CC BY
21
Содержание программы обучения по ИКТ 2008: Вводный модуль
МОДУЛЬ 1. Разработка текстовых учебных материалов в MS Word
o форматирование текста, создание стилей
o работа со списками
o колонтитулы, сноски, разрывы, разделы
o создание автоматического оглавления
o рисунки, графики и другие вставки
o создание таблиц, их форматирование, создание шапок
o работа с формулами, WordArt, MathType
МОДУЛЬ 2. Технология разработки презентаций в MS PowerPoint
o возможности использования PowerPoint презентаций при проведении занятий o подготовка презентаций o презентация в HTML-формате o принципы эффективной презентации o проведение презентаций
МОДУЛЬ 3. Дидактические основы дистанционного обучения
o основы теории дистанционного обучения o технология дистанционного обучения o основы организации дистанционного обучения o разработка учебной программы ДО-курса
МОДУЛЬ 4. Разработка учебных материалов для Интернет
o проектный подход к разработке Интернет-курса o основные принципы проектирования дистанционных курсов o разработка технической концепции учебного курса o тестирование Интернет-курса
МОДУЛЬ 5. Преподаватель в среде e-learning
o основы работы в СДО «MOODLE» в качестве тьютора o возможности программы «SKYPE»
o построение учебного курса для смешанной модели обучения o создание сценария для мультимедиа-компонентов учебного курса
Н.Н. Дорожкин, М.А. Кардаполова, О.В. Дьяченко, Т.М. Абрамович, С.А. Донских, Ю.А. Симонов
О ТЕОРЕТИЧЕСКОЙ ОЦЕНКЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ СВОЙСТВ КЛЕЕВЫХ ПОКРЫТИЙ СИСТЕМЫ Fe-Cr-B-Si С ЛАЗЕРНЫМ ОПЛАВЛЕНИЕМ
И ЛЕГИРОВАНИЕМ
Сплавы на основе железа обладают высокой структурной чувствительностью к энергетическому легирующему воздействию и легирующим добавками. Лазерное модифицирование позволяет точно дозировать подвод энергии и легирующих веществ, а характер получаемой структуры определяет качество упрочнённого слоя. Кроме того, сплавы обладают высокой износостойкостью вследствие композиционной структуры.
Повышение требований техники и промышленности к свойствам поверхностных слоёв вызывает необходимость создания композиционных многокомпонентных покрытий, включающих в свой состав химические соединения различных металлов. Установлено, что применение таких
защитных покрытий обеспечивает получение на рабочей поверхности слоя, обладающего наряду с хорошей прирабатываемостью ещё и комплексом высоких физико-механических и эксплуатационных свойств.
Опыт исследований комбинированных защитных покрытий, получаемых с использованием лазерного оплавления, показывает, что структура, свойства и работоспособность покрытий в значительной степени зависят от технологических параметров лазерной обработки (скорости перемещения луча, его диаметра, коэффициента перекрытия лазерных дорожек и др.) [7, 8].
Способ получения износостойких покрытий лазерным оплавлением широко известен. Этот метод зарекомендовал себя при изготовлении и восстановлении длинномерных и крупногабаритных деталей и деталей сложной конфигурации. Однако данная технология достаточно затратная.
Покрытия после лазерного оплавления обладают высоким комплексом физико-механических и эксплуатационных свойств. С целью снижения затрат покрытия можно наносить клеевым методом, а затем подвергать оплавлению.
Покрытия, нанесённые на деталь, в процессе эксплуатации подвергаются воздействию механических нагрузок, а адгезионная прочность лимитирует их применение. Лазерная обработка клеевых покрытий позволяет повысить их износостойкость при максимальном сохранении исходной структуры и свойств порошка.
Цель настоящей работы:
1) исследовать износостойкость клеевых покрытий из самофлюсующихся сплавов на железной основе, оплавленных лазером;
2) исследовать корреляционную зависимость между интенсивностью изнашивания, фазовым составом и микротвёрдостью покрытий из самофлюсующихся сплавов на железной основе.
В качестве материала для нанесения клеевых покрытий использовался самофлюсующийся сплав из порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф следующего химического состава (в %): Fe (83.1-87.6), В (3.34.3), Сг (3.5-4.5), 81 (2.0-2.5), Мg (2.0-2.5), С (1.0-1.2), V (0.5-0.9), А1 (0.05-0.5), Си (0.05-0.5). В качестве легирующих элементов использовались следующие бориды: ТаВ, МоВ, В4С. Толщина стоя составляла 0,6 мм.
