию полученной на первой стадии заготовки при давлении 540 МПа, температуре 400 °С, выдержке под давлением 20 мин Полученные таким образом образцы имели следующие размеры диаметр 10-25 мм и высота 10-15 мм

Металлографические исследования проводили на световом (NEOPHOT-30), сканирующем (JSM-35CF) и просвечивающем электронном (JEM 2100) микроскопах

Образцы МЛ гранул КМ для просвечивающей электронной микроскопии (ПЭМ) были изготовлены по следующей методике 0,03-0,05 г МЛ гранул КМ помещали в технический этиловый спирт и с помощью ультразвукового диспергатора с частотой ультразвука 1-10 МГц получали суспензию MJ1 гранул КМ в этиловом спирте Каплю полученной суспензии помещали на специальную медную сетку (200 меш) для ПЭМ, покрытую углеродной пленкой толщиной 0,1 нм, прозрачной для электронов Образцы консолидированных полуфабрикатов КМ для ПЭМ изготавливали методом ионного травления с помощью ионно-лучевого утонителя PIPS 691 (условия травления напряжение 5 кВ, ток 4-8 мА и угол падения ионного пучка 4°)

Фазовый состав и оценку размера областей когерентного рассеяния (ОКР) (А1) МЛ гранул и консолидированных полуфабрикатов КМ проводили на дифрактометрах "ДРОН-3" и "Bruker D8" с использованием СиКа и СоКа излучения Расчет дифрактограмм и идентификацию фаз проводили с помощью пакета программ обработки дифракционных спектров "Х-гау"

Методом дифференциальной сканирующей калориметрии (ДСК) оценивали интегральную энергию активации процессов выделения из (А1) матричных сплавов МЛ гранул КМ на основе Al-4%Cu-l%Mg и Al-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg на дифференциальном сканирующем калориметре Setaram "DSC 1600" Для оценки интегральной энергии активации процессов выделения из (А1), снимали ДСК-кривые нагрева МЛ гранул КМ при скорости нагрева 2,5, 5, 10 и 20 °С/мин в атмосфере воздуха до 400 °С Критические точки на ДСК-кривых идентифицировали методом рентгенофазового анализа (РФА) По полученным значениям скорости нагрева и положениям критических точек, соответствующих тому или

иному фазовому превращению с помощью кинетического уравнения Озава рассчитывали энергию активации

Оценку коэффициента термического расширения (КТР) консолидированных полуфабрикатов КМ проводили на дилатометре LINSEIS L70/210 Оценку твердости МЛ гранул и консолидированных полуфабрикатов КМ проводили, соответственно, с помощью прибора ПМТ-3 по ГОСТ 9450-76 и ИТ 5010 по ГОСТ 2999-75

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 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

В расчетах использовали приближение, что весь материал в процессе обработки равномерно распределен по поверхности мелющих тел и внутренней стенки контейнера Расчет траектории движения мелющих тел проводили в поле действия двух центробежных сил и силы Кориолиса Скорости мелющих тел после соударений определяли с учетом коэффициентов трения и упругости соударений в парах "мелющее тело - мелющее тело" и "мелющее тело - стенка контейнера" Принимали также во внимание, что после выравнивания скоростей взаимодействующих тел активизируется трение качения Интенсивность обработки оценивали путем расчета траектории движения мелющих тел под действием сил, индуцируемых движением контейнера и суммированием потерь энергии теряемой при каждом соударении мелющих тел между собой и со стенкой контейнера Расчет фоновой температуры проводили по температуре мелющих тел в предположении, что основной теплообмен осуществляется через площадки контакта при соударениях Расчет усредненной скорости пластической деформации проводили с учетом твердости

обрабатываемого материала и напряжений в площадках контакта при соударениях На

основе модели была составлена программа для расчетов

Точность расчета интенсивности MJ1 с шаровой загрузкой и КМТ оценивали путем

сравнения доступных в литературе экспериментальных значений интенсивности и расчетных

значений интенсивности в условиях данных экспериментов

Точность расчетов фоновой температуры MJI 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 MJI с КМТ в калориметр помещали непосредственно мелющее тело, так

как теплосодержание массивного КМТ не успевает значительно измениться при

перемещении из контейнера в калориметр В случае MJI с шаровой загрузкой в калориметр

помещали заполненный контейнер планетарной мельницы "АГ02У", толщина стенок

которого составляет всего 6 мм, что позволяет с высокой точностью оценить температуру

мелющих тел по теплосодержанию заполненного контейнера

Усредненную скорость пластической деформации обрабатываемого материала при

MJ1 с шаровой загрузкой и КМТ качественно оценивали по приросту твердости и изменению

ОКР (А1) в процессе обработки МЛ гранул закаленных сплавов системы Al-Mg, полученных

из измельченной токарной стружки Дополнительно, по изменению среднего размера МЛ

гранул в процессе обработки оценивали скорость диспергирования крупных шихтовых

составляющих при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

3 Моделирование процесса МЛ в планетарной мельнице

С помощью визуализированного

режима компьютерной программы расчета

параметров МЛ, было установлено, что в

процессе обработки КМТ постоянно

отталкивается от стенки контейнера, при

этом грани КМТ всякий раз касаются

внутренней поверхности контейнера под

разным углом (рис 3) Это приводит к более 4 5

Рис. 3 Гипотетическая траектория КМТ в хаотичному деформационному воздействию процессе МЛ в планетарной мельнице

на обрабатываемый материал по сравнению (в последовательности от позиции 1 до 5)

„ „ А-фиксированная точка КМТ,

с МЛ с шаровой загрузкой „ .

r В-фиксированная точка на контейнере

Автором программы является с н с ГТУ МИСиС Шеюхов Е В

Также, МЛ с КМТ характеризуется более редкими и сильными единичными соударениями по сравнению с МЛ с шаровой загрузкой В совокупности с характерной для МЛ с КМТ большой площадью контакта при единичных соударениях (до 27 см2), это приводит к высокой интенсивности диспергирования крупных гранул обрабатываемого материала Поэтому, при получении МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих вместо шаровой загрузки более эффективно применять КМТ

По данным расчета, интенсивность (W) МЛ с КМТ составила ~150 Вт/контейнер, а МЛ с шаровой загрузкой -640 Вт/контейнер Соотношение нормальной и тангенциальной составляющих интенсивности при МЛ с КМТ оказалось равным ~4, а при МЛ с шаровой загрузкой ~2 То есть, МЛ с КМТ характеризуется менее интенсивным истирающим воздействием на обрабатываемый материал по сравнению с МЛ с шаровой загрузкой Это связано с характером движения КМТ, которое вследствие геометрических параметров не может равномерно катиться по стенке контейнера, а совершает в основном хаотические

соударения Фоновая температура (Т^) МЛ с шаровой загрузкой и КМТ составляет, соответственно, -400 и -110 °С При этом, скорость разогрева в процессе выхода на стационарный тепловой режим при МЛ с КМТ составляет -5 °С/мин, а при МЛ с шаровой загрузкой -20 °С/мин Значения расчетных параметров усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой я КМТ представлены в табл 1

Таблица 1 Параметры усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

Параметры МЛ Шаровая загрузка КМТ

Объемная доля обрабатываемого материала пластически деформируемая в течение 1 с МЛ , с ') -0,8 -0,5

Усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала (у , с1) 2,3 102 9 10"3

Стандартное отклонение относительного сдвига в обрабатываемом материале в течение 1 с МЛ (ау, с"1) 9,7 103 11,3 103

Вндчо, что параметр у , характеризующий средний относительный сдвиг в

обрабатываемом материале в течение 1 с МЛ, не превышает 10 2-10 3 с 1 Вероятно, данный параметр занижен по сравнению с действительной усредненной скоростью пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ, так как в расчетах учитывали только объем обрабатываемого материала, находящийся на площадке контакта при соударениях (рис 4 а) Несмотря нато, что в реальном процессе МЛ значительная часть обрабатываемого материала свободно перемещается внутри контейнера и также пластически деформируется при соударениях (рис 4 б), такое приближение позволяет качественно

Расчетный деформируемый оценить усредненную скорость пластической

объем обрабатываемого . _ , ---\материала^--"--\ деформации обрабатываемого материала при MJI с

шаровой загрузкой и КМТ

При MJI с KMT Vd и у ниже, а аг выше,

чем при MJI с шаровой загрузкой Следовательно,

MJI с КМТ характеризуется меньшей усредненной

скоростью и равномерностью пластической

деформации обрабатываемого материала по

сравнению с МЛ с шаровой загрузкой

деформируемый объем п варьировании степени заполнения

обрабатываемого материала

Рис 4 Схемы единичных соударений контейнера шарами, интенсивность (рис 5 а), при MJI с шаровой загрузкой и КМТ

п условиях расчета (а) и реальных

фоновая температура (рис 5 6) и параметры

условиях обработки (б) усредненной скорости пластической деформации

обрабатываемого материала при MJT с шаровой загрузкой остаются заметно выше, чем при МЛ с КМТ Исключение составляют предельно низкие или высокие степени заполнения контейнера шарами

