Процессы формирования газотермических покрытий и их моделирование - Ильющенко А.Ф., Шевцов А.И., Оковитый В.А., Горомыко Г.Ф.

Автор: Ильющенко А.Ф. Шевцов А.И. Оковитый В.А. Горомыко Г.Ф.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления физика физика взаимодействия вещесв метализация моделирование газометрических покрытий

ISBN: 978-985-08-1270-4

Год: 2011

Похожие

Математическое моделирование процессов обработки металлов давлением

Исследование структуры и физико-механических свойств покрытий

Порошковая металлургия и напыленные покрытия

Текст

НАЦИОНАЛЬНАЯ АКАДЕМИЯ НАУК БЕЛАРУСИ
Институт порошковой металлургии
ПРОЦЕССЫ
ФОРМИРОВАНИЯ
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ
ПОКРЫТИЙ
И ИХ МОДЕЛИРОВАНИЕ
О Минск
«Беларуская навука»
2011
УДК 621.793
Процессы формирования газотермических покрытий и их
моделирование. - Минск: Беларус. навука, 2011. - 357 с. -
ISBN 978-985-08-1270-4.
Рассмотрены процессы формирования газотермических покрытий и их
моделирование для различных технологий, стадий напыления и последую-
щей обработки нанесенных материалов. С учетом критериев работоспособ-
ности структуры покрытий и современных представлений о возможностях ее
модифицирования должное внимание уделено моделированию формирова-
ния высокопрочных аморфных фаз при взаимодействии частицы расплава
с твердой поверхностью при плазменном напылении.
Для специалистов предприятий практическую ценность имеет информа-
ция о примерах оптимизации технологий нанесения функциональных защит-
ных покрытий. Указанные сведения могут быть приняты за основу при раз-
работке технологических процессов на предприятиях, занимающихся восста-
новлением и упрочнением деталей, которые выходят из строя вследствие
изнашивания, коррозии, теплового разрушения.
Предназначена для научных, инженерно-технических работников в об-
ласти моделирования процессов и разработки технологии нанесения защит-
ных покрытий, будет полезна аспирантам, студентам.
Табл. 50. Ил. 131. Библиогр.: 201 назв.
Авторы:
А. Ф. Ильющенко, А. И. Шевцов, В. А. Оковитый, Г. Ф. Громыко
Рецензенты:
доктор технических наук В. С. Ивашко,
доктор физико-математических наук В. М. Волков
ISBN 978-985-08-1270-4
© Оформление. РУП «Издательский
дом «Беларуская навука», 2011
ПРЕДИСЛОВИЕ
Покрытия, полученные распылением материалов высоко-
температурной газовой струей на подложку с последующей тер-
мической обработкой нанесенных материалов (газотермические
покрытия), находят все более широкое применение. Практиче-
ский опыт использования газотермических покрытий, нако-
пленный за последние 20-30 лет в отраслях промышленности,
показывает, что таким путем можно, как правило, в 2-5 раз
уменьшить износ деталей машин, эксплуатирующихся в различ-
ных условиях. Эффективность технологии доказана также при
защите изделий от коррозии и тепловых разрушений.
Работоспособность нанесенных материалов определяется их
структурой, которая в значительной степени зависит от выбора
состава материала, способа и режимов нанесения. Комплексное
решение указанных вопросов с изучением механизма процессов
формирования газотермических покрытий позволит создать на-
учные основы технологии для успешного внедрения ее в произ-
водство. При этом возрастает значимость исследования процес-
сов и оптимизации технологических параметров напыления
и последующей обработки покрытий. Оптимизация проводится,
как правило, по результатам экспериментов. Отечественный
и зарубежный опыт свидетельствует о том, что затраты на экс-
перименты постоянно увеличиваются, что обусловлено повы-
шением стоимости энергоносителей и применяемых материалов.
Для снижения этих затрат при сохранении адекватности полу-
чаемой информации целесообразно моделирование процессов
формирования газотермических покрытий.
3
Предлагаемая монография учитывает изложенное выше
и направлена на решение упомянутых проблематичных вопро-
сов. Содержание монографии предусматривает анализ способов
нанесения и критериев формирования работоспособной струк-
туры газотермических покрытий. На примерах перспективных
износостойких композиций типа связующее - твердая смазка -
карбидная фаза рассмотрены экспериментальные исследования
с оптимизацией технологических параметров их нанесения. При
этом должное внимание уделено последующей упрочняющей
обработке покрытий импульсами плазменной струи и лучом ла-
зера. Отдельный раздел посвящен механизму процессов форми-
рования газотермических покрытий с анализом основных зако-
номерностей образования адгезионных связей и упрочненных
структур.
Моделирование процессов получения газотермических по-
крытий охватывает все этапы технологии, включая напыление
материалов на подложку, их последующую упрочняющую тер-
мообработку и заключительную механическую обработку шли-
фованием. Математическое описание процессов касается также
размерного формообразовании при напылении для получения
покрытий требуемой толщины и достаточной точности, что су-
щественно уменьшает припуск и трудоемкость механической
обработки. С учетом критериев работоспособности структуры
покрытий и современных представлений о возможностях ее мо-
дифицирования отдельный раздел посвящен моделированию
формирования высокопрочных аморфных фаз при взаимодей-
ствии частицы расплава с твердой поверхностью при плазмен-
ном напылении.
В монографии приводятся расчетные данные и теоретиче-
ские зависимости, построенные по уравнениям моделей с под-
становкой в них требуемых экспериментальных величин. Эти
зависимости представляют интерес для оптимизации техно-
логии нанесения газотермических покрытий и сопоставления
теоретических и экспериментальных данных о достигаемых по-
казателях наносимых материалов (для анализа адекватности ма-
тематических описаний). Вместе с тем такой подход требует соз-
4
дания базы экспериментальных данных для расчетных моделей,
что нашло отражение в предлагаемой монографии.
Для специалистов предприятий практическую ценность
имеет информация о примерах оптимизации технологий нанесе-
ния функциональных защитных покрытий. Указанные сведения
могут быть приняты за основу при разработке технологических
процессов на предприятиях, занимающихся восстановлением
и упрочнением деталей, которые выходят из строя вследствие
изнашивания, коррозии, теплового разрушения.
Глава 1
СПОСОБЫ НАНЕСЕНИЯ
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ
1.1. Дуговая металлизация
Принципиальная схема процесса дуговой металлизации
показана на рис. 1.1. Через два канала в горелке непрерывно по-
дают две проволоки диаметром 1,5-7,0 мм, между концами ко-
торых возбуждается дуга и происходит расплавление проволо-
ки. Расплавленный металл подхватывается струей сжатого воз-
духа, истекающего из центрального сопла электрометаллизатора,
и в виде мельчайших частиц переносится на поверхность основ-
ного материала. Распыление и транспортирование расплавлен-
ного металла обычно осуществляются сжатым воздухом, хотя
при напылении коррозионно-стойкой сталью и алюминиевыми
сплавами используют азот. При дуговом напылении на постоян-
ном токе процесс протекает стабильно, полученный слой покры-
тия имеет мелкозернистую структуру при высокой производи-
тельности процесса. Поэтому для дугового напыления исполь-
Рис. 1.1. Схема дугового напыления: 1 —
насадка; 2 - место введения напыляе-
мого материала (проволоки); 3 - место
подачи сжатого воздуха
зуют ИСТОЧНИКИ постоянного
электрического тока со ста-
билизатором напряжения или
с незначительно возрастаю-
щей вольт-амперной характе-
ристикой.
Температура дуги зависит
от вида транспортирующего
газа, состава электродной про-
волоки, режимов напыления
и других параметров. При ис-
пользовании металлических
6
электродов и силе тока дуги 280 А достигается температура око-
ло 6100 ± 200 К [1]. В процессе дуговой металлизации, протека-
ющем при такой температуре, облегчается образование капель
напыляемого материала.
Основными технологическими параметрами рассматривае-
мого способа напыления являются состав электродной проволо-
ки, мощность дуги, расход распыляющего газа, диаметр элек-
тродной проволоки, скорость подачи проволоки, угол встречи
потока частиц с поверхностью напыления, дистанция напыле-
ния и скорость перемещения пятна напыления.
С увеличением удельной мощности дуги возрастают потери
перегретого металла на испарение, может наблюдаться его раз-
брызгивание при формировании покрытия. Однако повышение
температуры частиц положительно влияет на качество покры-
тий. Экспериментально установлено, что при дуговом напы-
лении алюминием увеличение удельной мощности от 3000 до
8500 кДж/кг (скорость подачи проволоки постоянна) вызывает
повышение температуры напыляемых частиц от 1173 до 2173 К.
Мощность дуги определяется величиной тока и напряжения.
Последний параметр обычно является нерегулируемым. Необ-
ходимую мощность устанавливают путем изменения тока дуги.
В практике дуговой металлизации используют мощность 5-
20 кВт, силу тока 80-600 А и напряжение 18-35 В.
Увеличение давления и расхода газа приводит к повышению
скорости струи и ее распыляющей способности. Необходимо
стремиться к сверхзвуковому характеру истечения газа с мини-
мальным перепадом давлений на срезе сопла. При этом облегча-
ется перенос расплавленного металла с поверхности плавления
проволоки, его диспергирование и возрастание скорости частиц.
На практике давление распыляющего газа выбирают равным
0,35-0,55 МПа, расход его составляет 60-150 м3/ч.
С увеличением диаметра проволоки усиливается турбулиза-
ция распыляющей струи. Малые диаметры проволоки усложня-
ют процесс, так как требуется высокая скорость подачи и на-
блюдается интенсивное блуждание плавящихся торцов прово-
локи.
7
Для заданного режима работы распылителя выбирают мак-
симальную скорость подачи проволоки. Благодаря этому дости-
гаются минимальные значения удельной мощности дуги. В прак-
тике дуговой металлизации скорость подачи проволоки 0,05-
0,35 м/с, производительность распыления 2-50 кг/ч.
Угол, который составляет поток движущихся частиц с по-
верхностью напыления, равняется 65-90°. Минимальный угол
соответствует 45°. Дистанция напыления 60-150 мм, скорость
перемещения пятна напыления 0,5-0,8 м/с.
С учетом отработанных технологических параметров, в част-
ности производительности процесса, можно ориентировочно оце-
нить средний размер частиц расплавленного металла в момент
диспергирования [2]:
б?4 = КХК2 %]Gh / уц q д)
Здесь — константа, зависящая от свойств распыляемого мате-
риала (для стали, алюминия, цинка и олова Кг соответственно
равна 1,61, 1,45, 1,64, 0,85); К2 - константа, которая зависит от
радиуса и формы сопла (для цилиндрических сопл К2 = 3^151гс +
0,29); GH- производительность распыления; у - плотность рас-
пыляемого материала; ц - коэффициент, учитывающий непре-
рывность горения дуги (pmax = 1).
По результатам исследований, при распылении углероди-
стых сталей размер большинства частиц 30-50 мкм, для других
металлов 10-100 мкм.
Скорость частиц достигает максимальных значений на рас-
стоянии около 60 мм от сопла аппарата [3] (рис. 1.2). При удале-
нии от очага плавления и распыления она снижается. Вблизи
поверхности детали скорость газовой струи и потока на-
пыляемых частиц приблизительно одинакова (50-150 м/с).
Распределение температуры частиц различных материалов
на дистанции напыления показано на рис. 1.3 [4]. На расстоянии
от сопла 25-75 мм температура частиц снижается достаточно
интенсивно. Однако благодаря высокой скорости и перегреву
металла при плавлении большинство частиц попадает на поверх-
ность детали в расплавленном состоянии, особенно крупные
8
частицы размером 40-100 мкм.
Процесс дуговой металлизации
подробно описан в работах [5-8].
Для реализации принципиаль-
ной схемы процесса (см. рис. 1.1)
необходимо оборудование, вклю-
чающее дуговой металлизатор
в виде распылительной головки,
источник питания электрической
дуги и пульт управления. Тех-
ническая характеристика дуго-
вых металлизаторов, наиболее
распространенных в странах СНГ
г^м/с
0 т 200 tjMM
Рис. 1.2. Распределение скорости
полета частиц алюминия и стали
при дуговом напылении: 1 — алю-
миний; 2 - сталь
и дальнего зарубежья, приводится в монографии [9].
