Радиотехника и электроника, 2023, T. 68, № 4, стр. 338-345

ВВЕДЕНИЕ

Совершенствование методов выплавки и термомеханической обработки интерметаллических сплавов с термоупругим мартенситным переходом и эффектом памяти формы (ЭПФ) привело в последние годы к повышению качества сплавов, их надежности и функциональных свойств, а также расширению области применения в жизнедеятельности человека [1]. Наиболее известными и широко применяемыми являются сплавы системы Ni–Ti с ЭПФ, обладающие высокой прочностью, биосовместимостью, технологичностью [1, 2]. Повышение функциональных характеристик и надежности этих сплавов позволяет изготавливать миниатюрные исполнительные элементы с малой массой, повышенным быстродействием и, таким образом, добиваться высоких значений удельной мощности, постепенно приближаясь к фундаментальным пределам эффективности, ограниченным теоремой Карно. Однако использование этих сплавов ограничено отсутствием точных данных об особенностях мартенситного фазового перехода и предельных значений напряжений для функционирования сплава в условиях производства максимальной механической работы. Функциональные свойства этих сплавов можно регулировать за счет проведения последеформационных отжигов, корректировки режимов деформационной обработки, подбором химического состава и совершенствования режимов выплавки. Представляется актуальным усовершенствовать методику оценки функциональных свойств сплавов семейства TiNi так как до сих пор в литературе приняты методики оценки сплавов с ЭПФ как конструкционных. Часто в литературе измерение функциональных и эксплуатационных свойств материалов с ЭПФ проводится в условиях отсутствия механической работы со стороны самого материала, то есть либо при деформациях без нагрузки или при фиксированных размерах. В то же время, будучи исполнительным элементом в каких-либо актуаторах, материал с ЭПФ преодолевает сопротивление внешней среды, совершая механическую работу [1, 2]. Необходимо отметить, что актуаторы из сплавов с ЭПФ являются тепловыми машины, вкладывая тепло в которые, мы получаем механическую работу за счет изменения формы рабочего тела – исполнительного элемента из сплава с ЭПФ, под внешней нагрузкой. В связи с этим необходимо иметь оценку эффективности использования таких исполнительных элементов, опираясь на данные, полученные в результате исследований в условиях производства актуатором механической работы.

Цель данной работы – определить коэффициент полезного действия виртуальной термодинамической машины на основе сплава c ЭПФ в зависимости от функциональных свойств материала в условиях однократного и многократного срабатывания.

1. МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

Материалами для выполнения настоящей работы послужили ранее исследованные в [3] образцы системы Ni–Ti эквиатомного состава вырезанные из прутков с конечным диаметром от 5 до 20 мм, полученных методами теплой ковки (ТК) при температурах ниже 630°С, горячей ковки (ГК) при температурах от 630 до 800°С, равноканальным угловым прессованием (РКУП) при температуре 450°С и комбинацией РКУП и ТК.

Авторы предлагают напряжения, при превышении которых снижается обратимая деформация в результате накопления в образце пластически деформированных участков материала, называть предельными напряжениями σ_пр. Для определения положения предельных напряжений σ_пр на шкале σ_m – σ_τ– σ_В (σ_m – критическое напряжение перехода из высокотемпературной фазы B2 в мартенсит B19' при постоянной температуре, σ_τ– предел текучести, σ_В – предел прочности) проведено исследование прутков диаметром 5 мм после теплой ковки в отожженном состоянии и микропроволоки, волоченной втеплую и вхолодную до диаметра 0.1 мм, а именно исследована зависимость обратимой деформации ε_r от температуры T и нагрузки σ и получены зависимости растяжения ε(σ) на экспериментальных установках, описанных в [4, 5], и на универсальной установке “Instron 5966” в части растяжения (скорости перемещения траверсы 4 мм/мин) при комнатной температуре образцов 3-1 ТК450 и 3-2 ТК500. Микропроволока диаметром 0.1 мм получена на промышленном оборудовании методом теплого и холодного волочения (450…300°С до 0.5 мм и при 20°С до 0.1 мм) из прутков диаметром 5 мм, подвергнутых теплой ковке (при температуре 450°С). Зависимость ε(σ) была определена для образца 4-1 П при температурах 100% объемной доли исходной фазы B2 и мартенситной фазы B19'. Детальное описание образцов, использованных в данной работе, приведено в табл. 1.