Возможно, высокое значение уср при МЛ с шаровой загрузкой частично компенсирует

меньшую в сравнении с МЛ с КМТ скорость диспергирования крупных шихтовых составляющих на фоне меньшей площади контакта единичных соударений и большей фоновой температуры Это может позволить эффективно применять шаровую загрузку при получении МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов с относительно низкой прочностью и пластичностью

Из литературы известно, что основные энергетические параметры МЛ значительно зависят от режима обработки и свойств обрабатываемого материала Поэтому, в работе были подробно рассмотрены зависимости основных энергетических параметров от скорости

700 т------------д------ --------------------1

08 U 0,$

0,2 0

Уровень MJI с КМТ

25 80 75 100 20 40 60 80 100

Степень заполнения контейнера шарами, % Степень заполнения контейнера шарами, %

Рис 5 Зависимости \У (а), Т^т (б) при МЛ с шаровой загрузкой от степени заполнения контейнера шарами с радиусом 6 мм

вращения водила, плотности мелющего тела, твердости обрабатываемого материала,

коэффициента трения и коэффициента упругости лобовых соударений в парах "мелющее

тело - мелющее тело" и "мелющее тело - стенка контейнера"

С практической точки зрения, данные расчеты могут быть использованы в

перспективе для разработки способов повышения интенсивности MJI с КМТ и оценки

влияния обрабатываемого материала на процесс МЛ

Свойства обрабатываемого материала напрямую не влияют на интенсивность МЛ,

однако изменения твердости, гранулометрического состава, температуры обрабатываемого

материала могут изменять коэффициенты трения и упругости лобовых соударений, изменяя,

таким образом, характер движения мелющих тел и, соответственно, интенсивность

обработки Было показано, что интенсивность МЛ с КМТ не изменяется при значении

коэффициента более 0,1, а интенсивность МЛ с шаровой загрузкой заметно изменяется во

всем интервале от 0 до 0,5 (рис 6) При этом, в случае МЛ с шаровой загрузкой,

варьирование коэффициента трения приводит к

изменению соотношения нормальной и

тангенциальной составляющей интенсивности,

и, соответственно, изменяет соотношение

ударно-истирающего воздействия на

обрабатываемый материал, а при МЛ с КМТ

данное соотношение остается постоянным 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Коэффициент трения

Также при варьировании коэффициента трения рис 6 Зависимости W при МЛ с КМТ

для МЛ с КМТ характерны меньшие изменения " шаровой загрузкой от коэффициента

трения в парах "мелющее тело -фоновой температуры и усредненной скорости меЛющее тело" и "мелющее тсло-

пластической деформации обрабатываемого стенка контейнера

материала Таким образом, основные энергетические параметры МЛ с КМТ менее

чувствительны к изменениям коэффициента трения в процессе обработки, что облегчает

задачу прогнозирования результатов обработки На основе расчетов было установлено, что

твердость обрабатываемого материала значитетьно влияет иа фоновую температуру »

усредненную скорость пластической деформации обрабатываемого материала (рис 7) Так,

при увеличении твердости обрабатываемого материала с 50 до 300 HV, в случае МЛ с

шаровой загрузкой Тш возрастает с -200 до ~500 °С, у снижается с 0,1 до 0,02, а в случае

МЛ с КМТ Тш возрастает с -50 до -150 °С, у снижается с 0,04 до 0,006 Видно, что с

увеличением твердости обрабатываемого материала, при МЛ с КМТ усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала и фоновая температура изменяются

менее интенсивно по сравнению с МЛ с шаровой загрузкой Поэтому, при использовании

КМТ, способность к наклепу обрабатываемого материала в процессе МЛ в меньшей степени ограничивается исходной повышенной твердостью и релаксационными процессами

Однако МЛ с КМТ характеризуется меньшей интенсивностью и усредненной скоростью пластической деформации обрабатываемого материала по сравнению с МЛ с шаровой загрузкой, поэтому большой практический интерес представляет возможность повышения данных

энергетических параметров при

использовании КМТ При сохранении геометрических параметров КМТ, повысить его кинетическую энергию и, соответственно, интенсивность обработки, можно только увеличив скорость вращения водила или плотность мелющего тела Это может привести не только к повышению интенсивности и усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала, но и фоновой температуры, поэтому при получении МЛ КМ, данные параметры обработки могут быть повышены только до уровня, не приводящего к избыточному перегреву обрабатываемого материала

Независимо от типа мелющих тел, увеличение скорости вращения водила приводит к значительному повышению основных энергетических параметров МЛ (рис 8) При этом, с увеличением скорости вращения водила, разница в значении основных энергетических параметров при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ увеличивается В случае применения шаровой загрузки, увеличение скорости вращения водила до ~ 15-20 об/с приводит к

увеличению Т'¡^ до ~800-1000 °С, что превышает температуру плавления большинства алюминиевых сплавов и может сделать процесс МЛ практически невозможным Поэтому, скорость вращения водила при МЛ с шаровой загрузкой может быть увеличена только до -10-12 об/с

600 500 400 300 200 100 0

60 100 160 200 260 300 360

а)

100 150 200 250 300 350

б)

Твердость обрабатываемого материала, HV

-О-МЛ с шаровой загрузкой

—А— МЛ с КМТ

Рис 7 Зависимости T "fT (а) и ytp (б) при МЛ с КМТ и шаровой загрузкой от твердости обрабатываемого материала

При использовании KMT, увеличение скорости вращения водила до

-15-20 об/с приводит к повышению Тш всего до -200-250 °С и, вероятно, может быть использовано при получении MJI КМ на основе алюминиевых сплавов. При этом, интенсивность MJI с КМТ увеличивается до -500-1200 Вт/контейнер, а уср до -0,03-0,07, что может обеспечить более эффективное воздействие на обрабатываемый материал, чем при MJ1 с шаровой загрузкой со скоростью вращения водила -10-12 об/с.

Расчеты показывают, что повышение плотности КМТ приводит к меньшему увеличению интенсивности и уср и позволяет только приблизиться к

уровню показателей MJ1 с шаровой загрузкой. Однако такой способ повышения интенсивности МЛ с КМТ легко осуществим и может успешно применяться для планетарных мельниц с фиксированной скоростью вращения водила.

Скорость вращения водила, об/с

-О-МЛ с шаровой загрузкой

-А-МЛ с КМТ

Рис. 8. Зависимости W (а), 1 ш (б) и

у(в) МЛ с КМТ и шаровой загрузкой

от скорости вращении водила.

Таким образом, модель показывает, что при любом режиме МЛ с КМТ реализуются

меньшие значения интенсивности, фоновой температуры и усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала по сравнению с МЛ с niapoRovi загрузкой.

При этом, сочетание большой площади контакта соударений и низкой фоновой температуры в случае МЛ с КМТ значительно облегчает процесс диспергирования изначально крупных исходных частиц матричных сплавов, который является одним из основных процессов на всех этапах формирования гранул КМ.

Кроме того, низкая фоновая температура (около -100 °С) и усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с КМТ, вероятно, в

меньшей степени интенсифицируют диффузионные и релаксационные процессы в (А1) Поэтому, при получении MJI КМ на основе дисперсионно твердеющих алюминиевых сплавов, механические свойства MJ1 гранул и консолидированных полуфабрикатов КМ, вероятно, зависят от исходной степени пересыщения (А1) Следовательно, проведение предварительной термической обработки матричных сплавов перед МЛ с КМТ может улучшить технологические параметры КМ, полученных из изначально крупных шихтовых составляющих на основе дисперсионно твердеющих алюминиевых сплавов

4 Оптимизация структуры и свойств МЛ КМ на основе алюминиевых сплавов

На основе закономерностей полученных в результате компьютерного моделирования процесса МЛ с шаровой загрузкой и КМТ в настоящем разделе решали следующие задачи

1 Экспериментально оценить интенсивность, фоновую температуру, усредненную скорость пластической деформации и диспергирования обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

2 Исследовать возможность применения МЛ с шаровой загрузкой при получении МЛ КМ и) изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов, характеризующихся низкой прочностью и пластичностью

3 Исследовать влияние предварительной термической обработки матричных сплавов на процессы МЛ КМ с применением КМТ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе дисперсионно твердеющих алюминиевых сплавов

По доступным в литературе* экспериментальным данным интенсивность МЛ с шаровой загрузкой в планетарной мельнице "АГ02У" составляет ~38 Вт/контейнер Расчетное значение интенсивности такой обработки составляет -64 Вт/контейнер В случае MJI с КМ Г в планетарной мельнице "Гефест 11-3", экспериментальное и расчетное значение шпенишности составляют, соответственно, ~200 и —150 Вт/контейнер Следовательно, независимо от типа мелющих тел, относительная погрешность расчета интенсивности составляет -30-40 %, что является хорошим результатом для моделирования процесса МЛ и позволяет анализировать особенности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ на основе расчетных значений интенсивности