Распылительные головки бывают двух видов: с централь-
ным воздушным соплом и с охватывающим. В первом случае
проволочные электроды подаются в обход центрального рас-
пыляющего сопла, а точка их пересечения и плавления располо-
жена на некотором удалении от его среза. При использовании
дополнительных обжимающих струй достигается тонкое рас-
пыление. Такая схема позволяет независимо от проволочных ма-
териалов применять ускоряю-
щие сопла различной конструк-
ции, а также дает возможность
варьировать угол схождения
электродов. Это, как свидетель-
ствует практика, существенно
влияет на процесс горения дуги
и качество покрытия [10]. Во
втором случае электроды пода-
ются в отверстие распыляюще-
го сопла. При некоторых преи-
муществах (возможность макси-
мального приближения очага
плавления электродов к срезу
сопла, отклонение частиц к оси
Рис. 1.3. Зависимость средней тем-
пературы частицы от расстояния
между соплом аппарата и поверхно-
стью детали: 1 — сталь; 2 — латунь;
3 - алюминий; 4 - цинк; 5 - олово
9
струи) эта схема имеет существенные недостатки: введение до-
полнительных возмущений в воздушный поток проволочными
электродами приводит к нестабильности процессов плавления,
диспергирования металла и полета частиц; ограничена воз-
можность применения ускоряющих сопл из-за большого диамет-
ра проволочных электродов при необходимости использования
сопл малого диаметра; сопла выгорают и засоряются плавящи-
мися электродами.
Покрытие высокого качества можно получить при использо-
вании источников постоянного тока с жесткой вольт-амперной
характеристикой: ВС-300, ВДГ-302, ВС-600, ВДГ-601, ВДУ-504,
ВДУ-1001 и др.
Применение мощных электрометаллизационных установок
позволяет значительно повысить производительность процесса
и сократить затраты времени. Например, при силе тока 750 А
можно напылять стальное покрытие с производительностью
36 кг/ч, а при 500 А - цинковое покрытие (1,2 кг/мин), что в не-
сколько раз превышает производительность газопламенного на-
пыления. По сравнению с газопламенным напылением при ис-
пользовании электрометаллизации можно получать более проч-
ные покрытия, которые лучше соединяются с основой. Применяя
в качестве электродов проволоку из двух различных металлов,
можно получить покрытие из их сплава. Такие сплавы называют
псевдосплавами. Эксплуатационные расходы при электрометал-
лизации небольшие. При нанесении покрытия распылением двух
электродов из разнородных материалов желательно применять
такие электрометаллизаторы, которые позволяют регулировать
скорость подачи каждого электрода.
Способ дуговой металлизации получил широкое распростра-
нение. Однако в этой технологии заложена опасность перегрева
и окисления напыляемого материала при низких скоростях по-
дачи распыляемой проволоки. Кроме того, большое количество
теплоты, выделяющейся при горении дуги, приводит к значи-
тельному выгоранию легирующих элементов, входящих в напы-
ляемый сплав (например, содержание углерода в материале по-
крытия снижается на 40-60%, а кремния и марганца-на 10-15%).
10
Для совершенствования процесса дугового напыления необ-
ходимо улучшить имеющиеся аппараты и создать принципиаль-
но новые, например металлизаторы, предусматривающие рас-
пыление проволоки не сжатым газом, а электромагнитным по-
лем. Необходимы новые проволочные материалы, в том числе
композиционные, к которым относится порошковая проволока.
Она состоит из металлической оболочки (например, кобальтовая
или никелевая лента) и порошкового сердечника (например, кар-
бид вольфрама или хрома). Перспективным является нанесение
износостойких покрытий с применением композиционных во-
локнистых проволок из никеля и алюминия. Необходимо разра-
батывать новые способы обработки металлопокрытий.
1.2. Плазменное напыление
Схема процесса образования плазмы показана на рис. 1.4.
При температуре около абсолютного нуля молекулы газа, со-
стоящие из двух атомов (водорода, азота и т. д.), которые имеют
вид гантели (а), совершают
параллельное перемещение
по осямх,у иг; при темпера-
туре 10 К также возникают
вращательные движения. При
дальнейшем повышении тем-
пературы, например до 1000
К, отмечены колебания ато-
мов (б). Интенсивные столк-
новения молекул вызывают
их диссоциацию (распад на
атомы) (в). Температура пере-
хода в атомарное состояние
зависит в основном от вида
газа и его парциального дав-
ления. Для кислорода она со-
ставляет 3000 К, для азота-
приблизительно 4500 К.
Рис. 1.4. Механизм образования плаз-
мы: 1 - положительный ион; 2 - элек-
трон
11
Необходимую для распада молекул энергию диссоциации
выражают обычно в электрон-вольтах (эВ) в расчете на одну мо-
лекулу (табл. 1.1) [11].
Таблица 1.1. Энергия диссоциации молекул
различных газов, эВ*
Молекула Энергия распада
Водород Н2 4,477
Азот N2 9,76
Кислород О2 5,08
Оксид углерода СО 11,11
Оксид азота NO 6,48
Гидроксил ОН 4,37
Диоксид углерода СО2 16,56
* 1 эВ = 1,602-Ю-19 Дж.
При повышении температуры развивается процесс иониза-
ции газов, который состоит в том, что атомы теряют электроны
(рис. 1.4, г). Достаточно полная ионизация кислорода при ат-
мосферном давлении происходит при 10 000 К. Энергию иони-
зации выражают в электрон-вольтах в расчете на один атом
(табл. 1.2) [12].
Таблица 1.2. Энергия ионизации для различных элементов, эВ
Элемент Энергия ионизации Элемент Энергия ионизации
1 2 1 2
Алюминий 5,984 18,823 Азот 14,54 29,605
Аргон 15,755 27,62 Кислород 13,614 35,146
Кальций 6,111 11,87 Платина (8,9) 18,5
Углерод 11,264 24,376 Калий 4,339 31,81
Церий 3,893 25,1 Кремний 8,149 16,34
Гелий 24,580 54,400 Серебро 7,574 21,48
Водород 13,595 - Натрий 5,138 47,29
Железо 7,90 16,18 Стронций 5,692 11,027
Криптон 13,99 24,56 Титан 6,83 13,63
Магний 7,644 15,03 Вольфрам 7,94 —
Ртуть 10,44 18,8 Ксенон 12,13 21,2
Ниобий 6,77 14
Примечание. В графе 1 приведены значения энергии, необходимой
для отрыва одного электрона, в графе 2-для отрыва двух электронов.
12
Газ, в котором значительная часть
атомов или молекул ионизирована,
а концентрация электронов и отри-
цательных ионов равна концентра-
ции положительных ионов, назы-
вается плазмой. Плазма, которая
в целом является квазинейтральной,
не имеет электрического заряда.
Отличительная черта плазмы - вы-
сокая электропроводность. Обыч-
ная электрическая дуга также нахо-
дится в плазменном состоянии.
На рис. 1.5 показана зависимость
энтальпии от температуры для ар-
гона, водорода и азота. При иониза-
Рис. 1.5. Зависимость энтальпии
(МДж/м3) от температуры для
аргона, водорода и азота: 1 -
область диссоциации; 2 — иони-
зации
ции и диссоциации азота и водорода, а также при ионизации ар-
гона происходит поглощение энергии. При охлаждении диссо-
циированного и ионизированного высокотемпературного газа
наблюдается обратный процесс: соединение электронов с иона-
ми и атомов в молекулы. При этом
выделяется энергия рекомбинации,
равная энергии диссоциации моле-
кул и энергии ионизации атомов.
При одинаковой температуре двух-
атомные газы обладают более вы-
сокой энтальпией, чем одноатомные.
Процесс напыления с использо-
ванием плазменной струи показан
на рис. 1.6. Между катодом из воль-
фрама или с добавлением 2% то-
рия и медным водоохлаждаемым
соплом, которое служит анодом,
возникает дуга, которая нагревает
поступающий в сопло горелки ра-
бочий газ, истекающий из сопла
в виде плазменной струи. В каче-
Рис. 1.6. Схема плазменного на-
пыления: 1 - плазмообразующий
газ; 2 — место введения напыляе-
мого материала; 3 — источник
питания; 4 - катод; 5 - анод
13
стве рабочего газа применяют аргон или азот, к которым иногда
добавляют водород. Порошковый материал подается в сопло
струей транспортирующего газа, нагревается плазмой и с уско-
рением переносится на поверхность основного материала для
образования покрытия.
Основными технологическими параметрами рассматривае-
мого способа напыления являются состав порошкового мате-
риала, мощность дуги, расход плазмообразующего газа, расход
газа на подачу порошка, скорость подачи порошка, размер его
частиц, угол встречи потока частиц с поверхностью напыления,
дистанция напыления, скорость перемещения пятна напыления.
С увеличением мощности дуги интенсивно возрастают тем-
пература и энтальпия плазменной струи как на срезе сопла, так
и в других ее сечениях. Мощность дуги определяется напряже-
нием и силой тока. Напряжение зависит от длины дуги, что,
в свою очередь, определяется конструкцией распылителя, видом
и расходом плазмообразующего газа. При реализации заданной
мощности дуги необходимо выбирать режим работы с макси-
мальным напряжением. Зависимость эффективности напыления
порошков самофлюсующихся сплавов от мощности дуги пока-
зана на рис. 1.7.
При расходе плазмообразующего газа выше оптимальных
значений существенно снижается плотность покрытий, умень-
шаются коэффициент использования порошка и другие пока-
Рис. 1.7. Зависимость коэффициента использования порошкового материала К
и производительности процесса напыления GH от мощности дуги плазмотро-
на: 1 - d = 160-200 мкм, расход плазмообразующего газа 0,001 м3/с; 2 - 160—
200,0,0012; 3 - 250-300, 0,001; 4 -d = 250-300 мкм, расход плазмообразующе-
го газа 0,0012 м3/с
14
затели эффективности напыления. С увеличением расхода плаз-
мообразующего газа повышаются распыляющая способность
плазменной струи, ее скорость и соответственно скорость напы-
ляемых частиц, температура которых снижается. При распыле-
нии проволоки увеличение расхода плазмообразующего газа
способствует образованию более дисперсного потока материа-
ла, наносимого на деталь. При плазменном напылении объем-
ный расход плазмообразующего газа составляет 2,0-4,0 м3/ч,
массовый - 1,8-7,2 кг/ч.
Большое влияние на теплофизические характеристики плаз-
менной струи в условиях теплообмена порошкового напыления
оказывает вид газа. Несмотря на высокую температуру, аргон-
ная струя слабо разогревает порошковые частицы. Это обуслов-
лено малой величиной критерия Био и укороченной высоко-
температурной зоной плазменной струи. Большая степень про-
грева напыляемых частиц достигается при использовании азота
и водородсодержащих газов. При добавлении водорода к аргону
и азоту можно получить плазменную струю, в которой интен-
сифицируется теплообмен между порошком и плазмой. Кроме
того, зона нагрева водородсодержащих струй является достаточ-
но протяженной. Увеличивается время нагрева напыляемых ча-
стиц и соответственно их энтальпия.
Расход газа на подачу порошка составляет около 10% расхо-
да плазмообразующего газа. Возрастание расхода транспор-
тирующего газа облегчает и стабилизирует подачу порошка.
Вместе с тем наблюдается смещение потока частиц относитель-
но плазменной струи. При этом резко снижается температура,
уменьшаются скорость движения частиц и коэффициент исполь-
зования порошкового материала.
Скорость подачи порошка обычно оценивают по его расходу,
она составляет 0,9-7,2 кг/ч. Повышенное количество порошка,
подаваемого в плазменную струю, уменьшает тепловую энер-
гию для нагрева напыляемой частицы. При этом снижается
эффективность процесса. Для подачи порошка используют газы,
аналогичные плазмообразуюшим. Можно использовать и дру-
гие газы с различными физико-химическими свойствами.
15
Для плазменного напыления применяют порошок со сред-
ним диаметром частиц 10-200 мкм. С увеличением их размера
возникают трудности при нагреве до температуры плавления.
Особенно сложно проплавлять крупные частицы тугоплавких
материалов с низкой теплопроводностью или малой плотностью,
например оксидов циркония, магния, карбида титана. В резуль-
тате ухудшаются показатели процесса напыления. Однако напы-
ление крупных фракций позволяет снизить угар легирующих
элементов при нанесении покрытия. Это подтверждено экспе-
риментальными исследованиями [13]. Полученные данные пред-
ставлены в табл. 1.3.