Оплавление осуществлялось непрерывным лазером ЛГН-702 мощностью N = 800 Вт при диаметре пятна лазерного луча от й/ = 1 мм до й/ = 3 мм со скоростями перемещения и1 = 50 мм/мин, и2 = 100 мм/мин, и3 = 150 мм/мин, и4 = 200 мм/мин, и5 = 300 мм/мин и коэффициентами перекрытия к1 = 0,8 и к2 = 1,2 с целью получения единого фазового состава и заданных свойств по всей толщине покрытия.
Полученные результаты исследовали методами полного эксперимента. Модель считалась линейной и учитывала взаимодействие факторов
\ = Во + В1Х1 + В2Х2 + В3Х3 + В12Х1Х2 + В13Х1Х3 + В23Х2Х3, (1)
где Х1 - фактор, характеризующий скорость движения луча лазера
и = 2,1 Х1 + 2,9 [мм/с]; (2)
Х2 - фактор, характеризующий диаметр луча лазера
ф = Х2 + 2 [мм]; (3)
Х3 - фактор, характеризующий коэффициент перекрытия
к = 0,2Х3 + 1. (4)
Параметром оптимизации Y служила износостойкость покрытия. Опыты проводились трижды при нагрузках 30, 50 и 70 Н. Все независимые переменные, влияющие на процесс исследования износостойкости, изменялись в границах от минимального до максимального значения.
Результаты исследования представлены в таблице 1.
Таблица 1
Легирующий элемент Нагрузка Н Уравнения регрессии Макс. износ Мин. износ
Без легирования 30 Y = 0.722 + 0.088X1 + 0.1X2 + 0.135X3 + + 0.08X1X3 1,125 0,479
50 Y = 0.834 + 0.085X1 + 0,133X2 + + 0.115X3 + + 0.081 X1X3 1,228 0,582
70 Y = 0.945 + 0.109X1 + 0.111X2 + 0,15X3 + 0,108X1X3 1,423 0,683
TaB 30 Y = 0.753 + 0.09X1 + 0.146X2 ++ 0.088X3 + 0.079X1X3 1.156 0.508
50 Y = 0.758 + 0.068X1 + 0.144X2 + 0.1X3 1.07 0.446
70 Y = 0.862 + 0.098X1 + 0.07X2 + 0.13X3 1.175 0.564
MoB 30 Y = 0.571 + 0.142X1 + 0.105X2 + + 0.203X3 + 0.103X1X3 1.124 0.224
50 Y = 0.654 + 0.159X1 + 0.124X2 + 0.212X3 + 0.112X1X3 1.271 0.281
70 Y = 0.795 + 0.172X1 + 0.105X2 + 0.245X3 + 0.115X1X3 1.432 0.388
B4C 30 Y = 0.479 + 0.066X1 + 0.108X2 + 0.065X1X3 + 0.065X2X3 0.783 0.435
50 Y = 0,495 + 0,086X1 + 0,094X2 + 0,083X1X3 + 0.08X2X3 0.838 0.478
70 Y = 0.695 + 0.062X1 + 0.0173X2 + 0.104X3 + 0.06X1X3 1.094 0.495
Минимальный износ демонстрировали покрытия, полученные при диаметре пятна луча лазера d/ = 1 мм, скорости движения луча u = 50 мм/мин и коэффициенте перекрытия k = 0,8. Это объясняется тем, что покрытие находится в зоне воздействия луча лазера достаточно долго и успевает полностью проплавиться, установив прочную связь с основой.
Максимальный износ демонстрировали покрытия, полученные при диаметре пятна луча лазера d? = 3 мм, скорости движения луча и5 = 300 мм/мин и коэффициенте перекрытия k = 1,2. Это связано, по-видимому, с расфокусировкой луча, уменьшением поверхностной плотности энергии в пятне и малым временем пребывания покрытия в зоне оплавления.
Для построения теории износа рассматриваемых покрытий будем считать, что все процессы образования химических связей в покрытии и покрытия с основой протекают только в области пятна расплава диаметром d/.