После 30 мин МЛ с шаровой загрузкой в планетарной мельнице "АГ02У" экспериментальное и расчетное значение фоновой температуры составляли, соответственно, -147 и -225 °С В случае МЛ с КМТ в планетарной мельнице "Гефест 11-3" экспериментальные и расчетные значения фоновой температуры составляли -76 и -125 °С

Борунова А Б , Жерновенкова (О В , Стрелецкий АН // Обработка дисперсных материя тов и сред (периодический сборник научных трудов) - В 9 - сентябрь 1999 г Одесса, стр 158-163

/

При этом, независимо от типа мелющих тел, при варьировании времени обработки от 20 до

90 мин, соотношение расчетного и экспериментального значения фоновой температуры МЛ

составляло 1,4-1,6, что является хорошим результатом для моделирования процесса МЛ

На рис 9 с учетом погрешности представлены зависимости расчетных значений

фоновой температуры при МЛ с и

= 450 -1

шаровой загрузкой и КМТ от времени 5 400 -

г г „ са 350 -

обработки в планетарной мельнице g. J0(|

"Гефест 11-3" при разной исходной g-250 "

= 200 -

твердости обрабатываемого К 150 -

3 100

материала Видно, что при обработке g 50

О А

материала с твердостью от 100 до © 500 HV фоновая температура МЛ с КМТ находится в переделах от 60 до 140 °С, а при МЛ с шаровой загрузкой в пределах от 200 до 420 °С Следовательно, применение КМТ вместо шаровой загрузки приводит к

и=

-SMKV -!Ю)ПГ -1№КГ

30 60 90 120 150 18 Время обработки, мин

~ Шароваязагрузха ^МТ

Рис 9 Зависимости расчетных значений фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ с учетом погрешности расчетов от времени обработки при разной исходной твердости обрабатываемого материала

снижению фоновой температуры МЛ на -140-280 °С

Усредненную скорость пластической деформации при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ качественно оценивали по приросту твердости и изменению размера ОКР (AI) МЛ гранул сплавов системы Al-Mg На рис 10 представлены зависимости данных параметров от времени обработки при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ в планетарной мельнице "Гефест 11-3" Твердость МЛ гранул значительно возрастает в процессе обработки (см рис 9 а) При МЛ с шаровой загрузкой МЛ гранулы достигают твердости -250-280 HV уже после 1 ч обработки, а при МЛ с КМТ только после 2 ч обработки

Время обработки, мин

80 j 60 40 -20

GO б)

90

120

- МЛ с шаровой загрузкой " МЛ с КМТ

Рис 10 Зависимости твердости (а) и ОКР (А1) (б) MJI гранул сплава Al-10%Mg от времени обработки на планетарной мельнице "Гефест 11-3" с применение шаровой загрузки и КМТ.

Следовательно, усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала при MJI с шаровой загрузкой приблизительно в -2 раза выше, чем при МЛ с КМТ, что близко к расчетному соотношению у при использовании данных типов мелющих тел

(см табл 1) Таким образом, применяемое в настоящей работе математическое описание процесса МЛ позволяет с высокой точностью оценить усредненную скорость пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

Несмотря набольшую твердость МЛ гранул, полученных с применением шаровой загрузки, размеры ОКР (А1) МЛ гранул после 1 ч обработки, достаточно близки (рис 9 б) Вероятно, это связано с тем, что высокая фоновая температура МЛ, которая реализуется в случае шаровой загрузки, приводит к широкому распределению размера кристаллита (А1) Дополнительно по изменению среднего размера МЛ гранул сплава Al-10%Mg оценивали пшепсинпость процесса диспергирования крупных шихтовых составляющих Средний размер (ранул, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ, практически совпадал и после 2 ч обработки составляч -40-50 мкм Однако, в случае МЛ с шаровой загрузкой доверительный интервал для этого параметра составлял -14-34 мкм, а в случае МЛ с КМТ -4-8 мкм Следовательно, особенности КМТ облегчают процесс обработки крупных шихтовых составляющих

Как отмечалось в разделе 2, возможность применения шаровой загрузки для получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих исследовали при получении KM Al-Mg-SiC Обработку гранул КМ на основе пластичных сплавов AI-2%Mg, Al-5%Mg проводили с применением КМТ, а более хрупкий сплав Al-10%Mg с применением шаровой загрузки На рис 11 представлены твердость, размер ОКР (А1) и средний размер МЛ гранул KM AI-Mg-SiC, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ Видно, что гранулы КМ, полученные е применением шаровой загрузки, характеризуются повышенной твердостью (см рис 11 а) При этом, размер ОКР (А1) и средний размер гранул КМ, полученных с применением разных типов мелющих тел практически совпадает (см рис 11 б,в) Консолидированные полуфабрикаты МЛ KM Al-Mg-SiC, полученные с применением разных типов мелющих тел, характеризовались равномерным распределением частиц SiC (рис 12) со средним размером менее 1 мкм и размером ОКР (А1) в интервале 50-150 нм, что является характерной структурой консолидированных полуфабрикатов, полученных по разработанным ранее способам Таким образом, МЛ с шаровой загрузкой может эффективно применяться для получения МЛ КМ из изначально крупных шихтовых составляющих на основе алюминиевых сплавов с низкой прочностью и пластичностью

= 40

<

а. 20 ■ X

0

о

30 60 90

б)

100

1 1 75 |

S

>s x ou s л

® B-

0J t-

о 2

о

Время обработки, мин

Д 2%Mg (KMT) А 5%Мд (KMT) О 10%Мд (Шаровая загрузка)

Рис. 11. Твердость (а), размер ОКР (А1) (б), средний размер (в) MJ1 гранул КМ Al-Mg-SiC, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ.

Рис. 12. Структура консолидированных полуфабрикатов MJl KM Al-2%Mg-20o6.%SiC (a), Al-5%Mg-20o6.%SiC (б), полученных с применением КМТ к Al-10%Mg-20o6.%SiC (в), полученного с применением шаровой загрузки (СЭМ, светлые участки - частицы SiC).

Исследования влияния предварительной термической обработки на процесс MJ1 КМ

ю^рд^шщнл UJII

исследовали на примере КМ А1-4%Си-1%Мя-20об.%81С и А1-7,1%2п-2,2%Си-1,9%Мв-20об.%81С. Были получены МЛ КМ на основе закаленных, а также закаленных и естественно или искусственно состаренных матричных сплавов. При получении МЛ КМ на основе закаленных матриц, для исключения значительного протекания естественного старения, обработку шихты в планетарной мельнице проводили не позднее 5 ч после закалки.

Предварительная термическая обработка матричных сплавов на фоне интенсивной деформации в процессе МЛ и Б^С, практически не влияла на твердость МЛ гранул, которая

составляла -300-500 HV в зависимости от продолжительности МЛ Размер ОКР (AI) (-30 им), фазовый состав по данным РФА ((AI) и SiC) и средний размер МЛ гранул (-50-70 мкм) также не зависели от вида предварительной термической обработки матричных сплавов При этом, предварительная термическая обработка не влияла на твердость и структуру консолидированных полуфабрикатов КМ Al-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg-20o6 %SiC, но оказывала определяющие влияние на твердость и структуру консолидированных полуфабрикатов КМ Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC (табл 2)

Таблица 2 Твердость и объемная доля дисперсных фаз в консолидированных полуфабрикатах МЛ КМ AI-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC и AI-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg-20об %SiC в зависимости от вида предварительной термической обработки матричного сплавл и времени МЛ ___

Вид предварительной армической обработки мафичного сплава Время МЛ, ч КМ Al-4%Cu-1 %Mg-20об %SiC КМ Al-7,l%Zn-2,2%Cu-1,9%Mg-20o6 %SiC

Твердость, HV Об доля 0-и S-фаз, % (по данным СЭМ) Твердость, HV Об доля г)-фазы, % (по данным СЭМ)

Закалка 2 230±15 3,9±0,6 154±5 8±1

5 260±26 2,7±0,53 — —

Искусственное старение (190 X, 8 ч) 2 190±8 6,5±0,7 175±10 7,3±0,8

5 190±13 4,7±0,5 — —

Естественное старение (720 ч) 2 180±8 5,8±0,7 180dkl 5 7±0,8

Согласно данным РФА, в процессе консолидации интенсивно выделялись 0-, Б-, и г|-фазы с размером -0,2-0,5 мкм по данным СЭМ, поэтому при практически одинаковом размере ОКР (А1) консолидированных полуфабрикатов (-50-70 нм), их твердость определяется объемной долей и дисперсностью фаз-упрочнителей (см табл 2)

Предварительная термическая обработка матрицы практически не влияет на объемную долю т1-фазы в консолидированных полуфабрикатах КМ А1-7,1°/с^п-2,2%Си-1,9%Mg-20oб С (см табл 2), так как в процессе естественного старения МЛ гранул данного КМ, независимо от дефектности структуры и вида предварительной термической обработки, происходит гомогенное выделение г|'-фазы, на основе которой в процессе горячей консолидации интенсивно формируются крупные выделения т]-фазы с размером 0,2-0,5 мкм Поэтому, на ДСК-кривых нагрева МЛ гранул КМ А1-7,1%2п-2,2%Си-1,9%Мя-20об%81С с закаленной, а также закаленной и искусственно состаренной матрицей наблюдается только один пик, соответствующий согласно РФА превращению г|'—> т] (рис 13 а)

