CC BY
107
Прочностная надежность и триботехнические свойства газотермических покрытий, используемых в узлах трения
М.А. Белоцерковский
Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси, Минск, 220072, Беларусь
Предложена концепция научно обоснованного выбора рационального метода и режимов восстановления, упрочнения и защиты детали, базирующегося на ее рассмотрении как элемента динамической системы, рассчитываемого на надежность. Применяя основные положения концепции, разработаны научные основы методологии определения необходимой и достаточной величины адгезии напыленных покрытий, учитывающие величину и характер действующих на деталь нагрузок в процессе эксплуатации. Получены численные решения для покрытий, наносимых на валы со шкивами и кривошипами, коленчатые валы, шаровые опоры, тонкостенные сферические сочленения, цапфы подшипников скольжения, длинномерные трубы.
Изложены результаты исследований структуры и триботехнических свойств покрытий, полученных распылением проволочных материалов. Для повышения твердости и износостойкости стальных покрытий предложено использовать метод ионно-лучевого азотирования.
Strength reliability and tribotechnical properties of gas-thermal coatings used in friction units
M.A. Belotserkovskii
Joint Institute of Machine Building NASB, Minsk, 220072, Belarus
The paper proposes the concept of a scientifically grounded choice of the rational method and modes of recovery, hardening and protection of a part, which is based on its consideration as a dynamic system element whose reliability is estimated. Based on the main ideas of the concept, we develop the scientific basis of methodology for determining the necessary and sufficient adhesion of deposited coatings, which account for the value and character of loads on the part during its operation. Numerical solutions for coatings deposited on shafts with pulleys and cranks, crankshafts, ball bearings, thin-walled spherical joints, sliding bearing journals and long-length pipes are obtained.
The investigation findings on the structure and tribotechnical properties of coatings obtained by sputtering of wire materials are given. The hardness and wear resistance of steel coatings is proposed to increase by the method of ion-beam nitriding.
1. Введение
Использование технологий газотермического напыления защитных износостойких покрытий на быстроиз-нашивающиеся детали позволяет снизить затраты материальных, энергетических и трудовых ресурсов на обеспечение надежной эксплуатации машин и механизмов, сократить простои оборудования, увеличить выпуск продукции, повысить ее качество. Практика показала, что при восстановлении деталей транспортных машин и технологического оборудования, изготовленных из сталей, чугунов, цветных металлов и их сплавов, наиболее эффективны методы, использующие проволоки
© Белоцерковский М.А., 2007
в качестве наносимого материала, — газопламенное напыление и активированная электродуговая металлизация [1].
Показатели долговечности и работоспособности газотермических покрытий, в первую очередь, зависят от характеристик (свойств) как поверхностного слоя, так и всего объема покрытия, а также от величины прочности сцепления с основой, являющейся одним из немногих критериев, который используют на практике для оценки применимости способа нанесения покрытия. Принято считать, что чем больше величина удельных нагрузок, действующих на деталь в процессе эксплуа-
тации, тем больше должна быть адгезия покрытия, наносимого на деталь, а для ее обеспечения необходимы более высокие энергетические затраты [2]. Однако численное соотношение между действующей нагрузкой и прочностью сцепления не установлено.
В данной статье изложена методология научно обоснованного выбора рационального метода и режимов восстановления, базирующегося на рассмотрении детали как рассчитываемого на надежность элемента динамической системы. При этом учитывается динамическое нагружение, определяемое тяговыми, изгибающими или сжимающими усилиями и динамическими нагрузками, носящими случайный характер [3]. Любые напряжения, вызывающие деформацию всего изделия или отдельных участков, воздействуют на покрытие, адгезионные и когезионные характеристики которого и будут в конечном итоге определять его работоспособность. Зная максимальные напряжения, возникающие у поверхности детали, и имея данные о свойствах покрытия, можно расчетным путем оценить, какие методы необходимо использовать в данном случае. Возможна постановка и обратной задачи, решение которой определит области рационального использования каждого из методов.