Константа скорости образования квазихимических связей, а, следовательно, и износостойкость, экспоненциально зависит от температуры
АФ
K^Y'^ — e^, (5)
где т = d/u - время прохождения пятна расплава через зону образования связей; та - период атомных колебаний в кристаллической решётке металла; k - постоянная Больцмана; Тк - температура в области пятна расплава; ДФ - изменение термодинамического потенциала Гиббса, отнесённое к атомному объёму V, в котором протекает процесс образования прочных квазихимических связей между частицами и основой; Y - фактор, учитывающий износ покрытия.
Температуру слоя можно оценить как
7i.üü, №
Kid i
где X - коэффициент теплопроводности материала покрытия.
Из (6) следует, что приближённо можно считать
Тк ~ щ.
Изменение термодинамического потенциала ДФ можно представить в виде
(дФ^
АФк АФ0 +
V &
(7)
(8)
Подставим (7) и (8) в (5), умножим полученное выражение на 10 и возьмём натуральный логарифм:
1п(10У) = С0 + С1т + 1п(1/т),
(9)
где константы С0 и С1 могут быть определены экспериментально.
Сопоставим выражение (9) с результатами экспериментов, т.е. таблицей 1, для покрытия, легированного боридом молибдена МоВ при = 1 мм (х2 = -1) и к = 1,2 (х3 = 1).
При нагрузке 30 Н константы С1 равны: С0 = 0,354, С] = 1,347 [1/с]. Результаты расчётов по (9) представлены в таблице 2 и на рис. 1. Для сравнения: ln(10Ymin) = 1п(2,24) = 0,807, 1п(Утт:) = 1п(11,24) = 2,420. Расчётные результаты удовлетворительно согласуются с экспериментальными и укладываются в указанные границы.
Таблица 2
Х1 и, мм/с 1п(10Уэ) 1п(10Ут)
-1 0.8 1.445 1.815
-0.5 1.85 1.698 1.697
0 2.9 1.901 1.883
0.5 3.95 2.069 2.069
1 5 2.213 2.233
100 200 300 - теория, б) - эксперимент. Рис. 1
При нагрузке 70 Н константы С1 равны: С0 = 0,609, С: = 1,563 [1/с]. Результаты расчётов представлены в таблице 3 и на рис. 2. Для сравнения: ln(10Ymin) = 1п(3,88) = 1,356, 1п(Утт.) = 1п(14,32) = 2,662. Согласование расчётных и экспериментальных результатов также вполне удовлетворительное.
Значительное расхождение теоретических и экспериментальных результатов в области х1 = -1 (малые скорости движения пятна) объясняются, по нашему мнению, тем, что происходит под-плавление подложки, а фазовые переходы в ней в выражении (8) не учитываются.
Таблица 3
Х1 и, мм/с 1п(10Уэ) 1п(10Ут)
-1 0.8 1.869 2.34
-0.5 1.85 2.069 2.069
0 2.9 2.235 2.213
0.5 3.95 2.378 2.378
1 5 2.503 2.531
100 200 300
а) - теория, б) - эксперимент. Рис. 2
Для исследования влияния технологических параметров на структуру и некоторые физико-механические свойства покрытий использовали методы математического планирования - метод полного факторного эксперимента и центральный ортогональный композиционный план (ЦКОП) для двух факторов. [9-11, 13].
Для исследования фазового состава, микротвёрдости и сравнительных испытаний на износ использовались образцы стали 45 прямоугольной формы сечением 10x10 и длиной 30 мм, на которые напыляли самофлюсующийся сплав из порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф. В качестве установки для напыления использовали УПУ-ЗД с источником питания ИПН-160/600 и плазмотроном ГШ-25 на режимах: I = 250 А, U = 80 В, Р = 0.06 ГПа. Толщина слоя составляла 0.6 мм. Далее на напылённый слой наносились легирующие обмазки на основе карбида бора, боридов тантала и молибдена на клеевой связке (3 % клея «AGO» в ацетоне) [12]. Толщина слоя обмазки составляла 0.09-0.11 мм и контролировалась толщиномером МТ-40НЦ.
После напыления и оплавления образцы разрезали поперёк лазерных дорожек для исключения влияния нестабильности температурных условий нагрева и охлаждения на краях образца.
Микрошлифы травили в 5-% растворе пикриновой кислоты в спирте, затем в 5-% растворе азотной кислоты в спирте.