Таблица 1.3. Изменение содержания легирующих элементов исходного
состава порошка при напылении покрытия
Диаметр напыляемых частиц, мкм Содержание В, мас.% Содержание Si, мас.%
до напыле- ния после напы- ления угар до напыле- ния после напыления угар
100-160 2,80 2,49 11,1 3,85 3,46 10,1
200-250 2,80 2,53 9,6 3,85 3,53 8,3
250-300 2,80 2,57 8,2 3,85 3,62 5,6
Для плазменного напыления оптимальная дистанция состав-
ляет 50-300 мм. Чрезмерно малые дистанции напыления, близ-
кие к длине начального участка
Рис. 1.8. Кривые распределения температу-
ры плазменной струи по дистанции напы-
ления: 1 - сила тока дуги 500 А; 2 - 455;
3 - сила тока дуги 300 А (рабочий газ - ар-
гон (1,8 м3/ч))
плазменной струи, не всег-
да обеспечивают прогрев
порошковых частиц и не-
обходимую скорость их
движения. Вместе с тем
возрастает опасность не-
допустимого нагрева изде-
лия. С увеличением дис-
танции резко снижаются
температура и скорость
плазменной струи на основ-
ном участке (рис. 1.8). На-
блюдается снижение тем-
пературы и скорости на-
16
Рис. 1.9. Кривые распределения содержания воздуха в плазменной струе по
дистанции напыления: 1 — сила тока дуги 500 А; 2 - 455; 3 — сила тока дуги
300 А (рабочий газ - аргон (1,8 м3/ч))
пыляемых частиц. Наибольшие дистанции напыления выбирают
при использовании ламинарной плазмы или в том случае, когда
процесс протекает в низком вакууме. Существенно возрастает
дистанция напыления с увеличением мощности дуги при ис-
пользовании газов с высокой энтальпией.
В процессе нанесения покрытия отмечена интенсивная ин-
жекция воздуха в струю плазменной горелки. Кривые рас-
пределения содержания воздуха в плазменной струе по дистан-
ции напыления представлены на рис. 1.9. На рисунке видно, что
на расстоянии 50 мм от среза сопла количество воздуха в струе
достигает 55-60%, а при 100 мм - 90%.
Для реализации этого способа нанесения покрытий исполь-
зуют установки, включающие необходимый комплект обору-
дования и приспособлений (рис. 1.10). В странах СНГ использу-
ют установки, техническая характеристика которых приведена
в монографии [9]. Применяют также установки зарубежных
фирм «Sulzer Metco» (США), «Plasma-Technik» (Швейцария),
«Plasma-dain» (США) и др.
Основным компонентом оборудования и технологии плаз-
менно-дугового напыления покрытий являются плазмотроны.
Плазмотроны, применяемые в СНГ и за рубежом, отличаются
системой охлаждения электродов и местом введения порошка
в плазменную струю (рис. 1.11) [14].
17
Рис. 1.10. Схема установки для плазменного напыления: 1 - вытяжной шкаф;
2 — обрабатываемая деталь; 3 — насадка подачи сжатого воздуха для охлажде-
ния детали; 4 - плазмотрон; 5 - порошковый питатель; 6 - пульт управления;
7 - устройство подачи охлаждающей воды; 8 — источник питания; 9 — балло-
ны с газами; 10 — ресивер; 11 — масловодоотделитель; 12 — компрессор
Главная часть плазмотрона - сопловой (анодный) узел, вклю-
чающий системы охлаждения и введения порошка в плазменную
струю. Через электроизоляционный блок сопловой узел стыку-
ется с катодным, который представляет собой стержневой элек-
трод, изготовленный из вольфрама с добавками, и систему его
охлаждения. Плазмотрон может быть выполнен в виде пис-
толета (рис. 1.11, а) или с насадкой в виде пистолета с удли-
ненным стволом (рис. 1.11, в). Выбор конструкции плазмотрона
определяется конфигурацией детали и формой поверхности, на
которую наносят покрытие.
Наибольшему износу подвергается сопло плазмотрона, по-
этому его делают сменным. Срок службы сопла зависит от ре-
жима эксплуатации плазмотрона, вида рабочего газа, системы
охлаждения и составляет 15-100 ч.
Для получения покрытий из порошков тугоплавких материа-
лов (А12О3, вольфрам, карбиды и т. д.) применяют импульсный
плазмотрон, в котором подвижный катод и анод образуют за-
порный клапан для газа [15]. Аргон с порошком наносимого ма-
териала поступает в дуговую камеру под давлением 2 МПа. Для
питания используют высоковольтный источник (1 кВ, 20 кА).
Плотность тока дуги - 20 кА/см2, скорость плазменной струи -
до нескольких тысяч метров в секунду, длительность импуль-
са - 5-10 мс, пауза - 100 мс.
18
Рис. 1.11. Схемы плазмотронов: а - фирмы «Metco»; б - фирмы «Plasma-
Technik»; в - «Plasma-dain»; г - конструкция НИИАвтогенмаш (1 - катод из
вольфрама; 2 - медное сопло (анод); 3 - корпус плазмотрона)
Порошковые питатели служат для подачи порошкообразных
материалов в плазмотрон. От стабильности работы порошково-
го питателя во многом зависит качество покрытий. Схема пита-
теля приведена на рис. 1. 12. Используемый для напыления по-
рошок 1 помещают в бачок 2 на расстоянии около 1 м от плазмо-
трона. Потоком транспортирующего газа, который проходит по
эластичной трубке 5, порошок подается к плазмотрону. Газопо-
рошковая смесь поступает по трубке 7 через отверстие сопла 8
в плазменную струю.
Оборудование для плазменного напыления постоянно совер-
шенствуется, созданы различные питатели для подачи порошка.
К ним относятся питатель со взвешенным слоем порошка, со
свободным истечением порошка под действием силы тяжести
19
Рис.1.12. Схема порошкового питателя: 1 - порошок; 2 - бачок; 3 - трубка
уравнивания давления; 4 — дозирующее устройство; 5 — трубка ввода транс-
портирующего газа; 6 - вибратор; 7 - трубка выхода газопорошковой смеси;
8 - сопло; 9 - катод
или вибрации, а также питатели с механическим дозированием
порошка, вытекающего из бункера. В качестве дозирующего
устройства используют профилированные барабаны, горизон-
тальные или вертикальные шнеки, плоский ротор. Для улучше-
ния условий движения порошка в бункере, предотвращения
образования сводов и зависаний, обеспечения равномерного по-
ступления порошка в дозирующее устройство применяют раз-
личные типы вибраторов - механические, пневматические, элект-
ромагнитные. Шнековые и барабанные питатели гарантируют
довольно равномерную подачу порошка, однако из-за жестких
зазоров между вращающимся элементом и сопряженной стен-
кой они склонны к заклиниванию шнека или барабана при по-
падании в зазор частиц порошка.
Рассмотренный способ плазменного напыления обладает важ-
ными преимуществами:
получение покрытий из материалов, плавящихся без разло-
жения, без ограничения по температуре плавления;
использование для образования струи дуговой плазмы раз-
личных газов: инертных (аргона, гелия), восстановительных (во-
дорода) и окислительных (воздуха, азота), а также аммиака, при-
родного газа, водяного пара, что в сочетании с применением
камер с защитной средой (вакуумом) или защитных насадок по-
20
зволяет регулировать свойства среды, в которой нагреваются
и движутся частицы порошка;
гибкое регулирование электрического и газового режимов
работы плазмотрона, в том числе в процессе нанесения покры-
тия, что позволяет управлять энергетическими характеристика-
ми напыляемых частиц и условиями формирования покрытия;
достаточно высокие производительность процесса и коэффи-
циент использования напыляемого материала;
нагрев поверхности до сравнительно небольших температур,
что позволяет сохранить особенности структуры и свойства ма-
териала основы.
Недостатками плазменно-дугового способа нанесения по-
крытий в открытой атмосфере являются низкая прочность
сцепления покрытий с деталью для ряда условий эксплуатации
(10-50 МПа при испытаниях на нормальный отрыв), высокий
уровень шума (110-130 дБ) и излучения, относительно высокая
стоимость оборудования и его стационарность.
Благодаря преимуществам плазменное напыление является
одной из самых распространенных электротермических техно-
логий нанесения защитных покрытий. Номенклатура напыляе-
мых изделий и количество проектируемых технологических
процессов постоянно возрастают. В процессе проектирования
для получения подробной информации о режимах, оборудова-
нии и оснастке плазменного напыления рекомендуется исполь-
зовать работы [16-20].
1.3. Подводное плазменное напыление
Процессы подводного плазменного напыления и обработки
материалов отличаются от широко применяемых способов газо-
термической обработки тем, что генерируемая в электродуговом
плазмотроне высокотемпературная газовая струя истекает не
в атмосферу газов, а в воду. Последняя заполняет все рабочее
пространство между соплом плазмотрона и обрабатываемой по-
верхностью изделия, образуя своеобразную окружающую сре-
ду. Различия заключаются в том, что вода имеет значительно
21
более высокие плотность, вязкость, теплопроводность и теп-
лоемкость по сравнению с газовыми средами, являясь практи-
чески несжимаемой. С одной стороны, это повышает концен-
трацию энергии плазмы вследствие уменьшения размеров
струи, с другой, приводит к захолаживанию струи и обеспечи-
вает экстремально высокие скорости охлаждения основы и на-
пыленного материала. Понимание роли воды как значимого
технологического фактора позволяет рассматривать «подво-
дные» технологии не только как способ нанесения покры-
тий на морскую технику или ремонта ядерных реакторов in
suti, но и как эффективный инструмент создания новых мате-
риалов.
Изоляция плазменной струи и зоны обработки под водой яв-
ляется фактором, заслуживающим специального рассмотрения.
Здесь актуальны два аспекта. Первый связан с резким снижени-
ем пылевыделения, шума и излучения в воде, выполняющей
роль эффективного фильтра. Это приводит к значительному улуч-
шению условий труда, позволяет организовать процессы об-
работки высокотоксичных материалов. Другой аспект касается
защиты зоны обработки от воздуха. Фактически химический
состав струи определяется только составом плазмообразуюших
газов и специально инжектируемых в них материалов. Этот фак-
тор способствует заметному снижению скорости окисления
материалов во время напыления, а также означает возможность
организации плазмохимического синтеза новых материалов пу-
тем управления составом струи.
Основные технологические параметры, оказывающие влия-
ние на качество покрытий, при подводном плазменном напыле-
нии и традиционном процессе аналогичны. Однако специфика
окружающей среды обусловливает различие значений парамет-
ров сопоставляемых процессов. Для отработки технологии
подводного плазменного напыления проведены исследования
в Институте материаловедения Аахенского технического уни-
верситета (ФРГ), на фирме «Plasma-Technik» (Швейцария),
в Государственном научно-производственном объединении по-
рошковой металлургии (Беларусь) [21-31].
22
На рис. 1.13, а представлено типичное распределение пол-
ного давления Р по сечению плазменной струи под водой
и в воздушной среде. Как видно, его величина на оси струи не
зависит от внешней среды. Стационарное же давление Ро в струе
под водой больше такового в струе на воздухе на величину дав-
ления водяного столба. В результате напорное давление Рн
в струе под водой оказывается меньше давления в струе на воз-
духе на эту же величину (рис. 1.13, б).
Очевидно, что скорость истечения плазменных струй под во-
дой по сравнению с таковой для воздушной атмосферы должна
снижаться тем более интенсивно, чем меньше первоначальная
скорость струи. Можно предположить, что увеличение расхода
плазмообразующего газа и мощности плазменной струи в значи-
тельной степени позволит компенсировать потери скорости плаз-
мы под водой. Экспериментальные измерения напорного давле-
ния и соответствующий расчет осевой скорости плазменной
струи вблизи среза анода (L = 10-20 мм) указывают на сущест-
вование максимума осевого давления (скорости) при варьиро-
2
10 Р, Ла
2 Ч 6 8 10 12 14 Г, мм
Рис. 1.13. Распределение давления газа Р по сечению аргоновой плазменной
струи на дистанции 30 мм от среза сопла: а - полное давление; б - напорное
(7 - под водой; 2 - на воздухе; ток дуги плазмотрона 600 А, расход аргона
60 л/мин, диаметр сопла 6 мм)
2
10 Р,Па
2 Ч 6 8 10 12 14 Г,мм
23
вании мощности струи в области большого расхода плазмообра-
зующего газа.