Поскольку при распылении проволок из сталей и цветных сплавов практически невозможно получить композиционные покрытия с высокими триботехническими характеристиками и твердостью, были также изучены возможности повышения износостойкости напыленных слоев путем управления структурой поверхностного слоя и ионно-лучевым азотированием.
2. Общие положения прочностной надежности покрытий
Как правило, качество деталей узлов трения определяется свойствами рабочих поверхностей. Кроме того, долговечность работы деталей зависит от интенсивности изнашивания поверхности и от времени и скорости развития в ней трещин. Основной критерий работоспособности покрытий можно выразить исходя из ограничений по температуре [Г1] < Т < [Т2 ] (в квадратных скобках — допускаемые величины), среднему контактному напряжению Рс < [Рс], интенсивности изнашивания 1к < [[ ], коэффициенту трения скольжения/< [/■]. Весьма важным критерием является также РК-фактор, расчет которого в приближенной форме помогает предупреждать интенсивный износ, перегрев и заедание. Указанные показатели определяются из опыта эксплуатации деталей.
Среднее контактное напряжение Рс определяется отношением приложенной нагрузки N к площади 5р проекции опорной поверхности на плоскость, перпендикулярную направлению действия внешней нагрузки. Отметим, что контактные напряжения являются глав-
ными факторами, определяющими характер и интенсивность изнашивания деталей машин.
Указанные критерии относятся как к неупрочнен-ным деталям, так и к деталям с покрытиями. Но прочностная надежность деталей с покрытиями определяется также и прочностью сцепления покрытий с основой. Прочностная надежность покрытия зависит от его напряженного состояния, обусловленного контактными и касательными напряжениями, действующими на поверхность покрытия. Эти напряжения связаны между собой законом Кулона:
Т=/Ре- (1)
Оценка прочностной надежности покрытия может быть проведена с помощью эквивалентного напряжения аэкв, зависящего от вида напряженного состояния и определенного в рамках одной из теорий прочности [4]. Наиболее распространенной является теория прочности Мора, согласно которой
°экв =°1 -у°з. (2)
где V = авр I авс — отношение пределов прочности при растяжении и сжатии материала покрытия; 01, 03 — максимальные главные напряжения, действующие в зоне сцепления покрытия с основой.
Учитывая, что для большинства деталей толщина покрытия незначительна по сравнению с размерами зоны сопряжения деталей, в первом приближении напряженное состояние в покрытии может быть описано с помощью стержневой модели [5] и в зоне сцепления покрытия с деталью может быть изображено с помощью элементарного параллелепипеда. Для этого случая главные напряжения определяются из выражений:
= —
а, =—- -
Тогда из (2), принимая V = 1, Оэ
учетом закона Кулона:
°экв = Рс71 + 4/2
(3)
или с
(4)
Условие прочностной надежности покрытия по критерию прочности его сцепления с деталью имеет вид: а„тт
с < -
экв _
где осц — растягивающее напряжение (нормально приложенная нагрузка), при котором происходит отрыв покрытия от основы, определяемое экспериментально; к 8 — коэффициент запаса прочности. Таким образом, для каждого из методов восстановления, упрочнения рабочих поверхностей деталей существует свой уровень допускаемых напряжений, обусловленный значениями величин адгезии покрытий и когезионного взаимодей-
ствия в самом слое. Исходя из этого подбор соответствующего метода и режимов сводится к выполнению неравенства к5оэкв < [осц]. Тогда максимально допустимое для покрытия контактное напряжение определится как
Pc =-
(5)
Следует отметить, что среднее контактное давление, как правило, в 2...7 раз меньше давления, реально действующего в зоне сопряжения деталей. Величина Ре обычно определяется из решения контактной зада-
чи Герца [4], однако в ряде случаев для его нахождения требуется использовать решение Штаермана [6]. Вопросы прочностной надежности покрытий, используемых в типовых узлах трения, рассмотрены ниже.