В случае КМ Al-4%Cu-l%Mg-20oб %Б]С, естественное старение ограничивается выделением зон ГП Поэтому, по сравнению с предварительно состаренными матрицами, структура которых содержит зоны ГП с размером до 10 нм, 0"-, 0'- и 5'-фазы, предварительная закалка матрицы и протекание естественного старения на фоне МЛ

повышают энергетический барьер образования 0- и Б-фаз в процессе горячей консолидации Так, на ДСК-кривых нагрева МЛ гранул КМ А1-4%Си-1°/(Л^-20об с закаленной и

искусственно состаренной матрицей наблюдается один пик, по данным РФА соответствующий выделению равновесных дисперсных фаз, а в случае закаленной матрицы -два пика, соответствующие последовательному выделению метастабильных и равновесных дисперсных фаз (рис 13 6)

100

150

200

а)

250

300 100 150 200 250

б)

_закаленная матрица

300

Температура МЛ гранул, °С

закаленная и искусственно состаренная матрица

Рис 13 ДСК-кривые МЛ гранул KM AI-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg-20o6.%SiC (а) Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC (б) на основе прсдварнтечыю закаленной, а также закаленной и искусственно состаренной матрицы (скорость нагрева 10 °С/мин)

По смещению положения максимума пиков при варьировании скорости нагрева от 2,5 до 20 °С/мин были рассчитаны значения энергии активации процессов выделения из (А1) МЛ гранул KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC В случае закаленной матрицы интегральная энергия активации образования 9- и S-фаз составляла -150 КДж/моль, а в спучае закаленной и искусственно состаренной матрицы -94 КДж/моль

Полученные результаты проверяли методом ПЭМ Было показано, что средний размер зерна (А1) МЛ гранул и консолидированных полуфабрикатов KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC близок к размеру ОКР (А1) и практически не зависит от предварительной термической обработки матричного сплава По данным расшифровки очень сложных микродифракционных картин, 0"-, 0'-, S'-фазы присутствовали только в МЛ гранулах на основе закаленного и искусственно состаренного матричного сплава При этом, структура консолидированных полуфабрикаты на основе закаленного матричного сплава характеризуется меньшей объемной долей 0- и S-фаз с размером -0,2-0,5 мкм, что согласуется с данными СЭМ (рис 14)

Следовательно, исследования методом ПЭМ подтверждают, что в процессе обработки МЛ гранул Al-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiC отсутствует интенсивный распад (А1) или растворение дисперсных фаз

10 мкм / 1 I

Выделенная частица 81С

ШкШШшщ

I'-1 мкм

Выделенные границы

зерен (А1) и 5"Фазы

/ 1

Я:?*

ая

* ' » •

1 мид

т /

Г)

Выделенные границы 0- и Э-фазы

зерен (А1)

Рис. 14. Тонкая структура консолидированных полуфабрикатов МЛ КМ А1-4%Си-1%М§-20об.%81С на основе закаленной (а, б), а также закаленной и искусственно состаренной (в, г) матрицы (а,в - СЭМ, светлые участки - 0- и Х-фазы; б,г - ПЭМ).

Согласно анализу прямых микроскопических картин, значительное упрочнение консолидированных полуфабрикатов МЛ КМ Al-4%Cu-l%Mg-20oб.%SiC (см. табл. 2) в результате повышения дисперсности выделений из (А1) (см. рис. 14) связано с уменьшением гипотетической длины свободного пробега дислокации в условиях сочетания дисперсного и дисперсионного упрочнения. Кроме того, выделения из (А1) часто образуются на поверхности раздела матрица-упрочнитель (рис. 15), поэтому уменьшение количества грубых выделений на границе раздела матрица-упрочнитель на фоне повышения дисперсности выделений из (А1) приводит к усилению сцепления матрицы и частиц упрочнителя.

На основе детального анализа структуры и свойств в настоящей работе был разработан способ получения МЛ КМ на основе дисперсионно твердеющего 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 упрочнителя в планетарной мельнице в контейнерах с КМТ в инертной атмосфере, с последующей горячей консолидацией активированной смеси. На способ получения КМ на основе термически упрочняемого алюминиевого сплава подана заявка на выдачу патента

(А1) ►

Дисперсные Частица

г

i » -jfl|

100 и" Щк

>

фг Hi

У

0

РФ №2006143027 и получено положительное решение р,,с- 15- Граница раздела между

(AI) н SiC в консолидированных полуфабрикатах MJI КМ Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC.

от 04.04.2008.

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Методом компьютерного моделирования и экспериментальных измерений изучены особенности механического легирования в планетарной мельнице с квазицилиндрическим мелющим телом. Показано, что применение квазицилиндрического мелющего тела вместо шаровой загрузки приводит к меньшей интенсивности (-150 против -650 Вт/контейнер), фоновой температуре (-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 и площадь контакта единичных соударений в процессе обработки, что в сочетании с низкой фоновой температурой значительно облегчает механическое легирование крупных шихтовых составляющих.

2. На основе компьютерного моделирования и экспериментальных данных, показана принципиальная возможность эффективного применения механического легирования в планетарной мельнице с шаровой загрузкой для получения механически легированных композиционных материалов из изначально крупных шихтовых составляющих (до 5000 мкм) на основе алюминиевых сплавов с невысокой прочностью и пластичностью. Показано, что высокая усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого ма1сриала мри механическом легировании с шаровой загрузкой позволяет за 30-120 мин обработки получать механически легированные гранулы и консолидированные полуфабрикаты композиционных материалов с размером зерна (А1) 120 нм и равномерно распределенными частицами SiC с размером менее 1 мкм.

3. На основе компьютерного моделирования и экспериментальных данных показано, что при механическом легировании в планетарной мельнице с квазицилиндрическим мелющим телом увеличение скорости вращения водила и плотности мелющего тела не

приводят к избыточному повышению фоновой температуры обработки, затрудняющему процесс механического легирования Поэтому, разработанные ранее способы получения механически легированных композиционных материалов из изначально крупных шихтовых составляющих могут быть оптимизированы путем увеличения скорости вращения водила до 1200 об/мин и(или) плотности мелющего тела до -15,1 г/см3

4 Методами световой, сканирующей и просвечивающей электронной микроскопии, рентгенофазового и рентгеноструктурного анализа, дифференциальной сканирующей калориметрии и оценки твердости изучено влияние предварительной термической обработки матричных сплавов на структуру и свойства механически легированных гранул и консолидированных полуфабрикатов композиционных материалов на основе дисперсионнотвердеющих алюминиевых сплавов Al-4%Cu-l%Mg, Al-7,l%Zn-2,2%Cu-1,9%Mg и SiC Показано, что предварительная закалка матричного сплава до механического легирования с квазицилиндрическим мелющим телом 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 т)-фазы Выявленное повышение энергии активации распада (А1) сопровождается значительным диспергированием выделений в структуре консолидированных полуфабрикатов композиционных материалов A!-4%Cu-l%Mg-20o6 %SiС, и повышением твердости на 30-70 Кгс/мм2 в условиях сочетания дисперсионного и дисперсного упрочнения

5 Разработан способ изготовления композиционных материалов на основе дисперсионнотвердеющего алюминиевого сплава Al-4%Cu-l%Mg, включающий закалку матричного сплава и проведение не позднее чем через 5 часов высокоэнергетической механической обработки измельченной стружки матричного сплава совместно с 20 об % частиц упрочнителя, 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

Основные положения диссертации опубликованы в работах-

1 Тихомиров А В , Аксенов А А , Шелехов Е В , Калошкин С Д Оценка величины интенсивности (энергонапряженности) механического легирования в планетарной мельнице с квазицилиндрическим мелющим телом Известия ВУЗов Цветная металлургия - 2006 - №3 -С 51-59

2 Тихомиров А В , Аксенов А А , Капошкин С Д , Шелехов Е В Особенности формирования структуры и свойства сплавов системы Al-Mg, механически легированных карбидом кремния Материаловедение -2006 -№11 -С 5-12

3 Аксенов АА, Тихомиров АВ, Шелехов ЕВ, Калошкин СД Исследование и моделирование процесса механического легирования с применением квазицплиндрического мелющего тела на примере обработки алюминиевых сплавов систем Al-Mg, Al-Cu-Mg, Al-Cu-Mg-Zn III Евразийская научно-практическая конференция «Прочность неоднородных структур» (ПРОСТ-2006), Москва, 18-20 апреля 2006 Сб тезисов - С 155

4 Аксенов А А , Тихомиров А В , Истомин-Кастровский В В , Калошкин С Д , Шелехов ЕВ, Влияние предварительной термической обработки матричного сплава на структуру и свойства механически легированного композиционного материала (А1-4%Си-l%Mg)/20o6 %SiC, IV Евразийская научно-практическая конференция «Прочность неоднородных структур» (ПРОСТ-2008), Москва, 8-10 апреля 2008 Сб тезисов - С 68

