Воронеж, Воронежская область, Россия
Воронеж, Россия
Воронеж, Воронежская область, Россия
Россия
УДК 621.793.74 Металлизация плазменным распылением (плазменная металлизация)
Рассмотрен эффективный способ термомеханического упрочнения газотермических покрытий на основе никеля в аспекте оценки усилий их обкатки роликовым инструментом. Усилие обкатки находится в зависимости от задаваемой величины пластической деформации покрытий, температуры покрытия в интервале значений 273 ... 1473 К, скорости деформации и геометрических параметров ролика и обрабатываемой цилиндрической поверхности покрытия.
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИЕ ПОКРЫТИЯ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ, ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА, УСИЛИЕ ОБКАТКИ, УПРОЧНЕНИЕ
1 Состояние вопроса исследования и актуальность работы
Широкое использование газотермических покрытий при изготовлении новых и восстановлении изношенных деталей машин сдерживается их недостатками. К их числу относятся наличие остаточных растягивающих напряжений в покрытиях, которые могут привести к растрескиванию и отслаиванию покрытий [1]. Кроме того, напыленные газотермические покрытия на деталях пар трения требуют операции шлифования, которая приводит к образованию микротрещин в покрытиях, снижает коэффициент использования материала покрытия, требует расходования дорогостоящего алмазного инструмента [2-4].
Одним из способов устранения этих недостатков является термомеханическое упрочнение (ТМУ) газотермических покрытий [5-7]. Этот способ позволяет снять остаточные растягивающие напряжения в покрытиях, упрочнить их и снизить припуск на шлифование.
Одной из основных технологических задач процесса ТМУ (рис. 1) является актуальная задача априорного определения усилия P воздействия инструмента (ролика, шарика) на обрабатываемую поверхность в зависимости от технологических параметров (температуры покрытия, скорости и величины пластической деформации покрытия, размерных параметров ролика и обрабатываемой поверхности), обеспечивающих заданные требования по качеству поверхности (по геометрическим, включая параметры шероховатости, и физико-механическим свойствам):
P = f (ω3, T, ε, D, dp, h). (1)
1 ‒ ролик; 2 ‒ деталь; 3 ‒ покрытие; Р ‒ усилие Рисунок 1 ‒ Схема термомеханической |
2 Материалы и методы
Поставленная задача решается построением математической модели системы обработки покрытия обкаткой роликовым инструментом в процессе плазменного напыления.
Одними из наиболее часто используемых износостойких материалов покрытий являются материалы на никелевой основе (ПГ-СР2, ПГ-СРЗ, ПГ-СР4 и т.д.). Задача оценки усилия термомеханической обработки рассмотрена нами на примере цилиндрической детали с покрытием из этих материалов (рис. 1).
Усилие обкатки P как функции технологических параметров (1), с другой стороны, находится интегрированием произведений контактных напряжений σ(s) по поверхности контакта S:
(2)
Задаваемым технологическим параметром для расчета силы прижима ролика к детали является максимальное значение напряжения σmax в центре контакта ролика с поверхностью, (рис. 2). Оно определяет, во-первых, пластическую деформацию покрытия ω3, во-вторых, ‒ упругие деформации ролика ω1 и образца ω2 в центре ролика с образцом, в-третьих, ‒ распределение упругих деформаций по поверхности контакта; в-четвертых, ‒ размеры и площадь поверхности контакта, в-пятых, ‒ силу воздействия ролика P на обрабатываемую поверхность.
Для решения задачи принимались следующие допущения:
‒ истинные напряжения сжатия и растяжения покрытия равны друг другу:
‒ пластическая деформация имеет место только для покрытия (температура покрытия существенно выше температуры ролика и образца);
‒ ползучестью и сверхтекучестью материала покрытия пренебрегаем (считаем процесс локального воздействия ролика на образец кратковременным);
‒ пренебрегаем пористостью покрытия (< 5 %), считаем, что покрытие не имеет пустот и рыхлот, и является несжимаемым.