Замер микротвёрдости проводили на микротвердомере ПМТ-3 на травленных поперечных микрошлифах в покрытиях и переходной зоне.
Рентгеновские съёмки производились на дифрактометре ДРОН 3.0 при скорости поворота образца 1 град/мин в медном монохроматизированном излучении в максимально возможном интервале углов от 10° до 75° для качественного и количественного фазового анализа.
Ускоренные сравнительные испытания материалов на износ при сухом трении проводили на машине трения МТ - 1 при линейной скорости вращения истирающего диска 2,3 м/с (угловой 880 об/мин) нагрузке Р (30-70 Н), твёрдости диска 40-45 HRC.
Полученные данные обрабатывали методами математического планирования.
Поскольку число варьируемых параметров невелико, оказалось возможным реализовать полную реплику, в которой число опытов Q = 2 в степени, соответствующей числу факторов n, позволяющую в ходе эксперимента варьировать одновременно несколькими параметрами различной физической природы и получать раздельную, независимую оценку коэффициентов, что невозможно, например, при реализации дробной реплики. При этом необходимо, чтобы все независимые переменные, влияющие на процесс, изменялись на двух уровнях: минимальном и максимальном.
Серия состояла из 8 основных опытов. Для составления таблицы данных (матрицы планирования) находили пределы изменения основных входных параметров, в качестве которых были приняты технологические параметры лазерной обработки.
При неадекватности линейного уравнения переходим к плану второго порядка [11].
Для этого возьмём коэффициент перекрытия на максимальном уровне, который примем за + 1.
Получаем двухфакторную модель, устанавливающую зависимость между количеством вещества (Y, %), скоростью движения луча лазера относительно детали (Xj) и диаметром луча лазера (Х2).
k к к
Y = b0 + 2>ixi + EbiJxixJ + Zbiixi2 , (10)
i=1 i=1 i=1
где Y - параметр оптимизации; b0, Ьъ by, bu - коэффициенты уравнения; xj - кодированное значение (уровень) фактора; k - количество факторов.
Далее оценивали корреляции между основными параметрами оптимизации (износостойкостью покрытий и фазовым составом покрытия). Для каждой пары факторов рассчитывали коэффициенты парной корреляции.
После расчётов, проведённых по указанной методике, получены уравнения регрессии для покрытий после плазменного напыления и легирования МоВ, ТаВ и В4С.
Таблица 4
Уравнения регрессии, полученные для покрытий, легированных МоВ
Фаза Уравнения регрессии
Бе У! = 24.625 + 4.792х2 - 1.325x^2
МоВ У2 = 8.642 + 0.438Х! - 0.354х2 + 0.396x^2
Бориды Бе У3 = 18.333+ 0.8Х!+ 1.142х3+ 2.117x^2
Мо У4= 11.091 - 1.908х2 + 0.575x^2
Карбид железа У5 = 8.483 - 0.883Х! - 0.658х2 +0.683х3 + 0.558 х^ - 0.65ВД --0.592х2х3
Карбиды Сг, V У6 = 18.925 - 0.858Х! + 1.383х2 + 0.642х3 - 0.75x^2
Бориды Сг У7 = 7.825 - 2.542х2 - 2.071x^2
Нт, ГПа Ум = 11.7 + 0.09х3 + 0.16x^2 - 0.11Х1Х3 + 0.24х2х3 + 0.14Х!Х2Х3
Из данной таблицы следует, что:
Количество пластичной составляющей у - Бе в большей степени зависит от диаметра луча и повышается с увеличением диаметра луча и уменьшением взаимодействия скорости и диаметра луча.
Параметр У2 (количество боридов молибдена) возрастает с увеличением скорости движения луча лазера относительно детали и уменьшением диаметра луча лазера, причём влияние этих коэффициентов незначительно.
Прослеживается зависимость между количеством боридов железа (параметр У3), скоростью и коэффициентом перекрытия лазерных дорожек. С их увеличением количество боридов железа возрастает.
Количество карбида железа (параметр У5) увеличивается с уменьшением скорости движения луча лазера и диаметра луча лазера, а также увеличением коэффициента перекрытия. Максимальное влияние на количество карбидов железа оказывает скорость движения луча лазера.
Параметр У6 (количество карбидов Сг, V) увеличивается с уменьшением скорости движения луча лазера, увеличением диаметра луча лазера и коэффициента перекрытия лазерных дорожек. В данном случае максимальное влияние на количество карбидов оказывает диаметр луча лазера.