5 Tikhomirov А V , Aksenov А А , Shelekhov Е V , Kaloshkin S D Mechanical alloying of Al-Mg alloys and composite materials applying planetary mill equipped with ball charge and quasi-cylindncal milling body V International Conference on Mechanochemistry and Mechanical Alloying (INCOME 2006), Novosibirsk, July 3-6, 2006 Book of Abstracts - P 188

6 Tikhomirov AV, Aksenov A A, Kaloshkin SD, Shelkhov EV Expenmental investigation and modeling of mechanical alloying process of Al-Mg, Al-Cu-Mg, Al-Cu-Mg-Zn composites and alloys 13lh International Symposium on Metastable and Nano Materials (ISMANAM 2006), Warsaw, August 27-31,2006 Book of abstracts -P 248

7 Аксенов A A, Тихомиров А В, Калошкин С Д, Шелехов Е В Влияние предварительной термообработки матричных сплавов на структуру и свойства механически легированных композиционных материалов на основе алюминиевых сплавов систем Al-Cu-Mg, Al-Zn-Cu-Mg и SiC IX Международный семинар «Структурные основы модификации материалов методами нетрадиционных технологий» (MHT-IX), Обнинск, 12-16 июня 2007 Сб тезисов -С 33-34

8 Аксенов А А , Тихомиров А В , Калошкин С Д Способ получения механически легированного композиционного материала на основе алюминиевого сплава Заявка о выдаче патента Российской Федерации на изобретение от 06 12 2006, входящий № 046990, регистрационный № 2006143027, положительное решение от 04 04 2008

Заказ № 180/04/08 Подписано в печать 11 04 2008 Тираж! 00 экз Уел пл 1,5

,<" ^ О ООО "Цифровичок", тел (495) 797-75-76, (495) 778-22-20 ^ , \т\\> с/г ги, е-тай т/о@с/г п/

ВВЕДЕНИЕ

1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ

1.1. Механически легированные композиционные материалы (MJI КМ)

1.2. Влияние режима обработки на процесс MJI

1.2.1. Тип механоактиватора

1.2.2. Влияние материала контейнера и мелющих тел на процесс MJI

1.2.3. Влияние газовой атмосферы обработки на процесс MJI

1.2.4. Влияние ПАВ на процесс MJI

1.2.5. Скорость МЛ

1.2.6. Продолжительность MJI

1.2.7. Тип и режим загрузки мелющих тел

1.2.8. Влияние температуры на процесс MJI

1.3. Энергетические параметры MJI

1.3.1. Интенсивность MJI

1.3.1.1. Экспериментальная оценка интенсивности MJI

1.3.1.2. Расчетная оценка интенсивности MJI

1.3.2. Температура MJI

1.3.2.1. Экспериментальная оценка температуры MJI

1.3.2.2. Расчетная оценка температуры MJI

1.3.3. Усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ

1.3.3.1. Экспериментальная оценка усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ

1.3.3.2. Расчетная оценка усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала в процессе МЛ 51 Выводы по разделу

2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЙ

2.1. Объекты исследования

2.2. Исходные материалы

2.3. Обработка в планетарной мельнице

2.4. Получение консолидированных полуфабрикатов

2.5. Исследование структуры и свойств 58 2.5.1. Структурные исследования

2.5.2. Рентгеноструктурный и ренттенофазовый анализ

2.5.3. Дифференциальная сканирующая калориметрия

2.5.4. Оценка твердости

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)

2.6.1. Расчетная оценка основных энергетических параметров MJI в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ

2.6.2. Экспериментальная* оценка энергетических параметров MJI в планетарной мельнице с шаровой загрузкой и КМТ

3. МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА МЕХАНИЧЕСКОГО ЛЕГИРОВАНИЯ В ПЛАНЕТАРНОЙ МЕЛЬНИЦЕ

3.1. Характер движения КМТ тела в процессе МЛ

3.2. Расчет интенсивности МЛ

3.2.1. Соотношение интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

3.2.2. Зависимости интенсивности МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки

3.3. Расчет фоновой температуры МЛ

3.3.1. Соотношение фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

3.3.2. Зависимости фоновой температуры МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки

3.4. Расчет усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала

3.4.1. Соотношение усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ

3.4.2. Зависимости усредненной скорости пластической деформации обрабатываемого материала при МЛ с шаровой загрузкой и КМТ от режима обработки 105 Выводы по главе

4. ОПТИМИЗАЦИЯ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ МЕХАНИЧЕСКИ ЛЕГИРОВАННЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ

АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

4.1. Экспериментальная оценка основных энергетических параметров МЛ

4.1.1. Экспериментальная оценка интенсивности МЛ

4.1.2. Экспериментальная оценка фоновой температуры МЛ

4.1.3. Экспериментальная оценка усредненной скорости пластической деформации и диспергирования гранул обрабатываемого материала в процессе MJI

4.2. Оптимизация структуры и свойств МЛ КМ на основе алюминиевых сплавов

4.2.1. Получение MJI КМ с применением шаровой загрузки и КМТ

4.2.1.1. Структура и свойства MJI гранул KM Al-Mg-SiC, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ

4.2.1.2. Структура и свойства консолидированных полуфабрикатов MJ1 КМ, полученных с применением шаровой загрузки и КМТ

4.2.2. Оптимизация структуры и свойств MJI КМ на основе дисперсионно твердеющих алюминиевых сплавов

4.2.2.1. Структура и свойства MJI гранул KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC и Al-7,1 %Zn-2,2%Cu-1,9%Mg-20o6.%SiC

4.2.2.2. Структура и свойства консолидированных полуфабрикатов MJI КМ Al-4%Cu-1 %Mg-20o6.%SiC и Al-7,1 %Zn-2,2%Cu-1,9%Mg-20o6.%SiC

4.2.2.3. Исследования структуры MJI гранул KM Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC методом ПЭМ

4.2.2.4. Исследования структуры консолидированных полуфабрикатов MJI КМ Al-4%Cu-1 %Mg-20o6.%SiC методом ПЭМ 156 Выводы по главе 4 165 ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ 167 СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

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 (MJ1 КМ) с однородной структурой из крупных частиц (до 5000 мкм) алюминиевых и медных сплавов, в том числе вторичного сырья, упрочненных дисперсными частицами SiC или AI2O3 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 MJI с КМТ и на основе полученных закономерностей оптимизировать технологические параметры MJ1 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 MJI 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 0- и S-фаз (-150 против -94 КДж/моль), но практически не влияет на образование ri-фазы. Следствием такого повышения является значительное диспергирование выделений в структуре консолидированных полуфабрикатов Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC и повышение 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/см3 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.

1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Методом компьютерного моделирования и экспериментальных измерений изучены особенности механического легирования в планетарной мельнице с квазицилиндрическим мелющим телом. Показано, что применение квазицилиндрического мелющего тела вместо шаровой загрузки приводит к меньшей интенсивности (—150 против —650 Вт/контейнер), фоновой? температуре (-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 и площадь контакта единичных соударений в процессе обработки, что в сочетании с низкой фоновой температурой значительно облегчает механическое легирование крупных шихтовых составляющих.

2. На основе компьютерного моделирования и экспериментальных данных, показана принципиальная возможность эффективного применения механического легирования в планетарной мельнице с шаровой загрузкой для получения механически легированных композиционных материалов из изначально крупных шихтовых составляющих (до 5000 мкм) на основе алюминиевых сплавов с невысокой прочностью и пластичностью. Показано, что высокая усредненная скорость пластической деформации обрабатываемого материала при механическом легировании, с шаровой загрузкой позволяет за 30-120 мин обработки получать механически легированные гранулы и консолидированные полуфабрикаты композиционных материалов с размером зерна (А1) 120 нм и равномерно распределенными частицами SiC с размером менее 1 мкм.

- 3. На основе компьютерного моделирования и экспериментальных данных показано, что при механическом легировании в планетарной мельнице с квазицилиндрическим мелющим телом увеличение скорости вращения водила и плотности мелющего тела не приводят к избыточному повышению фоновой температуры обработки, затрудняющему процесс механического легирования. Поэтому, разработанные ранее способы получения механически легированных композиционных материалов из изначально крупных шихтовых составляющих могут быть оптимизированы путем увеличения скорости вращения водила до 1200 об/мин и(или) плотности мелющего тела до-15,1 г/см3.

4. Методами световой, сканирующей и просвечивающей электронной микроскопии, рентгенофазового и рентгеноструктурного анализа, дифференциальной сканирующей калориметрии и оценки твердости изучено влияние предварительной термической обработки матричных сплавов на структуру и свойства механически легированных гранул и консолидированных полуфабрикатов композиционных материалов на основе дисперсионнотвердеющих алюминиевых сплавов Al-4%Cu-l%Mg, Al-7,l%Zn-2,2%Cu-l,9%Mg и SiC. Показано, что предварительная закалка матричного сплава до механического легирования с квазицилиндрическим мелющим телом приводит к повышению интегральной энергии активации образования в механически легированных гранулах 8- и S-фаз (-150 против -94 КДж/моль), но практически не влияет на образование т)-фазы. Выявленное повышение энергии активации распада (А1) сопровождается значительным диспергированием выделений в структуре консолидированных полуфабрикатов композиционных материалов Al-4%Cu-l%Mg-20o6.%SiC, и повышением твердости на 30-70 Кгс/мм2 в условиях сочетания дисперсионного и дисперсного упрочнения.