1 ‒ ролик; 2 ‒ образец; ω1, ω2 ‒ упругая деформация Рисунок 2 ‒ Схема распределения напряжений |
Определение силы прижима ролика к цилиндрической детали осуществляется в четыре этапа:
1) напряжения в центре контакта ролика с деталью;
2) размеров контактной зоны ролика с деталью;
3) деформаций ролика в контактной зоне;
4) силы прижима.
Оценка напряжения в зоне контакта ролика с деталью
На этом этапе в качестве исходной использовалась зависимость напряжения при деформации покрытия от факторов [8]:
(3)
где T ‒ температура деформации; ‒ степень деформации;
‒ скорость деформации,
с -1; ‒ закон развития деформации во времени; x ‒ физико-химические свойства металла (сплава).
Степень деформации является функцией деформации ε:
(4)
где h0 и h ‒ высота деформируемого покрытия начальная и текущая соответственно;
(5)
Конкретный вид зависимости (3) с учетом (4) примем в виде, предложенным Ф.Ф. Витманом и В. А. Степановым [8]:
(6)
где σ = f1(T); n = f2(Т); ,
‒ сопротивление деформации и скорость деформации в условиях обычных испытаний на прессе (обычно при скорости 10-4 с-1).
Для хромоникелевых сплавов, идентичных по составу порошкам для плазменного напыления ПГСР-4, зависимости (6) представлены на рис. 3, 4 [8]. Предполагалось, что в интервале температур T < 1123 К для стали Х20Н80 наклоны графиков зависимостей будут одинаковыми (с равными
), что подтверждается для многих других железоникелевых сплавов (12Х18Н9, 12Х18Н9Т, 02Х17Н12М2, 05Х17Н12М2 и др.) [8].
С учетом того, что для сплавов на никелевой основе в области температур рекристаллизации при гомологической температуре η = Т / Тплав = 0,5-0,6 кривая зависимости имеет сгиб, то график зависимости можно представить в виде двух графиков. Первый из них n1 = f1(T, ε) при η = 0,5-0,6 переходит в график n 2 = f2(T, ε) [8]. Это приводит к тому, что зависимость (6) разделяется на две зависимости, пересекающиеся при определенной скорости деформации
:
(7)
(8)
или
, (9)
. (10)
Обработка эмпирических данных, приведенных на рис. 4, по методу наименьших квадратов дает линейные аппроксимационные зависимости параметров n1 и n2 от значений деформации в диапазоне ε = 0,1 ... 0,4 [9]:
, (11)
при температурах Т в интервале 273 ... 1123 ;
, (12)
при температурах Т в интервале 1123 ... 1473 К.
σ, Н/мм2 |
1000 600 200 100 60 20 10 |
10-5 10-3 10-1 101 103 ̇̇ ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1 |
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
10-5 10-3 10-1 101 103 ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1 |
1000 600 200 100 60 20 10 |
σ, Н/мм2 |
2 |
3 |
4 |
5 |
σ, Н/мм2 |
1000 600 200 100 60 20 10 |
10-5 10-3 10-1 101 103 ̇̇̇ε̇ ̇̇ ̇, с-1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
а |
б |
в |
1 ‒ 273 К; 2 ‒ 1123 К; 3 ‒ 1223 К; Рисунок 3 ‒ Зависимость напряжения |
Рассчитанные по данным зависимостям значения n1 и n2 отличаются от данных на рис. 4, в основном, не более чем на 10 % за исключением области температур около 1123 К при ε ≈ 0,1 и ε ≈ 0,4, в которой отличие может достигать 25 %. Это дает возможность использовать зависимости (11) и (12) для оценочных расчетов технологических параметров термомеханической обработки цилиндрических поверхностей.