На рост количества молибдена (параметр У4) и боридов хрома (параметр У7) оказывает влияние снижение диаметра луча и изменение скорости. В первом случае - скорость возрастает, во втором - убывает.
Параметр Ум (микротвёрдость) увеличивается с ростом коэффициента перекрытия лазерных дорожек и взаимодействия скорости движения луча лазера с диаметром луча лазера, уменьшением взаимодействия скорости движения луча с коэффициентом перекрытия, увеличением взаимодействия диаметра луча с коэффициентом перекрытия лазерных дорожек и тройного взаимодействия скорости движения с диаметром луча и коэффициентом перекрытия лазерных дорожек. Максимальное влияние на микротвёрдость оказывает взаимодействия диаметра луча лазера с коэффициентом перекрытия лазерных дорожек.
Таблица 5
Уравнения регрессии, полученные для покрытий, легированных ТаВ
Фаза Уравнения регрессии
Бе У! = 15.217 - 2.792х3 + 0.542х!х2х3
Бориды Та У2 = 7.225 + 0.646х! - 0.588х2 - 1.838^ х2
Бориды Бе У3 = 19.229 + 0.788Х! - 3.038х3 - 1.813x^2 + 1.454 Х!Х2Х3
Та У4 = 15.333 - 2.875х3 + 0.467х!х2х3
Бе3С У5 = 9.721 + 1.363х2+1.221х3 + 1.513х2х3
Карбиды Сг, V У6 = 22.476 - 2.958Х! - 1.358х2 + 5.575x^2
Бориды Сг У7 = 14.9 - 1.5x1 - 1.483х2 + 0.067x^2
Нт, ГПа Ум = 11.1 + 0.44Х! - 0.19х3 + 0.163Х!Х2 + 0.175Х!Х3 + 0.34х2х3
Анализируя данную таблицу получим:
Количество пластичной составляющей у - Бе в большей степени зависит от коэффициента перекрытия лазерных дорожек и повышается с его уменьшением.
На рост параметра У2 (количество борида Та) в равной степени оказывает влияние увеличение скорости движения луча лазера относительно детали, и уменьшение диаметра лазерного луча.
Количество боридов железа возрастает с ростом скорости луча лазера и уменьшением коэффициента перекрытия, который оказывает максимальное влияние на данный параметр.
Количество Та растёт с уменьшением коэффициента перекрытия и увеличением тройного взаимодействия скорости движения с диаметром луча и коэффициентом перекрытия лазерных дорожек. Максимальное влияние на количество тантала оказывает коэффициент перекрытия лазерных дорожек.
Наблюдается прямая зависимость между количеством карбида железа, диаметром луча и коэффициентом перекрытия лазерных дорожек. С их увеличением количество карбидов железа возрастает.
Количество карбидов и боридов хрома увеличивается в покрытии с ТаВ с уменьшением скорости обработки и диаметра луча, причём преобладающее влияние скорости луча наблюдается только в первом случае.
Параметр Ум (микротвёрдость покрытия) увеличивается с ростом скорости луча и уменьшением коэффициента перекрытия лазерных дорожек. Максимальное влияние на микротвёрдость оказывает скорость луча лазера.
Таблица 6
Уравнения регрессии, полученные для покрытий, легированных В4С
Фаза Уравнения регрессии
Бе У! = 30.067 + 1.325x1 - 1.133x2
Бориды Бе У2 = 26.05 - 2.317х2
Карбиды Бе У5 = 9.125 + 0.821х1+ 0.041х2
Карбиды Сг, V У6 = 24.375 + 1.192x1 + 4.875х2 - 1.242ВД
Бориды Сг У7 = 10.108 - 1.223x1 - 3.325х2 + 0.758^х2
Нт, ГПа Ум = 12.225 + 0.275х2 - 0.225х3 + 0.275x^3 + 0.225Х!Х2Х3
Рост скорости движения луча лазера относительно детали максимально влияет на пластическую составляющую у - Бе (параметр У^, которая повышается с увеличением скорости и уменьшением диаметра луча.
С уменьшением диаметра луча лазера количество боридов железа (параметр У3) возрастает.