В интерметаллидных сплавах Ti–Ni в отожженном (или состаренном) состоянии в результате термоупругого мартенситного превращения исходная фаза (B2) с упорядоченной ОЦК решеткой превращается в ромбоэдрическую решетку R-фазы, а затем в моноклинную решетку B19'-мартенсита: B2 → R → B19' [2]. В случае если материал не был подвергнут термической обработке или был предварительно подвергнут так называемой операции “обнуления” (охлаждение в воде после отжига в однофазной области в интервале 630…1310°С), превращение происходит минуя R-фазу. При этом проявление двухстадийного фазового превращения через R-фазу и влияние напряжений на его проявление было показано ранее [3]. Так, выбор режимов термической обработки, температуры деформационной обработки и предварительной термической обработки был основан на ранее проведенных авторами работах, например [3]. Указанные режимы термической обработки для образцов 1-1 ГК05 – 2-2 РКУП обеспечивают наилучшее сочетание функциональных свойств. Образцы 3-1 ТК450 и 3-2 ТК500 испытывались в состоянии поставки, т.е. уже будучи термообработанными с целью получения нужной температуры A_f обратного термоупругого мартенситного превращения после деформации образца на 2% при температуре –25°С (по методике, изложенной в стандарте ASTM F2082). Образец № 4-1 намеренно не подвергали термообработке, так как после теплых ковки и волочения при температуре 450°С он, предположительно, обладал достаточно большим объемом вторичных фаз, выделившихся в процессе деформации. Более того, с учетом размеров образца, а именно невозможностью его полировки, предполагали, что термическая обработка в воздушной атмосфере привела бы к окислению и науглероживанию поверхности самой проволоки (проволока покрыта тонким слоем графитовой смазки), а это неизбежно приведет к охрупчиванию. В свою очередь отжиг в вакууме не обеспечит высокой скорости охлаждения пространства печи и, как следствие, приведет к дополнительному выделению вторичных фаз, а также он сложно реализуем в условиях предприятия-изготовителя.

В данной работе произведено уточнение метода расчета величины изгибающих напряжений σ по сравнению с методом, приведенным в работе [4] в образцах и удельной механической работы а, а именно: максимальных напряжений в поперечном сечении при изгибе –

удельной механической работы при изгибе на единицу объема материала –

где F – изгибающая сила, Н; L – расстояние между опорами при изгибе, мм; b и h - ширина и толщина образца соответственно, мм; ${{\varepsilon }_{r}}$ – обратимая деформация, %; под действием напряжений $\sigma $, МПа.

Формулы (1) и (2) следует также распространять на другие работы, где использовалась установка из [4, 5]. То есть указанные напряжения в других работах отражают размах напряжений в условиях изгиба от стороны образца, где происходит растяжение, до стороны, где происходит сжатие, и их следует делить на 2 для получения значений напряжения на одной из сторон.

Для оценки эффективности виртуальной термодинамической машины рассчитан КПД элемента с ЭПФ из сплава системы Ni–Ti, т.е. отношение полученной механической работы при изгибе и затраченной на нагрев тепловой энергии, для условий изгиба и растяжения.