5. Разработан способ изготовления композиционных материалов на основе дисперсионнотвердеющего алюминиевого сплава Al-4%Cu-l%Mg, включающий закалку матричного сплава и проведение не позднее чем через 5 часов высокоэнергетической механической обработки измельченной стружки матричного сплава совместно с 20 об.% частиц упрочнителя, 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.

1. Suryanarayana С. // Progress in Materials Sceince. 2001. - V.46. - P. 1 -184.

2. Koch C.C., Cavin O.B., McKamey C.G., Scarbrough J.O. // Appl. Phys. Lett. 1983. - V. 43.-P. 1017-1019.

3. Weeber A.W., Haag W.J., Wester, A.J.H., Bakker H. // J. Less-Comm. Met. 1988. - V. 140.-P. 119-127.

4. Burgio N., Iasonna A., Magini M., Martelli S., Padella F. // II Nuovo Cimento. 1991. -V. 130. - P. 459 - 476.

5. Meiya L., Enzo S., Soletta I., Cowlam N., Cocco G. // J. Phys.: Cond. Matter. 1993. - V. 5. - P. 5235 - 5244.

6. Cocco G., Cowlam N., Enzo S. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 178. - P. 29 - 34.

7. Cocco G., Soletta I., Battezatti L., Baricco M., Enzo S. // Phil. Mag,. B. 1990. - V. 61. -P. 473 - 486.

8. El-Eskandarani M.S., Aoki K, Suzuki K. // Mater. Sci. Forum. 1992. - V. 88-90. - P. 81 -88.

9. Nasu, Т., Nagaoka K., Sakurai M., Suzuki K. // Mater. Sci. Forum. 1995. - V. 179-181. -P. 97- 102.

10. Lopez Hirata V.M., Juarez Martinez U., Cabanas-Moreno J.G. // Mater. Sci. Forum. -1995. V. 179-181. - P. 261-266.

11. Lin C.K., Lee P.Y., Kao S.W., Chen G.S., Louh R.F., Hwu Y. // Mater. Sci. Forum. -1999.-V. 312-314. -P. 55 -60.

12. Cooper R.J., Randrianantroanro N., Cowlam N., Greneche J.-M. // Mater. Sci. Eng. A. -1997.-V. 226-228.-P. 84 -89.

13. Molnar A., Domokos L., Katona Т., Martinek Т., Mulas G., Cocco G., Berotti I., Szepvolgyi J. // Mater. Sci. Eng. A. 1997. - V. 226-228. - P. 1074 - 1078.

14. Wang K.Y., Shen T.D., Jiang H.G., Quan M.X., Wei W.D. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. -V. 179/180.-P. 215-219.

15. Nagarajan R., Ranganathan S. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 179/180. - P. 168 - 172.

16. Lee P.Y., Lin C.K., Chen G.S., Louh R.F., Chen K.C. // Mater. Sci. Forum. 1999. - V. 312-314.-P. 67-72.

17. Martinez-Sanchez R., Cabanas-Moreno J.G., Caledron H.A., Balmori H., Mendoza H., Bokhimi J., Umemoto M., Shiga S., Lopez-Hirata V.M. // Proc. 9th Int. Conf Rapidly Quenched and Metastabe Materials, Bratislava, Slovakia, 25-30 Aug. 1996. P. 37 - 40.

18. Eckert J. // Mater. Sci. Forum. 1992. - V. 88-90. - P. 679 - 686.

19. Asahi N., Noguch S., Matsumura K. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 179/180. - P. 819 -822.

20. Takeushi Т., Koyano Т., Utsimi M., Fukunaga Т., Kaneko K., Mizutani U. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 179/180. - P. 224 - 228.

21. Takeushi Т., Yamada Y., Fukunaga Т., Mizutani U. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 179/180.-P. 828-832.

22. Asahi N., Maki Т., Matsuoto S., Sawai T. // Mater. Sci. Eng. A. 1994. - V. 179/180. -P. 841 - 844.

23. Uenishi K., Kobayashi K.F., Nasu S., Hatano H., Ishihara K.N., Shingu P.H. // Z. Metallk. 1992. - V. 83. - P. 132 - 135.

24. Ogino Y., Yamasaki Т., Murajama S., Sakai R. // J. Non-Cryst. Solids. 1990. - V. 117/118.-P. 737 - 740.

25. Uenishi K., Kobayashi K.F., Ishihara K.N., Shingu P.H. // Mat. Sci. Eng. A. 1991. - V. 134.-P. 1342- 1345.

26. Baricco M., Cowlam N., Schiftini L., Marci P.P, Frattini P., Enzo S. // Phil. Mag. B. -1993.-V. 68.-P. 957 966.

27. Hightower A., Fultz В., Bowman Jr. R.C. // J. All. Сотр. 1997. - V. 252. - P. 238 -244.

28. Gao Y. D., Ding J., Chen Q., Rao G. V. S., В. V. R. Chowdari. // Acta. Mater.-2004.-V.52.- P.1543-1553.

29. Crespo P., Neu V., Shultz L. // J. Phys. D: Appl. Phys. 1997. - V. 30. - P. 2298-2303.

30. Suryanarayana C., Froes FH. // Nanostructured Mater. 1993. - V. 3. - P. 147-153.

31. Naser J., Reinhemann W., Ferkel H. // Mater. Sci. and Engng. 1997. - A. 234. -P. 467-469.

32. McDeraiott E.T., Koch C.C. // Scripta Metall. 1986. - V.20. - P. 669—672.

33. Martelli S., Mazzone O., Scaglione S., Vittori M. // J. Less-Comm. Met. 1988. - V. 145.-P. 261-270.

34. Rawers J., Govier D., Cook D. // Scripta. Metall. Mater. 1995. - V.32. - P.1319—1324.

35. Han S.H., Oshneidner K.A., Beaudry B.J. // Scripta. Metall. Mater. 1991. - V.25. -P.295-298.

36. Sosa M., Estrada-Guel I., Alonsa G., Ornelas C., De la Torre S.D., Martinez-Sanchez R. // J. Met. Nano-Crys. Mater. 2003. - V. 15-16. - P. 745-750.

37. Zaluski L., Zaluska A., Tessier P., Storm-Olsen JO., Shultz R. // Mater. Sci. Forum. -1996. V. 225-227. - P. 853-858.

38. Zobec J.S., Forrester J.S., Phelan D., Kisi E.H. // J. Sol. St. Chem. 2004. - V. 1. - P. 2943-2951.

39. Benjamin J.S. // Met. Trans. 1970. - V. 1. - P. 2943 - 2951.

40. Анциферов B.H., Бобров Г.В. и др. Порошковая металлургия и напыленные покрытия. -М.: Металлургия, 1987.

41. Данелия Е.П., Розенберг В.М., Теплицкий М.Д. // ФММ 1972. - т.32. - №2. -с. 446-447.

42. Glayman J. // Galvano 1970. - v.39. - №400. - P. 389-392.

43. Koch C.C., Cavin O.B., McKamey C.G., Scarbrough J.O. // Appl. Phys. Lett. 1983. - V. 43.-P. 1017-1019.

44. Shingu P.H., Ishihara K.N. // Mater. Trans. JIM. 1995. - V. 36. -P. 96 - 101.

45. Yavari A.R. // Mater. Trans. JIM. 1995. - V. 36. - P. 228 - 239.

46. Koch C.C. // Mater. Trans. JIM. 1995. - V. 36. - P. 85 - 95.

47. Калошкин С.Д. // Дисс. .докт. физ.-мат. наук. М., МИСиС, 1998.

48. Gaffet Е., Malhouroux N., Abdellaoui М. // J. АН. Сотр. 1993. - V. 194. - P. 339 - 360.

49. Huang B.-L., Lavernia E.J. // J. Mater. Synth. Proc. 1995. - V. 3. - P. 1 - 10.

50. Koch C.C., Whitenberger J.D. // Intermetallics 1996. - V. 4. - P. 339 - 355.

51. Le Caer G., Matteazzi P. // Hyp. Int. 1994. - V. 90. - P. 229 - 242.

52. Campbell S.J., Kaczmarek W.A. // Mossb. Spectr. Appl. Magn. Mater. Sci. (ed. G.J. Long

53. Aizawa Т., Kihara J., Benson D. // Mater. Trans. JIM. 1995. - V. 36. - P. 138 - 149.

54. Shingu P.H., Ishihara K.N., Otsuki A. // Mater. Sci. Forum. 1995. V. 179-181, P. 5 -10.

55. Eckert J. // Mater. Sci. Forum. 1999. - V. 312-314. - P. 3 - 12.

56. Gilman P.S., Benjamin J.S.//Ann. Rev. Mater. Sci.-1983.-V.13-P.289-300.

57. Аксенов A.A. // Дисс. .докт. тех. наук. М., МГВМИ, 2007.