Наблюдается прямая зависимость между количеством карбидов железа (параметр У5), количеством карбидов хрома и ванадия (параметр У6) скоростью и диаметром луча. С их увеличением количество карбидов железа и хрома возрастает. Максимальное влияние на количество карбидов хрома оказывает скорость движения луча, карбидов ванадия - диаметр луча.
Параметр У7 (количество боридов хрома) возрастает с уменьшением скорости движения и диаметра луча лазера, который максимально влияет на данный параметр.
Параметр Ум (микротвёрдость покрытия) возрастает с увеличением диаметра луча лазера и уменьшением коэффициента перекрытия. В данном случае максимальное влияние на микротвёрдость покрытия оказывает диаметр луча лазера.
Таблица 7
Корреляция между параметрами структуры (У1 - Ум) и величиной износа Уизн при нагрузке 7 кг
Фаза и микротвёрдость Величины коэффициентов уравнения Коэффициент корреляции
А В
Для опытов с боридом молибдена
(Бе)У1 нет нет нет
(МоВ)У2 -0.428 -0.0667 0.5069
(БеВ)Уз нет нет нет
(Мо)У4 нет нет нет
(Бе3С) У5 нет нет нет
(СгС^С)У6 нет нет нет
(СгВ)У7 1.3613 -0.0723 0.5618
(упр. ф.)У8 нет нет нет
УМ нет нет нет
Для опытов с боридом тантала
(Бе)У1 -1.5437 -0.0449 0.7215
(ТаВ)У2 нет нет нет
(БеВ)У3 нет нет нет
(Та)У4 1.536 0.044 0.7253
(Бе3С) У5 0.4236 -0.045 0.6054
(СгС^С) У6 1.3878 -0.0255 0.7435
(СгВ)У7 нет нет нет
(УпР.ф.)У8 нет нет нет
УМ -4.6714 -0.4843 0.615
Для опытов с карбидом бора
(Бе)У1 нет нет нет
(БеВ)У3 нет нет нет
(Бе3С) У5 нет нет нет
(СгС^С) У6 нет нет нет
(СгВ)У7 нет нет нет
(упр. ф.)У8 нет нет нет
Ум -1.904 -0.1991 0.5565
Проанализировав все уравнения регрессии (для покрытий с обмазками с боридом молибдена, боридом тантала и карбидом бора) пришли к выводу, что наблюдается одинаковая ситуация: лучше всего фазовый состав коррелирует с интенсивностью изнашивания по формуле:
У = А + Вх, (11)
где х - один из параметров структуры, У - параметр оптимизации, А и В - коэффициенты регре-сии, что было подтверждено с достаточно высокой достоверностью (0.9-0.95 %). Величины коэффициентов регрессии представлены в таблице 7.
Для первой серии экспериментов значимыми оказались соотношения Уизн/У2 и Уизн/У7. Остальные корреляции оказались незначимыми.
Из этого следует, что на износ покрытий, легированных МоВ, влияют бориды молибдена и бориды хрома.
Для второй серии экспериментов (покрытие легировано ТаВ) значимыми оказались соотношения: Уизн/Уь Уизн/У4, Уизн/У5, Уизн^6, Уизн/Ум.
Из приведенных данных следует, что на микротвёрдость и износ покрытий с добавками ТаВ оказывает влияние Бе, Та, а также СгС и VC.
Для покрытий с карбидом бора все соотношения оказались незначимыми. Это говорит о более сложном механизме упрочнения, и за счёт легирования матрицы, и за счёт количества упрочняющей фазы.
Для оценки износа покрытий исходим из следующих представлений.
Примем, что работа разрушения слоя
Ар = Б^Ур. (12)
Здесь 8сц - прочность сцепления для слоя покрытия, Д^ - количество материала, подвергшегося разрушению.
Соответственно, масса в этом объёме суть
Л?-, (13)
Ат = рАУр = р— С'сц
где р - плотность материала покрытия.