Для оценки сопротивления деформации σ0 в статических условиях (установившегося процесса), соответствующих диаграммам с упрочнением (dσ/dε > 0), применимы данные работы [10] для сплавов на никелевой основе ЭИ437Б, ЭИ827:
, (13)
для температур η < 0,4;
, (14)
для температур η = 0,4 ... 0,6,
где σт ‒ предел текучести; Е* ‒ модуль упрочнения; В, m ‒ коэффициенты упрочнения;
εпл ‒ относительная пластическая деформация.
Для диаграмм без упрочнения (dσ/dε = 0; η > 0,6):
(15)
Зависимости σт, Е* и коэффициента В от температуры Т, полученные обработкой данных [8, 10], имеют вид (рис. 5):
(погрешность менее 11 % для Т⋲290...1020 К),
(17)
(погрешность менее 15 % для η < 0,6),
(18)
(для η > 0,6; погрешность менее 8 %),
(19)
(для Т⋲1045...1070 К).
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
ε = 0,1 ‒ кривые 1, 5; ε = 0,2 ‒ кривая 4; Рисунок 4 ‒ Зависимость |
———— ‒ ЭИ437Б; Рисунок 5 ‒ Зависимость |
Таким образом, напряжение в центре контакта ролика с цилиндрической поверхностью можно оценить по формулам (9) и (10) с использованием входящих в них параметров по формулам (11) ...(19) с погрешностью мене 10 % за исключением области температур около 1123 К при ε ≈ 0,1 и ε ≈ 0,4, в которой погрешность может достигать 25 %.
Определение размеров контактной зоны ролика с деталью
Расчетная схема для определения протяженности контактных участков ролика с образцом L1 и L2 представлена на рис. 6. Из прямоугольных треугольников АО2F и AO3F следует, что длина отрезка L1 равна соответственно:
(20)
. (21)
R, r ‒ радиус образца и ролика Рисунок 6 ‒ Схема расчета длины контакта цилиндрического образца с роликом |
Приравнивая правые части после преобразований с учетом того, что произведения малых величин DF, EF и ω3 являются малыми величинам более высокого порядка и ими можно пренебречь, длины отрезков определятся формулами:
Из рассмотрения прямоугольного треугольника О2HС следует, что, с одной стороны, длина отрезка
а с другой стороны,
Тогда:
. (24)
Значения упругих деформаций материалов ролика и покрытия могут быть определены из соотношений связи с модулями упругости:
где Ер, Еоб ‒ модули упругости материалов ролика и покрытия соответственно.
Таким образом, размер контактной зоны ролика с цилиндрическим образцом может быть оценён по формулам (22) ... (24) при известных характеристиках материалов ролика и покрытия (модулях упругости) при условии, что твердость покрытия не уступает твердости материала образца.
Определение деформаций ролика в зоне контакта с образцов
Линия контакта ролика с образцом приближенно может быть представлена в виде прямых отрезков АН и НС (рис. 7). Деформация поверхности ролика в любой точке контакта равна разности между радиусом ролика r и расстоянием от центра ролика (точки О2) до данной точки.
Деформация ролика в поверхностной точке В на линии НС определится как
(27)
Из треугольников ΔО2НВ и ΔО2НС следует соответственно
. (29)
Подставляя (28) в (27) в диапазоне угла получим
1 ‒ ролик; 2 ‒ образец; АНС ‒ линия контакта; r ‒ радиус ролика Рисунок 7 ‒ Схема линии |
Деформации поверхности контакта ролика на отрезке АН удобно рассмотреть в зависимости от угла γ, отсчитываемого от точки Р (точки пересечения отрезка АН с перпендикуляром к нему из центра ролика О2). Аналогично формуле (29), полученной для отрезка НС, имеем для отрезка АН при :
Из треугольников ∆О2АF и ∆AFH следует, что
, (32)
Тогда
Из треугольников ∆АFН и ∆О2РH следует, что
. (36)
Таким образом, контактные деформации ролика определяются зависимостями (30) и (31) в соответствующих диапазонах углов (29), (35) и (36).