Несмотря на то что напорное давление значительно возраста-
ет с увеличением расхода газа, скорость струи в широком диапа-
зоне мощности плазмы мало зависит от этого параметра. По-
следнее связано с уменьшением температуры (возрастанием
плотности) плазмы и повышением расхода плазмообразуюшего
газа.
Установлено, что сечение плазменных струй большей мощ-
ности имеет больший диаметр (рис. 1.14). Однако осевое на-
порное давление газа и соответствующая скорость плазмы вбли-
зи сопла зарегистрированы более высокими для струй меньшей
мощности. И лишь при дистанции от среза сопла L более 30 мм
осевое напорное давление плазмы большей мощности превосхо-
дит указанные величины для менее мощных струй. Очевидно,
меньшая осевая скорость струй высокой мощности вблизи среза
сопла обусловлена тем, что диаметр струи ограничен водой.
Этот вывод подтверждается расчетом отношения расхода газов
Ц, участвующих в движении струи в различных ее сечениях на
Рис. 1.14. Зависимость распределения напорного давления Рн по сечению ар-
гоновой плазменной струи под водой от тока дуги I плазмотрона и дистанции
L от среза сопла диаметром 6 мм: 1 - L = 20 мм, 1= 400 А; 2 - 20 и 500; 3-20
и 600; 4 - 30 и 600; 5 - 30 и 500; 6 - L = 30 мм, I = 400 А
24
дистанции 10, 20 и 30 мм от среза сопла. Расчет выполнен по
результатам экспериментальных исследований согласно реко-
мендациям [32]:
R
Gt=2^pUdr. (1.2)
о
Здесь Gp - суммарный массовый расход газов в z-м сечении; г -
текущий радиус сечения; р, U- плотность и скорость газа в со-
ответствующей области сечения струи; R - внешний радиус се-
чения струи.
Для расчетов было принято, что закон изменения темпера-
туры газа в сечении струи аналогичен закону изменения напор-
ного давления. Результаты расчета для аргоновой плазмы на
воздухе и под водой (сопло диаметром 6 мм) представлены
в табл. 1.4.
Таблица 1.4. Отношение реального расхода газов G-, участвующих
в движении аргоновых плазменных струй,
к расходу плазмообразующего газа Go
Тип плазменной струи Дистанция от среза сопла, мм
Подводная струя 10 1,01
20 1,03
30 0,96
Струя в воздушной атмосфере 30 1,91
Согласно полученным данным, окружающая среда практиче-
ски не эжектируется в подводную плазменную струю, что абсо-
лютно отличается от плазменных струй в атмосфере воздуха.
Определение тепловых потоков от плазменной струи в метал-
лическую основу проведено для следующих рабочих параме-
тров:
Диаметр анода, мм..................6, 8, 9
Расход аргона, л/мин...............40, 50, 60
Расход водорода, л/мин.............6-12
Ток дуги плазмотрона, А............300, 400, 500, 600
Дистанция обработки, мм............7-20
25
Установлено, что в рассматриваемых условиях перечислен-
ные выше параметры влияют на величину теплового потока
(табл. 1.5).
Таблица 1.5. Зависимость теплового потока подводной плазменной струи
в молибденовую подложку и ее температуры в пятне плазменной
обработки от расхода плазмообразующего аргона
Расход аргона, л/мин Тепловой поток, Вт Температура пятна, °C
40 3354 1290
50 1980 730
60 1070 280
Примечание. Диаметр анода 6 мм, ток дуги 500 А, дистанция 14 мм,
расход водорода 12 л/мин.
Тепловой поток и температура подложки существенно воз-
растают с увеличением диаметра анода, повышением удельной
мощности плазменной струи (с изменением расхода аргона и во-
дорода, в меньшей степени - с увеличением тока дуги), а также
с уменьшением дистанции обработки. Это позволяет регули-
ровать температуру подложки в пятне обработки в пределах
100 -1300 °C даже в условиях высокой скорости охлаждения.
Более подробная информация о результатах исследования
технологии подводного плазменного напыления приведена в ра-
ботах [21-31]. По результатам исследования установлены опти-
мальные режимы нанесения покрытий. В качестве примера
оптимизации рассмотрим подводное плазменное напыление по-
рошкового сплава типа Ni-Cr-B-Ti. Методом сканирующей элект-
ронной микроскопии показано, что такие порошки имеют сфе-
рическую форму и довольно широкий фракционный состав.
Средний размер частицы 14,5 мкм, порошок характеризуется
плохой текучестью и требует сушки перед процессом напыления.
Структурной составляющей исходного сплава является тау-
борид (параметр решетки а = 10,524 А), другая обнаруженная
фаза - твердый раствор никеля (кубическая решетка а = 3,5627 А).
Структура включает также многофазную эвтектику, в которую
кроме тау-борида и твердого раствора никеля могут входить со-
26
единения Ni3B, (Ti, Cr)B2, CrB. Твердость исходного сплава со-
ставляет 700-1100 HV, причем среднее значение 800-850 HV,
а повышенные значения обусловлены присутствием в структуре
более твердых боридов титана, хрома и тонкой эвтектики. Одна-
ко материал, за исключением частиц с полигональными кри-
сталлами тау-борида, является хрупким.
Для плазменного напыления порошков был использован
анод UF2, у которого диаметр внутреннего отверстия равен
8 мм, а длина конической сопловой насадки - 15 мм. Дополни-
тельно были использованы пористые сопловые насадки вну-
тренним диаметром 12 или 16 мм, длиной 5-30 мм. В соответ-
ствии с этапами оптимизации процесса напыления получены
следующие результаты. Концентрация порошка по оси плазмен-
ной струи является удовлетворительной при порошковом ин-
жекторе диаметром 1,5 мм. С учетом анализа формы растек-
шихся частиц выбраны два возможных режима работы плазмо-
трона (табл. 1.6).
Таблица 1.6. Режимы работы плазмотрона
при напылении сплава Ni-Cr-B-Ti
Параметр Режим 1 Режим 2
Ток, А Напряжение, В Расход Аг, л/мин Расход Н2, л/мин Расход транспортирующего газа/противо- тока, л/мин 650 600 65 4,2-5,0 3,0/5,0 510 60 50 6,0-7,0 2,5/7,0
С уменьшением дистанции напыления, относительной ско-
рости перемещения плазмотрона и основного материала при
увеличении расхода напыляемого порошка покрытие начинает
оплавляться. Процесс напыления сопровождается снижением
пористости покрытия и резким возрастанием коэффициента ис-
пользования порошкового материала от 0,2 до 0,4-0,6 (рис. 1.15).
Однако дальнейшее варьирование параметров в указанном на-
правлении сопровождается повышением температуры в пятне
напыления, образованием трещин, окислением и разрушением
покрытия плазменной струей.
27
Рис. 1.15. Зависимость коэффициента использования порошкового материала
(а) и пористости покрытия (б) от дистанции напыления L для анода UF2: 1 -
режим 1 согласно табл. 1.6; 2 - режим 2 (относительная скорость перемеще-
ния плазмотрона 100 мм/мин, расход порошка 0,18 г/с)
Применение пористых сопловых насадок не изменяет степе-
ни проплавления частиц в плазменной струе. Однако темпера-
турные условия в пятне напыления и оптимальные значения
дистанции напыления, скорости относительного перемещения
плазмотрона существенно зависят от размеров применяемых
пористых насадок. Эжекция воды через пористую сопловую
насадку охлаждает струю плазменных газов, практически не
снижая температуры напыляемых частиц. Изменяя размеры на-
садки, можно управлять степенью охлаждения плазменной
струи, что весьма важно при малых дистанциях напыления с ча-
стичным оплавлением покрытия. В рассматриваемом случае
практически беспористое многослойное покрытие с максималь-
ной твердостью получено при использовании пористой насадки
диаметром 16 мм и длиной 20 мм (табл. 1.7).
Таким образом, способ подводного плазменного напыления
позволяет получить покрытия двух типов. Напыленные материа-
лы без оплавления имеют структуру пористостью 4-12%. Мно-
гие крупные частицы не успевают расплавиться и сохраняют ис-
ходную структуру. Фазовые составы этих покрытий и исходного
порошка аналогичны. Твердость напыленных материалов из-за
высокой пористости невелика (в пределах 400-700 HV).
Покрытия другого типа с частичным оплавлением характери-
зуются однородной структурой и являются практически беспо-
ристыми. Микрорентгеноспектральным анализом установлено,
28
Таблица 1.7. Характеристики процесса напыления
и свойства тау-боридных покрытий
Параметр Беспористая (эталонная) насадка Пористая насадка
D16L30 D16L30 D12L15
Дистанция напыления, мм Относительная скорость перемещения 18 8 8 15
плазмотрона, мм/мин 3000 2000 1000 1300
Расход порошка, г/с Коэффициент использования порош- 0,10 0,18 0,10 0,18
кового материала 039 0,58 0,33 0,43
Пористость покрытия,% 3-5 0,5 7-9 2-3
Микротвердость покрытия, Гпа 8,6 НД 7,3 11,2
что химический состав в сечении этих покрытий практически
не изменяется. Значительный нагрев и высокие скорости охлаж-
дения материала способствуют получению тонко дифферен-
цированной эвтектики тау-боридов, твердого раствора никеля
и Ni3B, причем размер кристаллов составляет ~ 0,01 мкм. Сохра-
няются также включения других боридов. Структура обеспечи-
вает твердость напыленного материала в пределах 900-1100 HV
и более. Обобщая преимущества покрытий с частичным оплав-
лением, необходимо отметить, что они отличаются высокими
прочностью и износостойкостью.
Для осуществления подводного плазменного напыления соз-
дан технологический стенд, укомплектованный серийной уста-
новкой фирмы «Plasma-Technik» с порошковым питателем
«TWIN 10» и плазмотроном типа HFA, анодный узел которого
модернизирован для использования сопла с насадками (рис.
1.16). На стенде смонтирован манипулятор, который выполняет
перемещения плазмотрона - горизонтальное (от гидроцилиндра
со скоростью 50-3000 мм/мин) и вертикальное (от электродви-
гателя постоянного тока со скоростью около 1500 мм/мин). Кроме
того, манипулятор выполняет независимое вращательное дви-
жение изделия вокруг горизонтальной оси частотой 0,5-300 мин-1,
которое осуществляет электродвигатель постоянного тока.
Стенд оборудован рабочим и сливным баками. В рабочем
происходит напыление, в сливной бак поступает избыток воды,
29
UF2
Внутреннеи du аметр -8мм,
диаметр на выходе- /2 мм,
длина конической
насадки-15мм
UF2 + пористая насадка
диаметром 72-76мм,
длиной 70-30мм
UL30D/H
Внутренний диаметр-8 мм i
цилиндрическая насадка
диаметрам 7Умм,
длиной 30 мм
Рис. 1.16. Схемы анодов и сопловых насадок для подводного плазменного на-
пыления: 1 - порошковый; 2 - газовый инжектор; 3 - пористая насадка
превышающий установленный уровень в процессе напыления.
После окончания процесса в сливной бак, расположенный под
рабочим резервуаром, поступает вся вода, которая отстаивается
и возвращается с помощью насоса в рабочий бак или сбрасыва-
ется наружу. Объемы рабочего и сливного баков соответственно
равны 0,3 и 0,75 м3.
Как было отмечено выше, особенности подводного плазмен-
ного напыления обеспечивают ряд преимуществ процесса. Не-
достатками рассмотренной технологии являются нестабильное
горение дуги плазмотрона при повышенном давлении воды
и незначительная площадь покрытия за один проход плазмо-
трона.
1.4. Плазменное напыление при пониженном давлении
Разработка плазменного напыления в динамическом вакуу-
ме (при пониженном давлении) привела к существенному усо-
вершенствованию условий напыления и свойств покрытий по
сравнению с плазменным напылением в воздушной атмосфере
30
[17]. Истечение плазменной струи происходит в вакуумную ка-
меру, из которой непрерывно откачивают рабочие газы. В такой
системе отсутствует перемешивание истекающей струи плазмы
с холодным окружающим газом, в результате чего плазменная
струя вытягивается и высокотемпературная зона может дости-
гать протяженности 200-700 и даже 1000 мм, приводя к более
равномерному нагреву напыляемого материала. Однако время
пребывания частиц в плазме не увеличивается благодаря более
высокой скорости частиц (500-1000 м/с), а процесс нагрева ком-
пенсируется более высокой температурой плазменной струи.