Величину износа в единицу времени можно представить в виде:
Ат Лр __ \
1 = — = р-^ = (14)
М >\1аа( сгсц
Мощность, затраченная на разрушение объёма Д^:
Мр = кN (15)
где мощность, затраченная на сухое трение суть:
N = ¡РпО. (16)
Здесь 1" - коэффициент трения, Рн - нагрузка на слой, и - скорость перемещения слоя. Окончательно имеем для величины износа:
I = ркрРни/Бсц. (17)
Прочность сцепления можно выразить аналогично (5) [8]:
_ДФ
гсцн—е1^- ^
Имеем [14]:
о
Ъл Т+Ь^Тг, .1ПЧ
Тк= —-—, (19)
где коэффициенты аккумуляции теплоты для частиц и основы соответственно
Ь - у1рСА , (20)
о
причём р плотность, С - теплоёмкость, X - коэффициент теплопроводности, Т - температура в центре пятна, Т0 - температура основы. У нас
°
Т =-- + Т0- (21)
Здесь - мощность лазера, переданная металлу покрытия, 1п - коэффициент теплопроводности покрытия, Т0 - температура основы.
о о
Для упрощения расчётов примем Т
^ X и т~ 1 /а . Тогда из (17), (18) и (21) мы получим приближённое уравнение для износа покрытия в виде:
V ¿/9
1п/ « С0 +1п--уСхй + С2 — • (22)
V
При составлении выражения (22) мы учли разложение ДФ в ряд для малых т:
дФ
АФ = ЛФп+-т. (23)
дt
Константы С0, С1 и С2 в (22) не содержат параметров лазерного упрочнения и и ф. Рассмотрим теперь сопоставление теории (22) с экспериментом БНТУ. Для Бе без неметаллических включений имеем найденное из эксперимента уравнение регрессии:
I ~ У = 0.722 + 0.088х1 + 0.1х2 + 0.135х3 + 0.08х1х3. (24)
Здесь использован метод планирования трёхфакторного эксперимента, причём кодирование параметров осуществляется согласно:
^ _ , 1
— "Т" 1,
^тах ^тт
2(d-d шах)
11
х = _ч-ша^ + 1.
(25)
^шах ^шт
Кодированное значение параметра перекрытия - х3. Примем в дальнейшем х3 = 1. В экспериментах БНТУ параметры и и ф варьировались в пределах:
0.83-10"3 м/с<о<5-\0~3
(26)
10_3 м< йг< 3-Ю"3 м.
Полагая дц = 103 м и х2 = -1 проведём сопоставление эксперимента для Бе без неметаллических включений (добавок) согласно (24) при х3 = 1.
Результаты сопоставления теории с экспериментом представлены в таблице 8 и на рис. 3.
Таблица 8
и, м/с dl, м х1 х3 1п(10Уэ) 1п(10Ут) 10УЭ 10Ут
0,83х10-3 10-3 -1 -1 1,77 1,77 5,87 5,87
2,9х10-3 10-3 0 -1 2,02 1,85 7,54 6,35
3х10-3 10-3 1,05 -1 2,03 1,87 7,65 6,48
5х10-3 10-3 1 -1 2,22 2,22 9,25 9,25
О
Рис. 3
Рассмотрим теперь математическую модель износа покрытия системы Ре-Сг-Б-81 в случае, когда лазерному оплавлению подвергается покрытие без легирования боридами.
Эксперименты, проведённые в БНТУ по износу таких покрытий, привели к величинам относительного износа, которые могут быть обобщены методом планирования 3 -х факторного эксперимента:
У = 0,722 + 0,088х1 + 8,1х2 + 0,135х3 + 0,08х1х3. (27)
Здесь величины х1, которые согласно правилам кодирования в модели 3-х факторов построены по схеме (25) [15].
Используя изложенную выше методику, получим следующие результаты.
Таблица 9
и, м/с х1 4 м х2 Уэ Ут 1п(10Уэ) 1п(10Ут)
0,8х10-3 -1 1х10-3 -1 0,587 0.587 1,77 1,77
0,8х10-3 -1 2,0х10-3 0 0,688 0.671 1,93 1,903
0,8х10-3 -1 2,5х10-3 0,5 0,734 0.734 1,994 1,994
0,8х10-3 -1 3,0х10-3 1 0,784 0.784 2,06 2,06
Расчёты проводились по формуле
ё2 , и
1п(107)«0,898 + С1с/ + С2-+ 1п —- (28)
V (1,
где С1 = 1,228х103, С2 = -0.107х103.
- - теория, • - эксперимент Рис. 4. Соответствие теории (28) с экспериментом БНТУ (27)
Выводы:
1. Выражение (9) может использоваться для оценочного расчёта износа клеевого покрытия с лазерным оплавлением и легированием.