3. Прочность сцепления покрытий на валах и осях
В случае валов и осей оэкв определяется согласно энергетической теории прочности [4] как
°экв = >/°И + 3т2, (6)
где аи и тк — соответственно наибольшие напряжения в расчетном сечении вала от изгиба моментом Ми и кручения моментом М к (МПа).
Напряжения определяются как
(7)
где Ши и Шк — соответственно осевой и полярный моменты сопротивления сечения вала (Н • м).
Выражение для оценки необходимой прочности сцепления покрытий, нанесенных на валы и оси, в общем случае будет иметь вид:
[[ц]
32ks nd 3
2 + 0.75М 2.
(8)
Выполнен расчет для вала привода вибратора (диаметр — 0.045 м, шкив массой 4 кг, величина крутящего момента — 300 Н • м, сила, действующая на палец кривошипа, — 1 500 Н). В результате вычислений было определено, что среднее значение эквивалентных напряжений составляет около 26 МПа. Учитывая коэффициент запаса прочности (к5 = 1.2), необходимо использовать метод нанесения покрытий, обеспечивающий прочность сцепления на отрыв 31.32 МПа.
4. Прочность сцепления покрытий на коленчатых валах двигателей внутреннего сгорания
В соответствии с расчетной схемой коленчатого вала предположили, что силовые факторы, действующие на вал, воспринимаются только ближайшими опорами. Это позволяет при расчетах рассматривать только одно колено вала, соответствующего поршню, нагруженному
максимальным давлением. Также считали, что реакции подшипников и давление на шатунную шейку приложены посередине длины соответствующих шеек. Определив для каждого из участков коленчатого вала опасное сечение и указав в нем наиболее напряженные точки, было найдено условие прочности для шатунной шейки в наиболее опасном сечении:
^ ^ а + b +1/ 2
(°экв )С = 0.4d3
(1 -v)V Z 2 + T2 +
+ (1 -v).
Z2 + Т2 + 4
а + b +1/ 2
(9)
где d—диаметр шейки; a — половина длины коренной шейки; l — длина шатунной шейки; b — ширина щеки вала; v = атсж, а тр — предел текучести при рас-
тяжении; атсж — предел текучести при сжатии; Т = = (Мдв )max /r0 , r0 — расстояние между осями шатунной и коренной шеек; Z = Fn (Prmax - P0), где Prmax — максимальное давление газов на поршень; FIi — площадь поверхности торца поршня; р — давление газов под поршнем.
Зная величину максимального движущего момента, развиваемого двигателем, геометрические параметры коленчатого вала, величину максимального давления газов в цилиндрах двигателя, можно определить требуемую прочность сцепления покрытий с основой, а значит, и оценить возможность использования того или иного метода нанесения покрытий для восстановления конкретного коленчатого вала.
5. Прочность сцепления покрытий на сферических опорах и шаровых сочленениях
Выполненный расчет основан на вычисляемых величинах статических и квазистатических нагрузок, а учет динамических осуществляется введением поправочного коэффициента динамичности Кд. Для расчета использована сферическая оболочка радиуса R толщиной 5, нагруженная равномерным нормальным давлением Pp. Непосредственный расчет сферической оболочки является весьма сложным, поэтому использован приближенный метод расчета, основанный на учете краевого эффекта [7]. Максимальные напряжения изгиба Gm по краям оболочки определили как:
а =Tm+6М
°m™* S + =2
m0
8 ■ 52 ' (10)
где Тт — нормальная сила в меридиальном направлении; Мт0 — изгибающий момент. Экспериментально определив коэффициент динамичности Кд [8], находим величину оэкв и затем необходимую прочность сцепления.