Удельная затраченная тепловая энергия q для совершения в материале обратного термоупругого мартенситного превращения и совершения работы a равна

КПД условного элемента из сплава с ЭПФ равен

КПД тепловой машины Карно на основе сплава с ЭПФ равен

Коэффициент идеальности равен

Здесь ${{C}_{p}} = 490\,\,{{~{\text{Дж}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{~{\text{Дж}}} {\left( {{\text{кг}}\,{\text{К}}} \right)}}} \right. \kern-0em} {\left( {{\text{кг}}\,{\text{К}}} \right)}}$ – среднее значение удельной теплоемкости по данным [6], $\rho = 6500~\,\,{{{\text{кг}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{\text{кг}}} {{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}}}} \right. \kern-0em} {{{{\text{м}}}^{{\text{3}}}}}}$ – плотность [7], $\gamma = 9~\,\,{{{\text{Дж}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{\text{Дж}}} {\text{г}}}} \right. \kern-0em} {\text{г}}}$ – среднее значение скрытой теплоты превращения из мартенсита в аустенит по данным работы [8], ΔT и A_f   (в К) – полная ширина интервала и температура конца обратного термоупругого мартенситного превращения, соответственно.

2. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТОВ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ

Зависимости деформации при изгибе ε от температуры t под действием постоянной нагрузки σ для образцов из табл. 1 в уточненном виде приведены на рис. 1. По представленным зависимостям ε = f(t, σ) в результате дальнейшей обработки были определены предельные напряжения σ_пр, температуры конца обратного термоупругого мартенситного превращения A_f при σ_пр, величина полного интервала превращения ΔT при σ_пр.

Рис. 1.

Зависимость деформации от температуры и нагрузки для исследуемых образцов (см. табл. 1): 1-1 ГК05 (а), 1‑2ТК (б), 1-3 РКУП + ТК (в), 2-1 ГК20 (г), 2-2 РКУП (д), 3-1 ТК450 (е), 3-2 ТК500 (ж), 4-1 П (з).

Для образца 4-1П были установлены температуры, при которых под действием постоянных растягивающих напряжений материал находится исключительно в B19' или B2, что необходимо при испытаниях на растяжение и определения предела текучести и прочности на растяжение, а также позволит с относительной определенностью указать на положение предельных напряжений σ_пр на шкале σ_m – σ_τ – σ_В.

При этом следует обратить внимание на ключевое отличие предельных напряжений σ_пр, определяемых в данной работе, и реактивных напряжений σ_R: при определении σ_пр образец из материала с ЭПФ совершает работу, т.е. генерирует силу, необходимую для поднятия груза, а при определении σ_R образец жестко закреплен и при формовозврате не совершает механическую работу.

Результаты определения указанных выше характеристик при максимальных значениях обратимой деформации приведены в табл. 2. При расчете КПД цикла Карно значения температур переводились в градусы Кельвина из градусов Цельсия. По результатам измерения зависимостей ε = f(t, σ) установлено, что наибольшим К_i в условиях однократного срабатывания обладают материалы, прошедшие теплую ковку (образец 1-2 ТК – 9.7%), горячую ковку (1-1 ГК05 – 9.4%) и комбинацию РКУП и теплой ковки (образец 1-3 РКУП + ТК). В табл. 2 также приведены значения обратимой деформации и развиваемых напряжений для условий многократного (периодического) срабатывания условного исполнительного элемента с учетом результатов, полученных ранее [9]. Именно в работе [9] было установлено, что для сплавов системы Ni–Ti интенсивное накопление пластической деформации при многократном формовозврате под нагрузкой, приводящее к резкому снижению обратимой деформации ${{\varepsilon }_{r}}$, начинается при напряжениях свыше 0.8 σ_пр.

Столь высокие показатели предельных напряжений σ_пр в образцах, прошедших теплую ковки (1-2 ТК) и равноканльное угловое прессование в комбинации с теплой ковкой (1-3 РКУП + ТК), объясняются высокой степенью проработки исходной микроструктуры, а именно при деформации ниже 630°С происходит интенсивная рекристаллизация с уменьшением размера зерна и выделением вторичных фаз типа Ti₂Ni и Ti₃Ni₄. Однако, как было отмечено выше, наилучшими показателями в части функциональных свойств, а именно комбинацией обратимой деформации и предельных напряжений, обладает образец 1-2 ТК– режим предварительной термической обработки заготовок (“обнуление”) и последующая деформация при пониженной температуре обеспечили минимальное выделение вторичных фаз и высокую рекристаллизацию.