Наличие остаточной инертной атмосферы делает возможным
использование переносной дуги обратной полярности между
анодом плазмотрона и обрабатываемой деталью, которая в ре-
зультате ионной бомбардировки основы очищает и нагревает
последнюю, обеспечивая хорошее сцепление даже на гладкой по-
верхности и снимая проблему нанесения толстых покрытий. Бла-
годаря этому становится возможной частичная или полная тер-
мообработка изделия с покрытием в едином технологическом
звене с операцией напыления. Общий вид оборудования для осу-
ществления рассматриваемой технологии показан на рис. 1.17.
Еще одними из важных преимуществ систем с динамиче-
ским вакуумом является возможность нагрева обрабатываемой
детали до пределов ее термической стабильности с регулиров-
кой уровня остаточных напряжений и диффузионных процессов
на границе раздела покрытие - основа, а также возможность по-
лучения покрытий, свободных от оксидов и других продуктов
взаимодействия наносимого материала с компонентами воздуха,
что имеет место при традиционном напылении. Недостаток вы-
сокой стоимости оборудования компенсируется более низким
уровнем шума (в сравнении с плазменным напыления в воздуш-
ной атмосфере) и высоким качеством покрытий (достигается по-
ристость менее 1% и прочность сцепления с основой более 50-
70 МПа).
Повышенные требования к свойствам покрытий деталей
газотурбинных двигателей и энергетических установок стиму-
лировали развитие вакуумной технологии для их нанесения,
31
в
Рис. 1.17. Общий вид оборудования для плазменного напыления: а - установ-
ки APS и VPS; б - установка VPS с манипулятором ASEA и процесс нанесе-
ния теплозащитного покрытия; в - подслоя; г - керамического слоя
в том числе техники плазменного напыления при пониженном
давлении (динамическом вакууме). Высокая прочность сцепле-
ния покрытий, практически отсутствие пористости и малое из-
менение химического состава материала в процессе нанесения
покрытия являются основными преимуществами данной техно-
логии по сравнению с другими способами газотермического на-
пыления. Тем не менее сложность и высокая стоимость оборудо-
вания в значительной мере ограничивают ее применение. Так
как эти факторы неадекватно возрастают с ростом требований
к качеству покрытий, определение необходимого уровня харак-
теристик покрытий и установление закономерностей их влияния
на долговечность изделий с покрытиями являются важными как
в научном плане, так и с точки зрения создания оборудования
и приемлемых технологий плазменного напыления при по-
ниженном давлении (VPS).
Плазменное напыление в динамическом вакууме предназна-
чено в первую очередь для нанесения подслоев теплозащитных
32
покрытий. Для создания жаростойких слоев металлических
и керамических покрытий деталей газотурбинных установок
обычно используются переплавленные в вакууме сплавы типа
металл-хром-алюминий-иттрий (так называемые М-кроли).
Содержание в указанных покрытиях пор и нерасплавленных ок-
сидов ограничивается тремя процентами и должно быть по воз-
можности более низким. Например, жаростойкие NiCoCrAlY-
покрытия, полученные при использовании в качестве плазмо-
образующего газа аргона с содержанием кислорода более 0,2%,
имеют пониженную на 75% долговечность при окислении, а на-
личие оксидов на поверхности исходных порошков приводит
к заметному снижению качества межчастичных контактов в по-
крытии. Единичный технологический цикл операции нанесения
подслоя показан на рис. 1.18. Он включает операции ионной
очистки поверхности изделий дугой обратной полярности,
подогрева изделия, собственно нанесение подслоя и его охлаж-
дение.
При необходимости операция ионной очистки поверхности
повторяется несколько раз в процессе подогрева изделия. Задан-
ный профиль покрытия и постоянство температуры процесса
достигаются повторением операций напыления. Расход порош-
Рис. 1.18. Диаграмма давление-время единичного технологического цикла
плазменного напыления покрытия в динамическом вакууме: 1 - вакуумиро-
вание камеры; 2 - напуск аргона; 3 - ионная очистка; 4 - напуск аргона; 5 -
напыление покрытия; 6 - вакуумирование камеры для удаления пыли и плаз-
мообразующих газов; 7 - напуск аргона для охлаждения покрытия; 8 - охлаж-
дение покрытия; 9 - развакуумирование камеры
33
ка при этом остается постоянным. Обдувка изделия аргоном че-
рез сопло выключенного плазмотрона осуществляется движени-
ем плазмотрона по программе нанесения покрытия.
1.5. Газопламенное напыление
Газопламенный способ напыления покрытий состоит в фор-
мировании на поверхности изделий слоя частиц напыляемого
материала, обладающих достаточным запасом тепловой и кине-
тической энергии в результате взаимодействия со струей газо-
вого пламени. Струя пламени образуется в результате сгорания
горючей смеси, вытекающей из сопловых отверстий горелки
с большой скоростью. Температура струи горючий газ-кислород
при использовании ацетилена достигает 3200 °C, а скорость
истечения - от 150-160 м/с до сверхзвуковой скорости. Попадая
в струю, частицы материала нагреваются до жидкого или
высокопластичного состояния и приобретают скорость от 20-80
до 1000 м/с и более. Скорость полета напыляемых частиц зави-
сит от конструкции аппарата, соотношения кислорода и горюче-
го газа в смеси, количества обдувающего газа, расстояния от
среза сопла, количества вводимого в пламя напыляемого мате-
риала и его плотности, гранулометрического состава и др.
В современных газопламенных распылителях, используе-
мых для напыления защитных покрытий, материал в виде про-
волоки, гибкого шнура, стержня или порошка подается через со-
пловой наконечник, в котором концентрично с каналом для про-
хода материала выполнены каналы для подачи горючей смеси
в зону нагрева. При сгорании горючей смеси образуется кольце-
вое пламя, которое нагревает поступающий материал до высо-
копластичного или жидкого состояния и переносит его частицы
на напыляемую поверхность.
В случае нанесения покрытий с использованием материалов
в виде проволоки, гибких шнуров и стержней существует ста-
дия диспергирования, т. е. «сдувание» тонкого слоя расплавлен-
ного жидкого материала и дробление его на мелкие частицы.
Диспергирование осуществляется потоком сжатого воздуха, ко-
34
торый подается в камеру, образованную расположенным кон-
центрично вокруг первого соплового наконечника воздушным
соплом. Потоком сжатого газа сдувается слой расплавленного
металла, и диспергируемые частицы с большой скоростью пере-
носятся на напыляемую поверхность. Поэтому один из основ-
ных недостатков процесса напыления материалов в форме гиб-
кого шнура и стержня - потери тепловой энергии на дисперги-
рование компактного исходного материала.
Материал, используемый для газопламенного напыления по-
крытий, не должен разлагаться и возгоняться в пламени, должен
иметь достаточную разницу между температурами плавления
и кипения. Ниже приведена температура пламени для горючих
смесей разного состава [10]:
Состав смеси Температура, °C
Кислород-ацетилен.......................3100
Кислород-бутан..........................3100
Кислород-пропан.........................2760
Кислород-водород....................... 2700
Кислород-светильный газ.................2000
Воздух-ацетилен.........................2325
Воздух-водород......................... 2055
Воздух-светильный газ...................1530
В качестве рабочих газов чаще используют ацетилен (ГОСТ
5457-75), кислород (ГОСТ 5583-79), пропан-бутан (ГОСТ
20448-080), азот (ГОСТ 9293-74) или сжатый воздух, очищен-
ный от масла и влаги. Воздух, азот или другой сжатый газ при-
меняют для охлаждения сопловой части горелки и обдува факе-
ла пламени. Обдув факела пламени способствует его «обжиму»
и повышает скорость полета частиц порошка.
Сущность газопламенного напыления порошков полимеров
заключается в том, что предварительно нагретые в пламени го-
релки частицы порошка контактируют с покрываемой поверхно-
стью, которая нагрета до температуры, определяемой свойства-
ми наносимого полимера. При соприкосновении с поверхностью
частицы порошка оплавляются и, сливаясь друг с другом, обра-
35
зуют слой покрытия. Технологический процесс нанесения по-
крытия включает в себя подготовку полимерного материала
и детали и собственно нанесение покрытия. Перед напылением
порошок выдерживают в сушильном шкафу при температуре
50-60 °C в течение 5-6 ч и просеивают через сито с сеткой
№ 0,16-0,25 (ГОСТ 3584-73).
Перед напылением поверхность нагревают в печах (неболь-
шие детали) или газовой горелкой (крупногабаритные детали)
до температуры, при которой полимер приобретает жидкотеку-
честь. Нагрев крупногабаритных деталей начинают с неболь-
ших участков, на которые по достижении требуемой температу-
ры наносят покрытие, нагрев разностенных деталей - с участ-
ков, имеющих наибольшую толщину.
В качестве дополнительной обработки покрытий из полиме-
ров применяют прикатывание роликом и оплавление покрытия
в сушильном шкафу. Для повышения плотности покрытия (из
порошков ПФН-12 и ТПФ-37) нанесенный слой после напыления
прикатывают роликом, который перед этим выдерживают, а во
время прикатывания периодически охлаждают в холодной во-
де. Затем покрытие прогревают пламенем горелки, наносят
следующий слой порошка, который также прикатывают роли-
ком. Напыление с последующим прикатыванием осуществляют
до получения требуемой толщины покрытия.
В некоторых случаях нанесенные покрытия подвергаются
дополнительному оплавлению в шкафу, где температура должна
быть на 10-15° ниже температуры растекания материала.
Дефекты на покрытиях из полимеров в виде отдельных взду-
тий, свищей, пузырей, засоров устраняют следующим образом.
На небольшом участке вокруг дефекта удаляют покрытие с по-
верхности, а края оставшегося покрытия срезают ножом или
другим инструментом. Подготовленное место покрывают заново.
Основные достоинства газопламенного напыления по-
крытий:
относительно малое тепловое воздействие на подложку, что
позволяет наносить покрытия на поверхность различных мате-
риалов, включая пластмассы, дерево, картон и т. п.
36
толщина покрытия может быть обеспечена от 50 до 10 мм
и более;
возможность регулирования газового режима работы горел-
ки позволяет управлять химическим составом среды (восста-
новительная, нейтральная, окислительная) и энергетическими
характеристиками струи и напыляемых частиц;
высокая производительность процесса (например, 8-10 кг/ч
для пороков самофлюсующихся сплавов при расходе ацетиле-
на 0,9 м3/ч) и высокий коэффициент использования материала
(0,60-0,95);
возможность нанесения покрытий на изделия практически
без ограничения их размеров при наличии необходимых средств
механизации и обеспечения правил техники безопасности;
низкий уровень шума и излучений;
возможность нанесения покрытий при любом пространст-
венном положении аппарата;
легкость и простота обслуживания оборудования;
гибкость технологии и мобильность оборудования, что
позволяет осуществлять напыление на месте, без демонтажа
изделий;
возможность автоматизации процесса и встройки в автомати-
ческую линию с небольшими затратами и др.
Основными недостатками газопламенного способа напыле-
ния покрытий из порошковых материалов являются:
недостаточная прочность сцепления покрытий с основой (5-
45 МПа) при испытании на нормальный отрыв;
наличие пористости (обычно в пределах 5-25%), которая
препятствует применению покрытий в коррозионных средах без
дополнительной обработки;
невысокий коэффициент использования энергии газопла-
менной струи на нагрев порошкового материала (2-12%).
Одним из основных технологических параметров газотерми-
ческого нанесения покрытия является дистанция напыления.
Она определяет интенсивность нагрева поверхности основы вы-
сокотемпературной струей газа и сочетание таких важных для
качества покрытий параметров, как температура и скорость час-
37
Рис. 1.19. Расчетные зависимости
температуры (1, 2) и скорости (3, 4)
газопламенной струи (1, 5) и частиц
порошка (2, 4) меди размером 30 мкм
тиц материала перед ударом
о напыляемую поверхность. За-
висимость скоростей и темпера-
тур газопламенной струи и ча-
стиц порошка меди от дистан-
ции напыления показана на рис.
1.19. Из приведенных расчетных
данных следует, что даже мел-
кие частицы меди, которая об-
ладает высокой теплопроводно-
стью, достигают максимальной
температуры нагрева позже, чем
максимальной скорости. Поэто-
му оптимальная дистанция на-
пыления не позволяет использо-
вать оба максимальных параметра одновременно.