6. Адгезия полимерных покрытий на трубах
Наибольшее влияние величина адгезии оказывает на долговечность полимерных покрытий, в процессе эксплуатации которых возможны значительные температурные перепады. Температурные напряжения в переходной зоне «металл - полимерный слой» возникают вследствие различия величин коэффициентов термического расширения материалов трубы и полимера. Анализ напряженного состояния переходной зоны «труба - полимерное покрытие» позволил получить выражение для определения прочности сцепления:
Т(25п + уБ)(ап -ат)
Б
(11)
5 ^ ’
+ Fт
5т У
где D — диаметр трубы; 5т, 5п — толщина стенки трубы и толщина покрытия соответственно; Fп = = (1 -^п УЕп ; Fт = (1 -Цт)/Ет ; ^п — коэффициент Пуассона материала покрытия; Еп — модуль упругости материала покрытия (МПа); ц т — коэффициент Пуассона материала трубы; Ет — модуль упругости материала трубы (МПа); ап, ат — коэффициенты термического расширения материалов покрытия и трубы соответственно.
7. Особенности структуры газотермических покрытий из проволочных материалов
Напыленное покрытие образуется путем расплавления проволоки и формирования частиц в условиях их интенсивного взаимодействия с распыляющим факелом, а также последующей укладки расплавленных капель в слой. При этом, поскольку в слое протекают процессы быстрой кристаллизации, деформации и отпуска, то структурное состояние и свойства покрытий сложным образом зависят от сочетания параметров процесса напыления. Кроме того, появляются окислы и, как показывает практика электродуговой металлизации, часть легирующих элементов может выгорать.
Исследовались структурные особенности газотермических покрытий, напыленных различными методами (газопламенное напыление и активированная электро-дуговая металлизация) проволоками ферритного (Св-08), мартенситного (40X13) и аустенитного (Х18Н10Т) классов. Фазовые и структурные превращения в покрытиях исследовались с помощью рентгеноструктурного анализа на дифрактометре ДР0Н-3.0 в монохроматизированном СоКа-излучении. Для фазового анализа использовалась стандартная картотека PDF. Газотермическое напыление осуществлялось термораспылителями ТЕРКО [9] (газопламенное напыление) и АДМ-10 [10] (активированная и обычная электродуго-вая металлизация).
Напыление покрытий методом активированной электродуговой металлизации обеспечивает формиро-
вание достаточно плотных слоев, пористость не превышала 3.5 об. %. Твердость (НУ) составила 2 250, 3 250 и 3 500 МПа для покрытий из сталей Св-08, Х18Н10Т и 40X13 соответственно. Фазовый состав покрытий из стали Св-08: а-фаза, окислы FeO и Fe3O4. При этом содержание в покрытии окисла FeO существенно превышает содержание Ре304. В покрытии из стали 40X13 содержатся а-фаза (мартенсит), у-фаза (аустенит), окислы Бе304, FeO и Ре203 (в следах). В отличие от покрытия из низколегированной стали Св-08 содержание FeO в покрытии из стали 40X13 весьма незначительно. В покрытии из стали Х18Н10Т содержатся у-фаза (аустенит), а-фаза и окисел Ре304. Содержание а^е в поверхностном слое покрытия Х18Н10Т не превышает 20 об. %. Общее содержание окислов в электрометал-лизационных покрытиях из сталей Св-08, 40X13 и Х18Н10Т достигает 20.30 об. %.
Покрытия, полученные газопламенным напылением, содержат большое количество пор (пористость 10 %). Твердость покрытий существенно ниже, чем в случае активированной электродуговой металлизации, и составляет НУ = 2 000 и 1 500 МПа соответственно для покрытий 40X13 и Х18Н10Т. Фазовый состав покрытий близок к фазовому составу электродуговых покрытий, но более низкая температура расплавленных частиц и их больший размер приводят к меньшему окислению и выгоранию легирующих элементов. При газопламенном распылении проволок максимальное содержание кислорода в покрытиях составляет 1.50.1.70 % и достигается при расходе распыляющего воздуха более 0.35 м3/мин. Дальнейшее увеличение расхода распыляющего воздуха не приводит к заметному повышению концентрации кислорода. Содержание кислорода в элект-рометаллизационных покрытиях в 2.5.3 раза больше, чем в газопламенных, причем максимальная концентрация 3.8 % достигается при расходах около 0.5 м3/мин.