Определение силы прижима ролика к образцу
Интеграл (2) по линии контакта ролика с образцом АН + ВС может быть записан сумой:
, (37)
где согласно рис. 7
, (38)
. (39)
Тогда зависимость (37) примет вид
Считая деформации ролика при контакте с образцом упругими в соответствии с законом Гука, принимаем, что
для контакта на длине АН,
для контакта на длине НС, где Ер ‒ модуль упругости материала ролика, и
‒ деформации, рассчитываемые по формулам (30) и (31).
С учетом (29), (35) и (36) интегрирование составляющих в выражении (40) дает формулу для определения силы прижима ролика к образцу
где
Общая схема расчета силы прижима ролика к цилиндрическому образцу
Исходными данными для расчета являются температура обработки Т, величина пластической деформации покрытия εпл, скорость деформации , модули упругости ролика и образца Ер и Еоб, радиусы ролика r и образца R. Последовательность расчета включает определение: предела текучести материала покрытия по формулам (17) и (18), параметров Е* и В по формулам (16) и (19); параметров n1 и n2 по формулам (11) и (12); сопротивлений деформации σ0 по формулам (13)...(15); упругих деформаций ω1 и ω2 по формулам (25)...(26); длин отрезков контактной линии ролика с образцом L1 , L2 и отрезка АР (см. рис. 6, 7) по формулам (22), (23) и (34); силы прижима ролика к образцу по формулах (44), (43).
3 Результаты исследований
Погонная сила обкатки существенно зависит от радиуса ролика. Увеличение радиуса ролика с 5 мм до 20 мм приводит к увеличению погонной силы с 150-330 Н/мм до 330-800 Н/мм при заданной величине пластической деформации покрытия 0,05...0,1 мм. Данное влияние уменьшается с увеличением температур, уменьшением пластических деформаций с 0,2 мм до 0,05 мм и скоростей деформаций с 1000 с-1 до 0,01 с-1, т. к. при этом уменьшается сопротивление его деформации покрытия σ. Из рис. 8 следует, что влияние температуры покрытия, величин его пластической деформации и скорости деформации на погонную силу наиболее существенно при больших радиусамх ролика. При радиусе ролика 20 мм:
‒ увеличение температуры покрытия с 900 до 1400 К приводит к падению погонной силы с 610...800 Н/мм до 330...627 Н/мм (на 34...73 %, с среднем на 43,5 %);
‒ уменьшение величины пластической деформации покрытия с 0,1 до 0,05 приводят к падению погонной силы с 450...800 Н/мм до 330...750 Н/мм (на 6...36 %, в среднем на 21 %);
‒ уменьшение скорости деформации покрытия с 1000 с-1 до 0,01 с-1 приводит к падению погонной силы с 520...820 Н/мм до 330...660 Н/мм (на 22...57 %, в среднем на 39,5 %).
При радиусе ролика 5 мм значения погонной силы находятся в интервале 150...330 Н/мм. При этом увеличение температуры с 900 до 1400 К, уменьшение величины пластической деформации с 0,1 мм до 0,05 мм и уменьшение скорости пластической деформации с 1000 с-1 до 0,01 с-1 приводят к падению погонной силы соответственно на 27...43 % (в среднем на 35 %), на 18...40 % (в среднем на 39 %) и на 13...25 % (в среднем на 19 %).
а), б) ‒ Рисунок 8 ‒ Расчетная зависимость погонной силы Р' от радиуса |
а), б) ‒ r = 5 мм; в), г) ‒ r = 10 мм; Рисунок 9 ‒ Расчетная зависимость погонной силы Р' от температуры Т
|
4 Обсуждение и заключение
Полученные результаты расчетов показывают возможность ведения обкатки цилиндрических поверхностей с уменьшением энергоемкости процесса при уменьшении силы обкатки, для чего: необходимо применять ролики небольших радиусов, не более 5 мм, использовать термомеханическую обработку при высоких температурах до 1400 К и малых скоростях деформации (~ 0,01 с-1). Однако малые радиусы роликов приводят к повышению волнистости обкатываемой поверхности [6, 12]. Использование малых скоростей деформирования непроизводительно, ведет к большому времени обкатки, перегреву образца в зоне теплового воздействия, к существенным перепадам температур в покрытии между зоной нагрева и охлаждения, приводящим к термическим напряжениям в покрытии, его растрескиванию и отслоению.