На рис. 1.20 представлена зависимость прочности сцепления
покрытий с основой от дистанции напыления. Образцы перед
напылением не подогревали. Расход порошка с размерами час-
тиц (63-100) • 10-6 м составлял 4,5 кг/ч. Режим работы установ-
Рис. 1.20. Зависимость прочности
сцепления покрытий из порошков
ПТ-НА-01 (7), ПГ-19М-01 (2), ПТ-
19Н-01 (3) от дистанции напыления
ки УПТР следующий: давление
ацетилена, кислорода и сжатого
воздуха составляет соответст-
венно 0,1; 0,2; 0,16 МПа, а их
расходы - 0,9; 1,8; 0,5 м3/ч. По-
крытие наносили при скорости
вращения оправки 200 об/мин за
восемь проходов распылителя.
При нанесении слоя толщиной
1 • 10“3 м без охлаждения за один
проход распылителя покрытие
из порошка ПТ-19Н-01 отслаива-
лось из-за высоких остаточных
напряжений.
Из рис. 1.20 видно, что с уве-
личением дистанции напыления
38
прочность сцепления покрытий с основой сначала возрастает,
а затем снижается. Максимальных значений она достигает для
порошков ПТ-19Н-01 и ПГ-19М-01 при напылении на расстоянии
0,15 м от сопла пистолета, а для ПТ-НА-01 - на расстоянии 0,20-
0,25 м. При дальнейшем увеличении дистанции напыления те-
пловое воздействие пламени и частиц порошка на поверхность
образцов уменьшается, частицы охлаждаются, что приводит
к снижению прочности соединения покрытия с основой. Харак-
тер зависимостей объясняется длительностью процесса нагрева
порошка до максимальной температуры при данной температу-
ре струи. Эти зависимости согласуются с распределением полей
тепловых потоков газопорошковой струи термораспылительно-
го пистолета.
Анализ характера отслаивания покрытий от основы в про-
цессе испытаний на отрыв показывает, что разрушение соедине-
ния для каждого покрытия происходит по-разному: из порошка
ПТ-19Н-01 - по поверхности раздела с основой; из ПТ-НА-01 -
по прилегающему к основе тонкому слою покрытия; из
ПГ-19М-01 - частично по покрытию и границе раздела с основой.
При соударении частиц порошка ПТ-19Н-01 с «холодной»
основой характерны дробление и отсутствие смачивания поверх-
ности за счет сил химического взаимодействия. Частицы легко
отделяются от полированной поверхности. При соударении рас-
плавленных частиц порошка с основой, подвергнутой дробе-
струйной обработке, на выступах шероховатой поверхности воз-
можно локальное повышение температуры, обеспечивающее
условия для химического взаимодействия. Однако таких участков
в зоне соединения относительно немного, поэтому прочность сце-
пления покрытия из порошка ПТ-19Н-01 с основой незначительна,
причем покрытие отделяется от основы по границе их раздела.
У растекающихся по поверхности основы частиц порошков
ПТ-НА-01 и ПГ-19М-01 в центральной зоне соударения наблю-
дается пятно смачивания. При соударении с «холодной» осно-
вой оно составляет соответственно 12,5 и 37,5% площади расте-
кания частицы, что обеспечивает повышение прочности сцепле-
ния этих покрытий с основой.
39
Рис. 1.21. Зависимость пористости по-
крытий из порошков ПТ-19Н-01 (7),
ПТ-НА-01 (2), ПГ-19М-01 (3) от дис-
танции напыления
Минимальные значения по-
ристости соответствуют дистан-
циям напыления, на которых
достигается максимальная проч-
ность сцепления покрытий с осно-
вой (рис. 1.21). Для покрытий из
порошков ПТ-19Н-01 и ПГ-19М-01
эта дистанция равна 0,15 м, для
ПТ-НА-01 - 0,2 м. Минимальная
пористость при этом составляет
соответственно 10, 5, 8%.
Исследования структуры по-
крытий и поверхности разруше-
ния при испытании на отрыв позволяют сделать вывод о том,
что низкая прочность сцепления покрытия из ПТ-19Н-01 обу-
словлена высокой пористостью слоя вблизи основы. Для всех
покрытий из порошка ПТ-19Н-01, полученных напылением за
восемь проходов термораспылительного пистолета на холодную
основу, характерно наличие большого количества мелких сфе-
рических частиц с четкими границами раздела. Измерения тем-
пературы контрольного образца показали, что температура по-
верхности основы по окончании процесса напыления не превы-
Рис. 1.22. Структура покрытия из порошка ПТ-19Н-01 (х 500)
40
шала 533 К. Отсюда следует, что с учетом амплитуды колебания
температуры в покрытии лишь отдельные частицы порошка при
напылении взаимодействуют с ранее осажденными частицами,
имеющими температуру, оптимальную для растекания. Боль-
шинство частиц осаждается на «холодную» основу и покрытие.
В том случае, когда покрытие наносится неподвижным или
медленно перемещающимся термораспылительным пистолетом
(напыление необходимой толщины покрытия за один проход),
температура по толщине покрытия быстро возрастает. Это при-
водит к изменению условий растекания частиц с увеличением
толщины слоя. При удалении от поверхности основы плотность
покрытия возрастает (рис. 1.22).
Это особенно заметно при
напылении покрытия на рас-
стоянии 0,1-0,15 м, когда до-
стигнут большой градиент
температуры по сечению по-
крытия. Структуру покрытия
можно условно разделить на
три зоны: непосредственно
прилегающую к основе толщи-
ной (0,1-0,15) • 10“3 м, имею-
щую большое количество мел-
ких брызг и соответствен-
но повышенную пористость;
среднюю зону мелких и круп-
ных частиц (мелкие - брызги,
крупные - исходные деформи-
рованные частицы) и наруж-
ную зону, состоящую в основ-
ном из оплавившихся частиц,
границы между которыми
близки к межзеренным или
вообще отсутствуют.
Для улучшения качества
газопламенных покрытий (уве-
Рис. 1.23. Схемы конструкций для осу-
ществления технологии HVOF: а - си-
стема с околозвуковым ускоряющим
каналом; б - со сверхзвуковым; в — ком-
бинированная конструкция с дополни-
тельным нагревом (7 - подвод горючего
газа; 2 - инжектируемый порошок на-
пыляемого материала; 3 - подвод кис-
лорода)
41
личение прочности сцепления с подложкой, снижение пористо-
сти) все шире используется высокоскоростное газопламенное
напыление (технология HVOF). При этом создаются условия,
при которых частицы ложатся на еще не неостывший слой. На
рис. 1.23 приведены схемы конструкций для осуществления тех-
нологии HVOF.
Расчеты показывают, что в первых 10% длины ускоряюще-
го канала частицы ускоряются до 33% их конечной скорости
и средняя скорость частиц в канале составляет более 75% от ее
скорости на выходе из канала. Для HVOF системы с соплом Ла-
валя средняя скорость частиц составляет 600 м/с и суммарное
время их пребывание в ускоряющем канале ограничено 4 мкс.
Наряду с процессом HVOF возможность получения газопла-
менных покрытий с повышенной адгезионной прочностью и плот-
ностью за счет высокой кинетической энергии наносимых ча-
стиц достигается также при детонационно-газовом напылении.
1.6. Детонационно-газовое напыление
Принципиальная схема детонационного напыления показана
на рис. 1.24. Устройства для осуществления процесса описаны
в работах [33-35] и состоят из открытого с одного конца ствола
5, блоков подачи напыляемого порошка 4 и газов 7, блока ини-
Рис. 1.24. Принципиальная схе-
ма детонационного напыления:
1 - блок подачи газов; 2 - воспла-
менитель; 3 — блок инициирова-
ния взрыва; 4 - блок подачи на-
пыляемого порошка; 5 — ствол
циирования взрыва 3 с воспламе-
нителем 2. С помощью блока 7
ствол заполняется смесью газов, спо-
собных детонировать; из блока 4
в ствол подается заданная навеска
напыляемого порошка; блок 3 вы-
рабатывает инициирующий импульс,
который подается на воспламени-
тель 2. Вблизи воспламенителя тем-
пература поднимается выше крити-
ческой (Гкр « 620 К [36]), например
проскакивает искра. Воспламени-
тель поджигает смесь газов, обыч-
42
но у закрытого конца ствола. По смеси газов распространяется
пламя с увеличивающейся скоростью. Пройдя определенное
расстояние, горение переходит в детонацию, т. е. с этого момен-
та по трубе распространяется детонационная волна со скоро-
стью, постоянной для данной геометрии ствола и состава газа.
Детонационная волна представляет собой комплекс ударной
волны и зоны химической реакции [37].
В ударной волне газ сжимается до нескольких десятков ат-
мосфер. При этом температура повышается до нескольких тысяч
градусов Цельсия и становится значительно больше критиче-
ской, при которой газовая смесь вступает в реакцию.
Таким образом, впереди распространяется ударная волна, за
ней - зоны химической реакции и продуктов детонации. По-
следние имеют высокие давление и температуру. Они переме-
щаются за детонационной волной со скоростью, меньшей скоро-
сти детонационной волны D на скорость звука М. Достигнув
ствола, детонационная волна разрушается, так как может пере-
мещаться только по смеси газов, способной детонировать. Зату-
хающая ударная волна может перемещаться вне ствола, но на
расстоянии более 100 мм ее амплитуда близка к нулю.
Продукты детонации начинают истекать из ствола в виде
сверхзвуковой нерасчетной струи: температура и давление про-
дуктов детонации в стволе уменьшаются; истечение происходит
до тех пор, пока давление продуктов на выходе из ствола не ста-
новится равным атмосферному, после чего окружающий воздух
засасывается в ствол сначала вблизи стенок, а затем по всему
сечению и заполняет большую его часть.
При истечении продукты детонации увлекают за собой на-
пыляемые частицы. Формируется двухфазный поток, состоя-
щий из продуктов детонации и напыляемых частиц. Двухфаз-
ный поток неоднороден по длине и сечению ствола. Это обу-
словлено нестационарностью процесса истечения и различием
физико-химических и геометрических характеристик напыляе-
мых частиц. Продукты детонации нагревают и ускоряют напы-
ляемые частицы. При этом могут иметь место процессы их плав-
ления и испарения.
43
После выхода двухфазного потока из ствола продукты дето-
нации резко расширяются. Их температура, скорость и плот-
ность уменьшаются при удалении от ствола, но не монотонно.
Вблизи поверхности обрабатываемой детали (подложки) ско-
рость потока газа снижается, и он растекается вдоль преграды
[38]. У подложки создается пограничный слой, в котором ско-
рость частиц может резко снизиться. Часть из них увлекается
продуктами детонации, обтекающими подложку [39].
Процесс формирования детонационных покрытий во многом
подобен формированию плазменных покрытий, которое в ос-
новном заключается в растекании и кристаллизации жидких
частиц по поверхности подложки или предыдущих слоев по-
крытия. При напылении материалов, имеющих однородный
химический состав, например металлов или оксидов, покрытие
может формироваться из почти полностью расплавленных ча-
стиц и смеси расплавленного и нерасплавленного материалов.
При напылении некоторых композиционных материалов, напри-
мер твердого сплава ВК, напыление осуществляется из смеси
расплавленного кобальта и твердых частиц карбида вольфрама.
Основными технологическими параметрами, которые оказы-
вают влияние на качество детонационных покрытий, являются
химический состав порошка, состав детонирующей газовой сме-
си, средняя грануляция напыляемого порошка, расположение
порошка в стволе в момент инициирования детонации, дистан-
ция напыления, навеска порошка на один выстрел, режим под-
готовки поверхности основного металла, геометрические харак-
теристики стволов детонационно-газовых установок. При опти-
мизации этих параметров под качеством покрытий обычно
подразумевают их пористость и толщину в результате единич-
ного выстрела [40], а также прочность сцепления с изделием [41].
Для детонационного напыления желательно использовать
достаточно чистые газы. Как правило, применяются баллонный
кислород первого сорта и баллонный ацетилен. В ряде случаев
получают и используют карбидный ацетилен. Влияние состава
взрывчатой смеси на качество покрытий связано с динамиче-
ским и химическим взаимодействием напыляемого порошка
44
с продуктами детонации. На-
пример, повышение содержа-
ния кислорода сопровождает-
ся интенсификацией окисле-
ния напыляемого материа-
ла, увеличением температуры
и скорости продуктов дето-
нации. Первое обстоятель-
ство снижает прочность по-
крытий, второе способствует
ее повышению. Равновесие
между влиянием этих проти-
воречивых факторов соответ-
ствует максимуму прочности
(рис. 1.25). После прохожде-
ния максимума (когда содер-
жание О2 в смеси составляет
приблизительно 55%) увели-
чение содержания кислорода
Содержание кислорода
Рис. 1.25. Зависимость прочности сце-
пления и микротвердости покрытия из
сплава ВК15 от состава ацетиленокисло-
родной смеси: 1, 2 - прочность сцепле-
ния соответственно для осевой и попе-
речной подач порошка; 3 - микротвер-
дость при поперечной подаче порошка
также способствует уменьшению
энергии продуктов детонации [41].