Отличительной особенностью газопламенных покрытий из стали 40X13 является присутствие значительного количества остаточного аустенита (до 30.40 об. %). Обычно содержание остаточного аустенита в закаленной стали 40X13 не превышает 3.5 об. %.
Одной из наиболее вероятных причин появления «аустенитного эффекта» в покрытиях является разогрев поверхностного слоя до 500.670 К, что способствует термической стабилизации аустенита, а также насыщение капель расплава легирующими элементами (прежде всего хромом) и примесями внедрения (углерод, азот) в процессе расплавления проволоки в пламени. Об этом, в частности, свидетельствует отсутствие в покрытии частиц карбидов Сг23С6. Дополнительным фактором, увеличивающим устойчивость аустенита в напыленных слоях может быть насыщение капель расплава углеродом в процессе расплавления и распыления с использованием пламени пропана.
Поскольку мартенситное у^а-превращение может происходить при интенсивном пластическом течении, исследовалась возможность распада остаточного аусте-нита за счет поверхностного деформирования. Напыленные покрытия в исходном состоянии имели твердость 360.380 МПа, микротвердость НУ30 = 2 650 МПа, содержание остаточного аустенита 40.45 об. %. После шестикратной обкатки шариком диаметром 5 мм с усилием около 1 900 Н твердость покрытий составила 8000.8 500 МПа, микротвердость НУ05 = 4100. 4500 МПа, а количество остаточного аустенита снизилось до 8 об. %. Таким образом, метод поверхностного пластического деформирования можно рекомендовать для повышения механических характеристик поверхностных слоев газопламенных покрытий из сталей мар-тенситного класса.
8. Триботехнические свойства покрытий
Для оценки преимуществ, которыми при трении обладают покрытия, по сравнению с литым материалом того же состава, были проведены триботехнические испытания образцов и покрытий из бронзы БрАМЦ10-2. В качестве смазки использовано масло марки М-8Г. Как интенсивность изнашивания, так и коэффициент трения у образцов с покрытиями были ниже, чем у литого сплава, причем область нагрузок, в которых происходит нормальное механохимическое изнашивание, у покрытий на 30 % больше. Следует отметить также, что при прекращении смазки в первый момент времени покрытия изнашиваются меньше (очевидно, за счет выделения масла из пор).
Для повышения прочности и износостойкости стальных покрытий использовалась технология низкоэнергетического ионно-лучевого азотирования поверхностных слоев. В условиях трения без смазки ионно-лучевое азотирование приводит к увеличению износостойкости электродуговых покрытий 40X13 и Х18Н10Т в 3-8 раз и удельной работы изнашивания в 5-20 раз [11]. Износостойкость модифицированных азотом газопламенных покрытий возрастает в 1.5-20 раз. В условиях граничной смазки ионно-лучевое азотирование покрытий 40X13 приводит к увеличению стойкости к заеданию при трении от 2 до 4 раз. Обработка ионами азота газопламенного покрытия из стали Х18Н10Т обеспечивает увеличение его несущей способности от 5.10 до 25 МПа, а также приводит к повышению стойкости к заеданию модифицированных покрытий до уровня стойкости покрытий из высокопрочной мартенситной стали 40X13. Значение коэффициента трения для модифицированных ионами азота покрытий составляет 0.11.0.12.
Исследовалась возможность введения твердосмазочного наполнителя непосредственно в поток частиц, формирующих газотермическое покрытие при распылении проволочных материалов. Наиболее рациональным вариантом оказалось натирание или обмазка проволок
графитом, что позволило наносить покрытие, содержащее до 10 % смазки.
Исследованы триботехнические характеристики газопламенных полимерных покрытий. Установлено, что модифицирование полиамидов и их смесей с полиоле-финами ультрадисперсными частицами углерода существенно улучшает их прочностные и адгезионные характеристики. Проведен теоретический анализ и выполнены исследования, на основе которых разработаны технологические рекомендации по созданию опор скольжения и виброизолирующих элементов из комбинированных систем «газопламенное полимерное покрытие - газопламенное покрытие из алюминия - окси-докерамика».