Для установления положения предельных напряжений σ_пр на шкале σ_m – σ_τ – σ_В отдельно были проведены испытания на растяжение для образцов 3-1 ТК450 и 3-2 ТК500 при комнатной температуре и для 4-1 П при –70 и 250°С – эти температуры были установлены по результатам измерения зависимости ε = f(t, σ), т.е. при этих температурах материал даже будучи под действием внешних напряжений находится в однофазной области. Кривые растяжения образцов и результаты испытаний на растяжение представлены на рис. 2 и в табл. 3.

Рис. 2.

Кривые растяжения образцов 3-1 ТК450 (а), 3-2 ТК500 (б) и 4-1 П (в, г) при разных температурах испытания: 20°С (а, б), –70°С (в) и 250°С (г).

По представленным кривым зависимостей были определены следующие механические свойства: деформация в псевдопластической области δ_m, %, напряжение превращения из B2 в B19' под нагрузкой σ_m, МПа; напряжение, σ_mps, МПа по достижении которого реализуется деформация 6% в B19'; предел текучести σ_τ, МПа; разница между σ_m и σ_τ, предел прочности σ_В, МПа; и удлинение δ, %. Так, предельные напряжения σ_пр достаточно сильно отличаются от предела текучести и находятся между σ_τ и σ_m и примерно в два раза ниже, чем σ_τ.

Возвращаясь к результатам эффективности использования тех или иных видов полуфабрикатов при изготовлении актуаторов на основе сплавов с ЭПФ, следует обратить внимание на высокое КПД образца 4-П, который испытывали на растяжение. В формуле (2) множитель 1/9 появился в результате вывода формулы для случая изгиба, в случае растяжения этот множитель отсутствует, деформацию можно считать однородной по всему сечению и, как следствие, эффективность использования исполнительных элементов в условиях растяжения должна увеличиваться. В табл. 4 приведены характеристики виртуальной тепловой машины для условий напряженного состояния при растяжении.

Так, при условии использования элементов из сплавов с ЭПФ в условиях растяжения, КПД условного исполнительного элемента возрастает в девять раз. Правомочность применения условия σ₀ ≤ 0.8σ_пр для периодического формовозврата под одной и той же нагрузкой, описанного в работе [9], для условий растяжения, будет рассмотрена в дальнейших работах по исследованию функциональной усталости в микропроволоках в условиях растяжения на экспериментальной установке [5].

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Таким образом, установлено, что по достижении определенного значения изгибающих или растягивающих постоянных напряжений в образце из сплава с ЭПФ при термоциклировании происходит снижение обратимой деформации. Такие напряжения предлагается считать предельными. Экспериментально показано, что для изученных образцов они значительно ниже предела текучести σ_Т, примерно в два раза. Наибольшим коэффициентом идеальности 9.7% в условиях однократного срабатывания при изгибе из изученных материалов, обладает термодинамическая машина, рабочим телом которой является материал прутков, полученных методом теплой ковки при 350°С. Для условий периодического действия при напряжениях изгиба в 1.2 раза ниже предельных определено, что коэффициент идеальности составляет 7.7% для материалов, прошедших горячую ковку и комбинацию равноканального углового прессования и теплой ковки. На примере проволоки, полученной методом теплового волочения, показано, что использование сплавов с ЭПФ в условиях растяжения наиболее эффективно. Так, КПД и коэффициент идеальности составляют соответственно 5.5 и 17.5% при однократном формовозврате и 4.6 и 17.6% при периодическом формовозврате.