58. Аксенов А.А., Филиппов А.Т., Золоторевский B.C. // Изв. вузов. Цв. металлургия. -1999.-№3-С. 39.

59. Аксенов А.А., А.Н.Солонин, В.К. Портной // Изв. вузов. Цв. металлургия. — 2001.-№5 С.54-61.

60. Аксенов А.А., А.Н.Солонин, В.К. Портной // 1-я Евразийская научно-практическая конференция ПРОСТ 2002; Москва, 16-18 апреля 2002г, стр. 75.

61. Аксенов А.А., Солонин А.Н., Истомин-Кастровский В.В. // Изв. вузов. Цв. металлургия. 2004. - №4 - С.58-66.

62. Aksenov A.A., Solonin A.N., Istomin-Kastrovskiy V.V. // Proc. of 6th Arab Foundry Symposium ARABCAST 2006, Sharm El-Sheikh, Egypt, November 2006, 78-92.

63. Аксенов А. А., Золоторевский B.C., Солонин A.H., Портной B.K. // Патент РФ № 2202643.

64. Самошина M.E., Аксенов A.A., Истомин-Кастровский B.B., Гостев Ю.В. // Изв. вузов. Цв. металлургия. 2006. - №1 - С.47-54.

65. Самошина М.Е., Аксенов А.А., Солонин А.Н. // 2-я Евразийская научно-практическая конференция ПРОСТ 2004; Москва, 20-22 апреля 2004г, стр. 83.

66. Самопшна М.Е., Аксенов А.А. // 3-я Евразийская научно-практическая конференция ПРОСТ 2006; Москва, 18-20 апреля 2006 г, стр. 99.

67. Аксенов А.А., Просвиярков А.С., Кудашов Д.В., Гершман И.С. // Изв. вузов. Цв. металлургия. 2004. - №6 - С.39-46.

68. Аксенов А.А., Кудашов Д.В., Просвиярков А.С., Портной В.К., Гершман И.С. // 1-я Евразийская научно-практическая конференция ПРОСТ 2002; Москва, 16-18 апреля 2002 г, стр. 90.

69. Аксенов А.А., Гершман И.С., Кудашов Д.В., Просвиряков В.К. // Патент РФ № 2202642.

70. Солонин А.Н., Дисс. .канд. тех. наук. М., МИСиС, 2004

71. Белов Н.А. Организация эксперимента. Часть II. Лабораторный практикум. — М.: МИСиС, 1998.

72. Фроймер Г. Металлические композитные материалы: "Физическое металловедение. Том 2" / Под ред. Канна Р.У. Пер. с англ. — М.: Металлургия, 1987.

73. Riihle М., Frankfurt A.M. // Metallwissenschaft und Technik, 24 (1970), 5, s. 465-471.

74. Riihle M., Frankfurt A.M. // Metallwissenschaft und Technik, 24 (1970), 8, s. 852-857.

75. Розенберг B.M. Основы жаропрочности металлических материалов. — М.: Металлургия, 1973.

76. Zhou F., Lee J., Laverina E.J. // Scripta mater., 44 (2001), p.2013-2017.

77. Композиционные материалы. Поверхности раздела в металлических композитах. Под ред. Меткалфа А. М.: Мир, 1978.

78. Калашников И.Е. Разработка жидкофазных методов получения композиционных материалов, армированных дискретным карбидокремниевым наполнителем. Автореферат дисс. на соиск. уч. ст. к.т.н. — М.: 1994.

79. Чурмуков Э.А. Разработка и исследование композиционных материалов. Дисс. к.т.н. 1995, Москва, МИСиС.

80. Jae Chul Leel, Jae - Pyoung Ahn. Scripta Materiala, 41 (1999), p. 895-900.

81. Ribes H., R. Da Silva et. A1 Materials Science and Technology, 6 (1990), p. 621-628.

82. Hornbogen E. // Metallwissenschafit und Technik, 36 (1982), 5, s. 531-535.

83. Manfred Ruble, // Zeitschrift fur Metallkunde, 71 (1980), H.l, s. 1-6.

84. Johannes Zbiral, Jangg G. // Umformtechnik, 27 (1993), 4, s. 284-287.

85. Молчанов В.И., Селезнева О.Г., Жирнов E.H. Активация минералов при измельчении.-М.: Недра, 1988.

86. Чердынцев В.В. // Дисс. .канд. физ.-мат. наук. М., МИСиС, 2000.

87. Sanchez F.H., Rodriguez Torres С.Е., Fernandez van Raap M.B., Mendoza Zelis L. // Hyp. Int. 1998. - V. 113. - P. 269 - 277.

88. Аввакумов Е.Г., Дьяков B.E., Стругова Л.И., Болдырев В.В., Корюков Ю.С., Девятова Л.Б. // Изв. СО АН СССР, сер. хим. наук. 1974. - Вып. 1. - С. 26 - 28.

89. Кокнаева М.Р. // Дисс.канд. физ.-мат. наук. М., МИСиС, 1990.

90. Kaloshkin S.D, Tomilin I.A., Andrianov G.A., Baldokhin Yu.V., Shelekhov E.V. // Mater. Sci. Forum. 1997. - V. 235-238. - P. 565 - 570.i

91. Skakov Yu.A., Djakonova N.P., Edneral N.V., Koknaeva M.R., Semina V.K. // Mater. Sci. Eng. A. -1991. V. 133. - P. 560 - 564.

92. Magini M., Colella C., Guo W., Dikonimos Markis T, Turtu S.// Mater. Sci. Forum. -1995,- V. 179-181 P. 325-331.

93. Chen U., Williams, J.S. // Mater. Sci. Forum. 1996. - V. 225-227. - P. 545 - 552, 881888.

94. Kaczmarek, W.A. // Mater. Sci. Forum. 1995. - V. 179-181. - P. 313 - 320.

95. Calka A., Jing J., Jayasuriya K.D., Campbell S.J. // Proc. 2nd Int. Conf. Str. Appl. Mech. All. 1993.-P. 27-31.

96. L. Lii, M.O. Lai. Mechanical alloying // Boston, MA: Kluwer Academic Publishers (1998).

97. R.B. Schwarz, P.B. Desch, S.R. Srinivasan. // Proceedings of the 2nd International Conference on Structural Applications of Mechanical Alloying, Vancouver, British Columbia, Canada, 20 22 September, 1993. p. 227 - 235.

98. Hsu-Shen Chu, Kuo-Shung Liu, Jien-Wei Yeh // Mater. Sci. Eng., A277 (2000), p.25-32.100.101.102.103.104.105.106.107,108,109.110.111.112,113.114,115.116.117.118.119.

99. S. Arakawa, T. Hatayama, K. Matsugi, O. Yanagisawa. // Proceedings of ICAA-6 Aluminum Alloys, 3 (1998), p.1933-1938.

100. O. Roder, J. Albrecht, G. Lutjering. // The 4th international conference on aluminum alloys, 2 (1994), p.766-773.

101. Calka A., Nikolov J.I. Nihman B.W. In: deBarbadillo J.J., et. al., editors. // Mechanical alloying for structural applications. Materials Park, OH: ASM International, 1993. p. 189-195.

102. Calka A., Radlinski A.P. // Mater. Sci. and Engng. 1991; A134; p.1350-1353. Suryanarayana C. // Intermetallics 1995; V.3.; P.153-160.1.i M.O., Lu L. // Mechanical alloying. Boston, MA: Kluwer Academic Publishers, 1998.

103. Watanabe R., Hashimoto H., Park Y-H. In: Pease III LF, Sansoucy R.J., editors. // Advances in powder metallurgy 1991, vol. 6. Princeton, NJ: Metal Powder Industries Federation, 1991. p.l 19-130.

104. Park Y-H., Hashimoto H., Watanabe R. // Mater. Sci. Forum; 1992;88-90:59-66. Guo W., Iasonna A., Magini M., Martelli S., Padella F. // J. Mater. Sci. 1994; 29; 24362444.

105. Padella F., Paradiso E., Burgio N., Magini M., Martello S., Guo W., Iasonna A. // J. Less-Common Metals 1991;175;79-90.

106. Gerasimov K.B., Gusev A.A., Ivanov E.Y. Boldyrev V.V. // J. Mater. Sci. 1991; 26; 2495-2500.

107. Atzmon M. // Phys. Rev. Lett. 1990; 64; 487-490.

108. Gavrilov D., Vinogradov O., Shaw WJD., In: Poursartip A, Street K, editors. // Proc. Inter. Conf. on Composite Materials, ICCM-10, vol. III. Woodhead Publishing, 1995 p. 11.