Так, например, при скорости деформации покрытия = 0,01 с-1 для образца с диаметром D = 40 мм, при длине контакта L1 = 4 мм и величине деформации ε = 0,1 частота вращения образца составит
. Это соответствует времени одного оборота около 5 мин. Такое длительное время обкатки покрытия приведет к его перегреву и перегреву образца. Для предотвращения этого потребуется специальное охлаждение детали, обеспечивающее сохранение температуры покрытия и компенсацию температурной концентрации напряжений в покрытии.
С точки зрения нагрева образца, следовательно, целесообразны высокие скорости деформаций 100...1000 с-1. Радиус ролика должен выбираться из компромисса в отношении требований невысокой величины силы обкатки и малой волнистости поверхности в интервале 5...12,5 мм.
Таким образом, целесообразным может быть решение использования двухступенчатой обкатки покрытия, обеспечивающей уменьшение потерь материала покрытия при шлифовании и упрочнение покрытия. На первой стадии обработку целесообразно проводить на высоких температурах (1400 ... 1473 К) при небольших длительностях воздействия с обкаткой на величину пластической деформации не более 0,2 мм при величине погонной силы 250...550 Н/мм. Покрытие при этом не упрочняется. На второй стадии обработку целесообразно проводить после прекращения нагрева покрытия при его постепенном охлаждении на воздухе с плавным увеличением силы обкатки до значений 400 ...800 Н/мм. Это обеспечивает упрочнение покрытия с созданием в нем сжимающих остаточных напряжений.
1. Барвинок, В. А. Управление напряженным состоянием и свойства плазменных покрытий. - М. : Машинострение, 1990. - 384 с.
2. Бабад-Захряпин А. А Дефекты покрытий. - М. : Энергоатомиздат, 1984. -152 с.
3. Порошковая металлургия и напыленные покрытия / В. Н. Анциферов, Г. В. Бобов, Л. К. Дружинин и др. - М. : Металлургия, 1984. - 792 с.
4. Кудинов, В. В. Плазменные покрытия. - М. : Наука, 1977. - 184 с.
5. Пшибыльский В. Технология поверхностной пластической обработки: Пер. с польск. - М. : Металлургия, 1991. - 479 с.
6. Одинцов, Л. Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием. - М. : Машиностроение, 1984. -328 с.
7. Берштейн, А. Л. Термомеханическая обработка стали / А. Л. Бернштейн, В. А. Займовский, Л. М. Капутцина. - М. : Металлургия, 1983. - 480 с.
8. Полухин, П. И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов: Справочник / П. И. Полухин, Г. Я. Гук, А. М. Галкин. - М. : Металлургия, 1983. - 252 с.
9. Яковлев, К. А. Разработка процесса термомеханического упрочнения поверхностей с газотермическими покрытиями / Автореферат дис. канд. техн. наук по спец. 05.03.01. - Воронеж, 1998. - 14 с.
10. Голуб, В. П. Методика анализа диаграмм растяжения жаропрочных сплавов / В. П. Голуб, В. А. Городецкий, А. С. Олейник, В. Н. Павлов // Заводская лаборатория . - 1988. - №8. - С. 93-95.
11. Тимошенко, С. П. Теория упругости / С. П. Тимошенко, Дж. Гудьер. - Пер. с англ. - М. : Наука, 1979. - 560 с.
12. Браславский, В. М. Технология обкатки крупных деталей роликами. - М. : Машиностроение, 1975. - 160 с.