Эффективным средством улучшения свойств детонацион-
ных твердосплавных покрытий является введение во взрывча-
тую смесь разбавителя-азота (рис. 1.26). Снижая тепловое
и химическое воздействие продуктов детонации на напыляе-
мый порошок, азот незначительно уменьшает скорость потока,
а следовательно, и скорость частиц порошка. При содержании
в смеси 20% азота качество покрытия наиболее высокое, оно
имеет плотную структуру и характеризуется незначительным
содержанием оксидов.
Оптимальную грануляцию порошка выбирают с учетом
того, что увеличение размера частиц приводит к уменьшению
общей поверхности взаимодействия напыляемого материала
с продуктами детонации. Наряду с этим возрастает инерцион-
ность порошка и затрудняется быстрое его ускорение газовым
потоком. В результате возникает необходимость повышения
энергоемкости продуктов детонации для нагрева и ускорения
45
Содержание азота, %
Рис. 1.26. Зависимость прочности сце-
пления и микротвердости покрытия из
сплава ВК15 от состава ацетиленокис-
лородной смеси с добавкой азота (С2Н2:
О2 = 1,0: 1,2): 1, 2 - прочность сцепле-
ния для осевой и поперечной подач по-
рошка; 3 — микротвердость при попе-
речной подаче порошка
порошка. Известно, что ни-
кель, кобальт и медь в дето-
национной установке можно
нагревать до температуры
плавления, если размер ча-
стиц не превышает 70-80 мкм.
Материалы с низкой темпера-
турой плавления (олово, сви-
нец, магний, цинк, алюминий)
можно напылять, когда раз-
мер частиц достигает 150 мкм.
Хром успешно напыляют при
использовании порошка с гра-
нуляцией до 50 мкм, молиб-
ден и ниобий - при 10-30 мкм
[40].
В результате применения
порошков слишком мелкой
грануляции потери возраста-
ют, что связано с испарением частиц в процессе нагрева. Так,
при напылении меди грануляцией до 50 мкм они увеличивают-
ся до 80% [35].
Во многих случаях оптимальный размер частиц порошка
считают равным половине предельно допустимого (максималь-
ного) значения параметра. Однако этот подход неприменим для
композиционных материалов. Подробная информация об опти-
мальной грануляции порошка изложена в работе [40].
Температура и скорость частиц, соударяющихся с покрывае-
мым изделием, существенно зависят от их местонахождения
в стволе установки в момент инициирования взрыва. Величина
этого технологического параметра фактически задает объем за-
ряда, продукты детонации которого способны оказать тепловое
и динамическое воздействие на порошок напыляемого материала.
Влияние глубины загрузки порошка А12О3 в стволе на ка-
чество наносимого покрытия исследовано в работе [40] (рис. 1.27).
Содержание в покрытии a-фазы свидетельствует о том, что при
46
использовании крупнодисперс-
ного порошка (20 мкм) превыше-
ние определенной глубины его
загрузки не увеличивает сте-
пень проплавления частиц. При
использовании мелкодисперсно-
го порошка (1 мкм) с возраста-
нием глубины загрузки степень
проплавления частиц монотонно
повышается. На рисунке видно,
что толщина слоя от единичного
выстрела и коэффициент филь-
трации, характеризующий по-
ристость покрытия, изменяются
до максимальных и минималь-
ных значений. С учетом резуль-
татов исследований оптималь-
ная глубина загрузки порошка
А12О3 составляет ~ 0,75 м.
После вылета из ствола и по
Рис. 1.27. Зависимость толщины слоя
при единичном выстреле Н (1, 2), ко-
эффициента фильтрации К (3, 4)
и содержания а-фазы (5, 6) от глуби-
ны загрузки I: 2, 4, 5 - грануляция
порошка 1 мкм; 1, 3, 6-20 мкм (об-
щая толщина покрытия 0,18 мм)
мере дальнейшего перемещения
интенсивность взаимодействия частиц напыляемого материала
с потоком продуктов детонации снижается из-за расширения
газовой струи, перемешивания с окружающей средой и умень-
шения давления в ней. Температура и скорость потока после ис-
течения из ствола снижается. Это учитывается при выборе дис-
танции напыления, которая равна 60-200 мм. Во избежание из-
лишнего торможения и охлаждения порошок мелкой грануляции
(< 10 мкм) напыляют на изделие, находящееся на расстоянии
60-80 мм от среза ствола детонационной установки. Для порош-
ка крупной грануляции (> 40 мкм) расстояние увеличивают до
160 мм, снижая тем самым возможность нагрева изделия газо-
вым потоком, который окружает порошковое облако.
Однородность структуры и свойств детонационных покры-
тий зависит от стабильности энергетических характеристик ча-
стиц, которые закрепляются на поверхности упрочняемой дета-
47
ли. Нередко чрезмерно большая порция порошка за один вы-
стрел является главной причиной ухудшения качества покрытий
из-за различных температуры и скорости частиц, движущихся
на периферии и в центре порошкового облака. Обычно средняя
толшина слоя должна быть <15 мкм. Когда за один выстрел
напыляется слой, толщина которого превышает 15 мкм, покры-
тие оказывается рыхлым (низкая когезионная прочность, зна-
чительная пористость).
Предварительная подготовка поверхности основного метал-
ла создает предпосылки для прочного соединения с ней частиц
порошкового облака, достигающих детали. Способы подготовки
включают обработку наждачной бумагой № 60, 80, 120 под
углом к кромке детали в двух взаимно перпендикулярных на-
правлениях, обработку струей песка при давлении в соплах
300-400 кПа, промывку в органических растворителях. Однако,
по мнению специалистов, предпочтительнее непосредственно
перед нанесением покрытия очищать изделие струей абразива,
ускоренного в детонационной установке. Для этой цели исполь-
зуют, например, абразивные частицы оксида алюминия разме-
ром 70-120 мкм. Расстояние от среза ствола до очищаемой по-
верхности должно составлять 1-3 диаметра ствола. Необходи-
мое количество выстрелов определяют по формуле
п = 85дет/^, (1.3)
где 5дет- площадь очищаемой поверхности детали; dCT- диаметр
ствола установки.
Подготовленная таким способом поверхность представляет
собой активизированный наклепом металл и имеет шерохова-
тость Ra = 0,63-5 мкм. В данном случае подготавливать и напы-
лять покрытие можно на одной установке. Переход к режимам
напыления на автоматизированном оборудовании происходит
довольно быстро, и очищенный основной металл не успевает из-
мениться, что способствует повышению прочности сцепления
покрытия с изделием.
Кинетика процесса детонационного напыления зависит от
геометрических характеристик стволов установок. Результаты
48
экспериментальных исследований [42] показывают, что увели-
чение диаметра ствола способствует увеличению средних значе-
ний температуры и скорости продуктов детонации. При нанесе-
нии тугоплавких материалов достаточно высокие производи-
тельность напыления и качество покрытий обеспечиваются при
диаметре ствола не менее 20 мм. Максимальный диаметр не
должен превышать 50 мм по техническим причинам (уровень
шума, перерасход газов для единичного выстрела и т. д.). При
нанесении легкоплавких материалов чрезмерное увеличение ди-
аметра влечет за собой ухудшение свойств покрытий и сниже-
ние производительности вследствие испарения порошка.
Целесообразность изменения длины ствола проанализирова-
на на примере напыления оксидов [40]. С удлинением ствола
(1,0-2,5 м) наблюдались заметное улучшение качества покрытий
и повышение производительности процесса. Дальнейшее удлине-
ние ствола не дает подобного эффекта, т. е. оно нецелесообразно.
Варьируя технологические параметры детонационного напы-
ления, можно управлять процессами физико-химических пре-
вращений в порошках при нанесении слоев, а следовательно,
регулировать состав и свойства формируемых оболочек. Воз-
можность регулирования и особенности рассматриваемой тех-
нологии (температура частиц порошка достигает 2273-2773 К,
скорость частиц - 800-1000 м/с) обеспечивают ее основные
преимущества: высокую прочность сцепления (100-170 МПа)
и низкую пористость (менее 1%) покрытий. При этом можно на-
пылять любые материалы на различные подложки без измене-
ния свойств основного металла (табл. 1.8).
Таким образом, преимуществами детонационно-газового на-
пыления являются:
умеренный нагрев покрываемой поверхности изделия (не
выше 250 °C);
возможность получения покрытий с повышенными прочно-
стью сцепления и плотностью благодаря высокой кинетической
энергии частиц напыляемого материала;
возможность нанесения прочносцепленных покрытий на не-
которые виды подложек (сталь, никелевые сплавы и др.) без
струйно-абразивной подготовки поверхности;
49
Таблица 1.8. Порошковые материалы
для детонационно-газового напыления
Материал Твердость покрытия HV Максималь- ная рабочая температура покрытия, °C Область применения
100 А1 400 Корозионно-стойкие, электропро- водные покрытия
100 Сг 500 1000 Термопрочные, корозионно-стойкие покрытия
100 Fe 400 500 Покрытия для восстановления по- верхности изделий
100 Ni 400 800 Коррозионно- и износостойкие по- крытия
100 Си 450 Электропроводные покрытия
100 Мо 169 400 Антифрикционные покрытия, про- межуточные слои
А12О3 1100 980 Термо- и износостойкие покрытия, обеспечивающие химическую ста- бильность и защиту изделий от окисления
Сг2О3 1350 510 Жаропрочные покрытия, защита изделий от эрозии при повышенной температуре, защита поверхности от окисления
60А1203-40ТЮ2 950 700 Термо- и износостойкие покрытия
WC-Co (88-12) 1200 560 Защитные износостойкие покры- тия, характеризующиеся механиче- ской прочностью при обычной и повышенной температуре
WC-Ni 1200 700 Защитные покрытия с высокими износо- и эрозионной стойкостью, прочностью в условиях ударной нагрузки
75Cr2C3-15NiCr 800 980-1000 Износостойкие покрытия при повы- шенной температуре, защита от коррозии и эрозии
NiAl (95-5) (80-20) 200 1000 Коррозионно-стойкие, прочно сце- пленные покрытия
50
Продолжение табл. 1.8
Материал Твердость покрытия HV Максималь- ная рабочая температура покрытия, °C Область применения
NiCrAlY (Ni-22Cr-10Al-lY) 400 1300 Коррозионно-стойкие, прочно сце- пленные покрытия для эксплуата- ции при повышенной температуре
CoCrAlY 400 1200 Коррозионно-стойкие, прочно сце- пленные покрытия для эксплуата- ции при повышенной температуре
NiCr 200 1350 Прочно сцепленные покрытия для защиты изделий от коррозии и окисления
Примечание. По данным Международного научно-исследовательского
центра порошковой металлургии и новых материалов (г. Хайдарабад, Ин-
дия).
относительная простота конструкции установки.
Однако способ имеет ряд недостатков:
высокий уровень шума (125-140 дБ) и другие вредные воз-
действия требуют изоляции зоны обработки;
определенные технологические ограничения на получение
покрытий из материалов, содержащих элементы, которые актив-
но взаимодействуют с компонентами среды (высокотемператур-
ным потоком продуктов детонации сложного состава, содержа-
щих СО2, СО, Н2О, Н2, О2, N2, Н, О, N);
технологические ограничения на обработку нежестких дета-
лей, вызванные высокими импульсными давлениями при воз-
действии струи продуктов детонации на подложку;
ограничения по твердости напыляемой поверхности (не вы-
ше 60 HRC).
В качестве рабочих газов используют азот (ГОСТ 9293-74),
кислород (ГОСТ 5583-79), ацетилен (ГОСТ 5457-75), пропан-
бутан (ГОСТ 20448-80).
51
1.7. Импульсно-плазменная обработка покрытий
Обработка покрытий служит для их упрочнения и осущест-
вляется высококонцентрированными потоками энергии импуль-
сов плазменной струи. Параметры компрессионного плазмен-
ного потока следующие: длина ~ 0,5 м, диаметр в области мак-
симального сжатия ~ 0,03 м, скорость потока - (1-2) • 105 м/с,
температура плазмы 10-15 эВ (3 • 104К), длительность устойчи-
вого существования потока в течение квазистационарной стадии
разряда ~ 200 мкс; общая длительность 400-450 мкс.