9. Заключение
Рассматривая восстанавливаемую деталь как элемент динамической системы, рассчитываемый на надежность, разработаны методики расчета необходимой адгезии покрытий, наносимых на элементы типовых трибосопряжений мобильных машин и технологического оборудования (валы со шкивами и кривошипами, коленчатые валы, шаровые опоры, тонкостенные сферические сочленения, цапфы подшипников скольжения).
Установлена связь между составом рабочих газов факела, его свойствами и структурно-фазовыми превращениями в покрытиях, формируемых распылением проволочных материалов. Отмечен эффект аномально высокого содержания остаточного аустенита (до 40 об. %) в покрытиях, полученных распылением проволок из хромсодержащих сталей мартенситного класса и выбран рациональный вариант реализации у-а-превраще-ния с повышением твердости до 8 000.8 500 МПа. Полученные результаты развивают представления о механизме эволюции структуры и фазового состава распыляемых проволочных материалов от исходного состояния до момента кристаллизации распыленных частиц на детали и открывают новые возможности управления свойствами покрытий.
Показана возможность повышения качества поверхностного слоя стальных покрытий методом ионного модифицирования. Исследован процесс модифицирования пучками ионов азота высокой плотности покрытий из сталей ферритного и аустенитного классов. Определены условия, при которых микротвердость поверхностных слоев возросла до уровня Н^ = 5 000 (сталь Св-08) и 12 000 МПа (Х18Н10Т).
Работа выполнена при поддержке Белорусского республиканского фонда фундаментальных исследований, договор Т05 БР-012.
Литература
1. Белоцерковский М.А. Технологии активированного газопламенного напыления антифрикционных покрытий. - Минск: Технопринт,
2004. - 200 с.
2. Какуевицкий В.А. Применение газотермических покрытий при изготовлении и ремонте машин. - Киев: Техшка, 1989. - 176 с.
3. Витязь П.А., БелоцерковскийМ.А., Гоман А.М. Методология выбо-
ра технологии нанесения покрытий при восстановлении, упрочнении и защите деталей // Весщ НАНБ. Сер. фiз.-тэхн. навук. -
2005.- № 4. - С. 5-12.
4. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. - М.: Наука, 1972. -544 с.
5. Иосилевич Г.Б. Детали машин. - М.: Машиностроение, 1988. -368 с.
6. Дроздов Ю.М., Павлов В.Г., Пучков В.Н Трение и износ в экстре-
мальных условиях. - М.: Машиностроение, 1986. - 224 с.
7. Бидерман В.Л. Механика тонкостенных конструкций. Статика. -М.: Машиностроение, 1977. - 488 с.
8. Шуринов В.А., Голопятин А.В., Белоцерковский М.А., Леванце-вичМ.А. Разработка технологии и оборудования для нанесения
полимерного покрытия на поверхность шарнирных сферических сочленений зерноуборочных комплексов // Теория и практика машиностроения. - 2004. - № 3. - C. 72-76.
9. Белоцерковский М.А. Технологии и оборудование для газопламен-
ного напыления покрытий из проволочных материалов // Физ. мезомех. - 2002. - Т. 5. - № 1. - С. 97.
10. Белоцерковский М.А., Прядко А.С. Обеспечение высокой прочности сцепления стальных покрытий на алюминиевых сплавах при активированной электрометаллизации // Материалы. Технологии. Инструменты. - 2000. - Т. 5. - № 3. - С. 86-89.
11. Patejuk A., Bielocerkowski M., Kukareko V, Bielyj A. Improvement on utilitarian properties of thermal sprayed coatings modified by method of plasma nitriding // Energy and Environmental Aspects of Tribology: 7th Int. Symp. “INSYC0NT-06”, Cracow, Poland, September 14-16, 2006. - P. 259-269.
Поступила в редакцию 20.08.2006 г.