109. Suryanarayana С., Ivanov E., Noufi R., Contearas M.A., Moore J.J. // J. Mater. Res. 1991; 14: 377-83.

110. El-Eskandarany M.S., Aoki K., Suzuki K. // J. Less-Common Metals 1900; 167: 113-8. Liu L., Casadio S., Magini M.*, Nannetti C.A., Qin Y., Zheng K. // Mater. Sci. Forum. 1997; 235-238: 163-8.

111. Hong L.B., Bansal C., Fultz D. // Nanostructured Mater. 1994; 4: 949-56. Qin Y., Chen L., Shen H. // J. Alloys and Compounds 1997; 256: 230-3. FuZ., Johnson W.L. //Nanostructured Mater. 1993; 45: 175-80.

112. Hwang S.J., Nash P., Dollar M., Dymek S. // Mater. Sci. Forum. 1992; 88-90: 611-8. Huang B.-L., Perez R.J., Crawford P.J., Nutt S.R'. Lavernia E.J. // Nanostructured Mater. 1996; 7: 57-65.

113. Кузнецов А.Р., Бутягин П.Ю., Павлычев И.К. Приборы и техника эксперимента, 1986, 6, с. 201-204.

114. Пустое Л.Ю., // Дисс. .физ.-мат. наук. М., МИСиС, 2004.

115. Шелехов Е.В., Свиридова Т.А. // Материаловедение. 1999. - № 10. - С. 13 - 21.

116. Shelekhov E.V., Salimon A.I.//Aerosol.-1997.-V2.-P.61-67.

117. Шелехов Е.В., Свиридова Т.А. // Материаловедение. 2007. №9. С 13-19.

118. McCormick P.G, Huang Н., Dallimore М.Р. // Proc.2 Int. Conf. Str. Appl. Mech. All.

119. Vancouver, 1993.- P.45-50.

120. Courtney Т.Н.// Mater: Trans. JIM. -1995.-V.36 P:110-122.145; Maurice, D., Courtney Т.Н.// Metall. Mater. Trans. A. -1995.-V.26A,- P.2431-2435.

121. Maurice:D;, Courtney Т.Н.// Metall; Mater. Trans. A. -1995.-V:26A;-P.2437-2444.

122. Уракаев Ф.Х., // Дисс. .докт. физ.-мат. наук.-Mi, НГУ, 2005.148; Чердынцев В.В:, Пустое, JTK)., Калошкин С.Д., Томилин И.А., Шелехов Е.В>//

123. Материаловедение, 2000, N2, с:18 -23, N3, с.22 —26. 149: Герасимов КБ., Гусев А.А., Колпаков В.В: и др.//Сиб. хим. журн.-1991.-вып.3.-с. 140-145.

124. Davis R.M;, McDermott В., Koch С.С. // Metal. Trans: 1988; А19:2867-74. .

125. Tonecj A., Tonecj A.M., Bagovic D., Kosanovic C. // Mater." Sci. and Engng. 1994;A181/182:1227-31.

126. Koch CG. // Intermat: J. Mechanochem. and Mech. Alloying 1994; VI :56-67.

127. Kobayashi K.F., Tachibana N., Shingu P.H.'// J. Mater. Sci. 1990; 25: 3149-54. 157. Zhang D.L., Massalski T.Bi, Paruchuri'M;R. // Metall: Mater. Trans. 1994; A25:73-9.

128. Cho J:S., Kwun S.I. In: Kim; NJ; . editor. // Light, metals for transportation systems, Center for Advanced Aerospace Materials, Pohang, South Kprea: Pohang Univ. of Sci. andTech, 1993. p. 423-33. .

129. Borzov A.B., Kaputkin E.Ya: In: deBarbadillo JJ, et. Al., editors. // Mechnical alloying for structural applications. Materials Park, OH: ASM International, 1993 . p.51-54.

130. Matyja H., Oleszak D., Latuch J.//Mater Sci Forum 1992; 90:297-303.

131. Ogino Y., Maruyama S., Yamasaki T. // J Less-Common Metals 1991;168:221-35.

132. Schwarz R.B., Koch C.C. //Appl; Phys. Lett. 1986; 49:146-8.

133. Bhattacharya A.K., Arzt E.// Scripta: Metall. Mater. 1992;27:749-54:

134. Magini M., Colella C., Guo W., Iasonna A., Martelli S., Padella F. // Internat. J. Mechanochem. and Mech. Alloying 1994;1:14-25.

135. CalkaA., Wexler D., Li Z. L. // Proc. 9th Int. Conf. on Rapidly Quenched and Metastable Mater. Bratislawa (supplement). 1996. Elsiver. 1997. P. 191.

136. Золоторевский B.C. Механические свойства металлов. М.: МИСИС, 1998:

137. Новиков. И.И. Теория термической обработки металлов. — М:: Металлургия, 1986.

138. Huller М., Goken М. // ISMANAM 2006, Warsaw, Poland, 2006, Program and Abstracts, p. 274.

139. Gaffet E., Abdellaoui M., Gaffet N.M. // Mater. Trans. Japan. Inst. Metals 1995; 36: 198-209.

140. Magini M., Iasonna A. // Mater. Trans. Japan. Inst. Metals 1995; 36: 123-33.

141. Watanabe R., Hashimoto H., Lee G.G. // Mater. Trans. Japan Inst. Metals 1995; 36: 102-9.

142. Aikin B.J.M., Courtney Т.Н. // Metall Trans. 1993; A24: 645-57.

143. Aikin B.J.M., Courtney Т.Н. // Metall Trans. 1993; A24: 2465-71.

144. Maurice D., Courtney T.H: // Metall Mater. Trans. 1996; A27:1981-6.

145. Уракаев Ф.Х., Болдырев B.B. // Неорг. матер. 1999. - Т. 35. - С. 248 - 256.

146. Колачев Б.А., Елагин В.И., Ливанов В.А., Металловедение и термическая обработка цветных металлов и сплавов. М.: МИСиС, 1999.

147. Салтыков С.А. Стереометрическая металлография. 3-е изд. М.: Металлургия, 1970.

148. Шелехов Е.В., Свиридова Т.А., Иванов А.Н. // Материалы научно-практического семинара. Научно-технологическое обеспечение деятельности предприятий, институтов и фирм. -М.: изд. МГИУ, 2003, с. 186-195.

149. Уманский Я.С., Скаков Ю.А., Иванов А.Н., Расторгуев Л.Н. Кристаллография, рентгенография и электронная микроскопия. М.: Металлургия, 1982.

150. Ozava Т. // J. of Therm. Anal., 2(1970), р.301.

151. Л.Д.Ландау, А.И.Ахиезер, Е.М.Лифшиц, "Курс общей физики. Механика и молекулярная физика.", издательство "Наука", Москва, 1969 г.

152. Штремель М.А. Прочность сплавов. Дефекты решетки. -М.: Металлургия, 1982. -278'с.

153. Бернштейн М.Л. Термомеханическая обработка металлов и сплавов. М., "Металлургия", 1968.

154. Chen J., Lu L., Lu К. // Script. Mater. V.54.- 2006.- P. 1913-1918.

155. Shen Y.-L., Williams J.J., Piotrowski G., Chawla N., Guo Y.L. // Acta mater.- V.49.-2001.- P. 3219-3229.

156. Gubicza J., Kassem M., Ribarik G., Ungar T. // Mater. Sci. and Eng. A372. - 2004. -P.115-122.

157. Youssef K.M., Scattergood R.O., Murty K.L., Koch C.C. // Script. Mater. -V.54. -2006.-P.251-256.

158. Viswanathan V., Laha Т., Balani K., Agarwal A., Seal S. // Materials Science and Engineering. 2006. -R. 54. - P. 121-285.

159. Аксенов A.A. // Дисс. .канд. тех. наук. М., МИСИС, 1988.

160. Grigoris Е. Kiourtsidis, Stefanos М. Skolianos , George A. Litsardakis // Materials Science and Engineering A 382 (2004) 351-361.

161. G.M. Janowski, B.J. Pletka, Metall. Mater. Trans. A 26A (1995) 3027.

162. J.M. Papazian, Metall. Trans. A 19 (1998) 2945.

163. Khan I.N., Starink M.J., Yan J.L. // Mat Sci Eng, A 472, (2008), p. 66-74.

164. Fan G.J., Choo H., Liaw P.K., Lavernia E.J., Acta mater, 2006;54;1759-1766.

165. Chen J., Lu L., Lu K., Scripta mater, 2006;54;1913-1918.

166. Wu X., Zhu Y.T., Chen M.W., Ma E., Scripta mater., 2006;54;1685-1690.

167. Liao X.Z., Zhou F., Lavernia E.J., He D.W., Zhu Y.T. Appl Phys Lett 2003;83:632.

168. W.J. Ullrich, Prog. Powder Metall. 46 (1986) 535-556.

169. D.P. Voss, Mod. Dev. Powder Metall. 13 (1981) 467-481.

170. H.-C. Shih, N.J. Ho, J.C. Huang, Metall. Mater. Trans. A 27A (1996) 2479-2494.

171. J.M. Torralba, C.E. da Costa, F. Velasco 11 Journal of Materials Processing Technology 133 (2003)203-206.