2. Изучен фазовый состав и микротвёрдость покрытий из самофлюсующегося порошкового материала ПР-Х4Г2Р4С2Ф, легированных ТаВ, МоВ и В4С, а также интенсивность их изнашивания. Получены уравнения регрессии, связывающие скорость движения, диаметр луча и коэффициент перекрытия с интенсивностью изнашивания и содержанием легирующих веществ в покрытии.
3. На снижение интенсивности изнашивания покрытий, легированных боридом молибдена и тантала, оказывает влияние увеличение количества боридов молибдена и хрома в первом случае, карбида бора - во втором.
4. Для покрытий после легирования В4С все соотношения между фазовым составов и интенсивностью изнашивания оказались незначимыми. Это говорит о том, что упрочнение происходит за счёт сочетания степени легирования матрицы и количества упрочняющей фазы.
5. Построена теория процесса изнашивания покрытий в зависимости от режимов лазерного упрочнения.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Влияние лазерной обработки на кинетику уплотнения покрытий системы Fe-Cr-B-Si. Инженерно-физический журнал. Т. 77. № 4. Июль-август 2004. С. 92-95
2. Абрамович Т.М., Донских С.А., Белобородов А.П., Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Симонов Ю.А. Некоторые вопросы лазерной обработки покрытия системы Fe-Cr-B-Si / Математические модели физических процессов и их свойства: Сб. науч. тр. 10-й междунар. конф. Таганрог: Изд-во Таганрог. гос. пед. ин-та, 2004.
3. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Методика изучения влияния параметров лазерной обработки на адгезионную прочность клеевых покрытий системы Fe-Cr-B-Si / Математические модели и алгоритмы для имитации физических процессов: Материалы Междунар. науч.-техн. конф. Таганрог: Изд-во Таганрог. гос. пед. ин-та, 2006.
4. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Влияние параметров лазерной обработки на адгезионную прочность клеевых покрытий системы Fe-Cr-B-Si / Математические модели и алгоритмы для имитации физических процессов: Материалы Междунар. науч.-тех. конф. Таганрог: Изд-во Таганрог. гос. пед. ин-та, 2006.
5. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Расчёт адгезионной прочности клеевых покрытий системы Fe-Cr-B-Si / Математические модели и алгоритмы для имитации физических процессов: Материалы Междунар. науч.-тех. конф. Таганрог: Изд-во Таганрог. гос. пед. ин-та, 2006.
6. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Влияние легирующих добавок в покрытии при лазерной обработке на адгезионную прочность покрытий системы Fe-Cr-B-Si // Вестник ТГПИ. Естественные науки. 2006. № 1.
7. Ларионов В.П., Болотина Н.П., Аргунова Т.В., Тюнин В.Д., Лебедев Н. П. Влияние лазерной обработки на структуру и состав плазменно-напылённых покрытий системы Ni-Cr-B-Si-C // ФХОМ. 1987. № 1. С. 74-78.
8. Спиридонова И.М. Структура и свойства железобороуглеродистых сплавов / Металловедение и термическая обработка металлов. 1984. № 2. С. 58-61.
9. Новик Ф.С. Математические методы планирования экспериментов в металловедении. Планирование промышленных экспериментов. М., 1971. 36 с.
10. Каледин Б.А. Планирование экспериментов в порошковой металлургии. Ч. I: Метод. пособие. Мн.: Изд-во БПИ, 1982 с.
11. Каледин Б.А. Планирование экспериментов в порошковой металлургии. Ч. II: Метод. пособие. Мн.: Изд-во БПИ, 1982 с.
12. Самсонов Г. В. Тугоплавкие соединения. М.: Металлургия. 1963. 398 с.
13. Вознесенский В.А. Статистические методы планирования эксперимента в технико-экономических исследованиях. М.: Финансы и статистика. 1981. 264 с.
14. Дорожкин Н.Н., Абрамович Т.М., Витиска Н.И. Математические модели и алгоритмы для имитации физических процессов. Т. 3. Теоретические основы газотермического и электроконтактного нанесения порошковых покрытий: Материалы междунар. науч.-тех. конф. Таганрог: Изд-во Таганрог. гос. пед. ин-та, 2006. 88 с.
15. Тепло- и масообмен. Теплотехнический эксперимент. Справочник / Е.В. Аметистов, В.А. Григорьев, Б.Т. Емцев и др. М.: Энергоиздат, 1982. 512 с.