При кратковременных воздействиях импульсами с высоким
уровнем их локализации и концентрации выделяемой энергии
тонкие слои напыленных материалов нагреваются до темпера-
туры, которая больше температуры плавления элементов по-
крытий. Первый импульс оплавляет тонкий поверхностный
слой. При повторном импульсе теплопередача через этот слой
облегчается, а тепловая энергия концентрируется в следующем
по толщине покрытия слое, который, в свою очередь, оплавляет-
ся, и т. д. до полного оплавления покрытия. На рис. 1.28 пред-
ставлена схема установки, на которой осуществляются импуль-
сно-плазменные воздействия.
Импульсная установка представляет собой квазистационарный
сильноточный плазменный ускоритель (КСПУ) в вакуумной каме-
ре. Последняя образована двумя прямоугольными отсеками, со-
ставляющими единый объем размером 0,8x0,8x0,4 м. Конструк-
цией предусмотрены системы вакуумной откачки и подачи рабо-
чего газа (водород, азот), секционные накопители энергии для
питания первой и второй ступеней ускорителя и систем импульсно-
клапанного напуска газа. Накопитель энергии первой ступени с об-
щим энергозапасом ~ 40 кДж состоит из четырех секций конденса-
торов. Каждая секция разряжается на свою входную ионизацион-
ную камеру (ВИК) небольших размеров. Для накопления энергии
в системах импульсного функционирования клапанов напуска газа
в ВИК служит батарея конденсаторов ~ 5,4 кДж. Накопитель энер-
гии второй ступени (основного разряда) с общим энергозапасом
~ 150 кДж состоит из восьми секций конденсаторов.
52
Рис. 1.28. Схема разрядного устройства КСПУ: а - общая схема устройства;
б - схема устройства ВИК (7 - ВИК; 2 - стержни анодного узла; 3 - катодный
узел; 4 - острийный катод; 5 - разделительный изолятор; 6 - анодный стер-
жень ВИК; 7 - катод ВИК; 8 - цилиндрический изолятор; 9 - кожух; 10 - от-
верстия для напуска газа)
Формирование импульсного плазменного потока осущест-
вляется в электродной системе КСПУ при разряде между его
электродами емкостных накопителей энергии. Разрядное устрой-
ство состоит из входного ионизационного блока, анодного и ка-
53
тодного узлов, разделительных изоляторов (рис. 1.28). Входной
ионизационный блок включает четыре ВИК, расположенные на
общем фланце симметрично на окружности диаметром 390 мм.
Анодный узел образован 36 медными стержнями диаметром
15 мм и длиной 1200 мм, симметрично расположенными по
окружности диаметром 500 мм.
Катодный узел расположен на оси разрядного устройства.
Он состоит из двух разделенных изоляторами коаксиальных ци-
линдров, которые соединены между собой 16 медными трубка-
ми, образующими эллипсоид вращения с максимальным диаме-
тром 280 мм и длиной 500 мм. Расположенные в промежутке
между трубками медные иглы выполняют роль струйных като-
дов. Конструкция катодного узла позволяет перемещать его от-
носительно входного ионизационного блока и изменять размеры
эллипсоида вращения. При этом варьируется длина дрейфового
и профиль ускорительного каналов.
Особенность конструкции ВИК заключается в том, что изо-
лятор с развитой поверхностью размещается в кармане несуще-
го фланца, а рабочая конусная часть внутреннего электрода от-
несена от него на значительное расстояние (рис. 1.28). Внутрен-
ний электрод выполнен в виде усеченного конуса с осевым
отверстием, а внешний электрод представляет собой цилиндр,
образованный медными стержнями, симметрично расположен-
ными по окружности диаметром 50 мм. Такая конструкция ВИК
исключает возможность смещения зоны ионизации в сторону
изолятора. Подача рабочего газа в межэлектродный промежуток
ВИК осуществляется кольцевым импульсным (электродинами-
ческим) клапаном. Для предотвращения растекания газа в ради-
альном направлении разрядное устройство окружено кожухом
из оргстекла. Восемнадцать отверстий для напуска газа распо-
ложены симметрично по окружности, находящейся между внеш-
ним электродом ВИК и кожухом, обеспечивая тем самым подачу
рабочего газа в межэлектродный промежуток со стороны анода,
что способствует устойчивости выходящего плазменного потока.
Нанесенные плазменным напылением покрытия NiCr-Fe +
50(80)% Cr3C2, Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 (CaF^ + 55% TiC, FeCr30
54
+ 10% graphite + 70% TiC обрабатывали импульсами плазменной
струи на рассмотренной установке в условиях вакуума при оста-
точном давлении в камере 10-1-10-2 Па. Воздействие плазмен-
ным потоком осуществлялось в импульсно-периодическом ре-
жиме [43]: длительность импульса 450 мкс, длительность перио-
да 15-30 с, количество импульсов в сериях 2-10. Плотность
энергии на обрабатываемой поверхности покрытий составляла
5 • 105 Вт/см2.
На рис. 1.29, 1.30 в качестве примера показаны фотографии
микроструктуры покрытий NiCr-Fe + 50(80)% Cr3C2, Ni80Cr20 +
12,5% CaF2 + 55% TiC после импульсно-плазменных воздей-
ствий при оптимизированных режимах (дистанция обработки -
а
б
Рис. 1.29. Микроструктура покрытия NiCr-Fe + 50(80)% Сг3С2 (х200): а - в ис-
ходном состоянии; б - после импульсно-плазменных воздействий
55
a
б
Рис. 1.30. Микроструктура покрытия Ni80Cr20 + 12,5% CaF2+ 55% TiC (xlOO):
a - в исходном состоянии; б - после импульсно-плазменных воздействий
0,38-0,40 м, количество импульсов до полного оплавления по-
крытия - 5). В соответствии с рисунками достигнуто оплавление
поверхности и нижележащих слоев по всей толщине напылен-
ного материала.. При этом напыленный материал без обработки
(рис. 1.29, а и 1.30, а) отличается своей поверхностью и нижеле-
жащими слоями. После обработки уменьшился обобщенный по-
казатель пористости и выкрошенных при подготовке шлифов
твердых частиц карбидной фазы (табл. 1.9).
Данные табл. 1.9 свидетельствуют о том, что плотность и ко-
гезионная прочность напыленных материалов после импульсно-
плазменных воздействий увеличилась. Вместе с тем остаточная
пористость и выкрошенные частицы включений твердой смазки
и карбидной фазы имеют место, что, очевидно, связано с крат-
56
Таблица 1.9. Обобщенный показатель пористости и выкрошенных
при подготовке шлифов частиц покрытий, полученных плазменным
напылением с последующей импульсно-плазменной обработкой
Покрытие Обобщенный показатель пористости и выкрошенных при подготовке шлифов частиц покрытий, %
до обработки покрытия после обработки покрытия
NiCr-Fe + 50% Сг3С2 5,3-7,9 4,4-6,5
NiCr-Fe + 80% Сг3С2 7,1-10,0 6,4-9,1
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2+55% TiC 8,6-11,4 7,7-10,0
Ni80Cr20 + 12,5% CaF?+55% TiC 9,5-12,7 8,9-11,8
ковременностью тепловых и динамических импульсных воздей-
ствий (~ 450 мкс).
Для комплексной оценки эффективности импульсно-плаз-
менных воздействий металлографический анализ образцов до-
полнен замерами микротвердости напыленных и оплавленных
на оптимальных режимах материалов. Результаты замеров пред-
ставлены в табл. 1.10.
Таблица 1.10. Микротвердость напыленных
и обработанных импульсами плазмы покрытий, МПа
Покрытие Зоны замеров по длине поперечного сечения покрытия
1 2 3 4 5
NiCr-Fe+ 4940-6890 4170-6550 5400-7260 4170-7660 5840-6540
50%Сг3С2 (4050-5600) (3190-5110) (4000-5430) (3340-5890) (4860-5320)
NiCr-Fe+ 4030-5880 4360-6480 5110-7250 4010-6980 4980-6610
80%Сг3С2 (3170-4850) (3280-4750) (3810-5580) (3340-5760) (4120-5420)
Ni80Cr20 + 6296- 8510 6422-8956 7022-9396 6986-8510 7312-9953
12,5%MoS2 + 55%TiC (5264-7282) (4144-6649) (5202-7065) (4342-7662) (5827-6919)
Ni80Cr20 + 5615-8701 6537-9245 7155-10094 8293-9749 5681-9207
12,5%CaF2 + 55%TiC (5196-7641) (4878-6851) (5462-7765) (6911-8045) (6253-7547)
Примечание. В скобках указаны значения микротвердости для на-
пыленных и необработанных материалов.
57
Как видно из табл. 1.10, по сравнению с необработанными
материалами микротвердость напыленных покрытий после
импульсно-плазменных воздействий увеличилась в среднем на
20-30%. Это связано с уплотнением покрытий, изменениями их
напряженного состояния и структуры (в том числе тонкой струк-
туры). По сравнению с NiCr-Fe + 50% Cr3C2 (Ni80Cr20 + 12,5%
MoS2 + 55% TiC) у покрытий NiCr-Fe + 80% Cr3C2 (Ni80Cr20 +
12,5% CaF2 + 55% TiC) наблюдаются повышенные градиенты
значений микротвердости в зонах замеров. Это можно объяс-
нить более высоким обобщенным показателем пористости по-
крытий, содержащих 80% Сг3С2 и CaF2.
На рис. 1.31 представлен характерный график изменения ми-
кротвердости по толщине обработанных покрытий. Как видно
из рисунка, график характеризуется максимумом микротвердо-
сти, сдвинутом в глубь покрытия. Полученные эффекты увели-
чения микротвердости и распределения ее максимума, очевидно,
связаны с возникающими при многократных импульсно-плаз-
менных воздействиях термическими, структурными напряже-
Рис. 1.31. Изменение микротвердости по
толщине обработанного покрытия NiCr-Fe
+ 50%Сг3С2
ниями, дислокациями.
С учетом полученных
результатов исследований
механизм упрочнения по-
крытий обусловлен следу-
ющими процессами:
уплотнением нанесен-
ного материала импульсом
компрессионной плазмен-
ной струи с высокоскоро-
стным нагревом и расплав-
лением слоя покрытия,
а также ударно-волновым
воздействием на него при
сверхзвуковом набегании
плазменного потока;
изменением напряжен-
ного состояния нанесен-
58
ного материала при высокоскоростном неравномерном нагреве
и охлаждении тонкого слоя покрытия, при получении новых
элементов и параметров тонкой структуры (дислокации, ближ-
ний порядок атомов);
пластической деформацией и наклепом;
аморфизацией структуры покрытия.
Уплотнение напыленного материала импульсом компресси-
онной плазменной струи подтверждается фотографиями микро-
структуры и снижением обобщенного показателя пористости
обработанных покрытий (рис. 1.29 и 1.30, табл. 1.9). Эффект
уплотнения достигнут благодаря соответствующим параметрам
высокоэнергетического импульса обработки, которые составля-
ют: скорость плазменного потока - (1-2) • 107 см/с; температура
плазмы - десятки тысяч градусов; концентрация электронов
плазмы - до 1017 см"3 [44].
Что касается возникающих напряжений, то они обусловлены
технологическими особенностями рассматриваемой импульс-
ной обработки, а их существенное влияние на физико-меха-
нические свойства покрытий подтверждается эксперименталь-
ными данными (рис. 1.31). Наблюдаемое локальное улучшение
свойств одного из слоев покрытия с получением максимальной
микротвердости возможно только за счет сжимающих остаточ-
ных напряжений и дислокаций, образующихся в слое при опре-
деленном локальном сочетании процессов прогрева и охлажде-
ния, сопровождающих повторные импульсы плазменной обра-
ботки.
Как отмечалось, к факторам упрочнения относится пласти-
ческая деформация и наклеп материала покрытия, обрабатывае-
мого импульсами компрессионных плазменных потоков. При
этом измельчается структура материала, имеет место изменение
химических связей в объеме покрытия (металлические перехо-
дят в более прочные ковалентные связи). Предпосылкой указан-
ного изменения типа связей является уменьшение величины, ха-
рактеризующей ближний порядок атомов твердого раствора на
основе никеля (структурной составляющий рассматриваемых
композиционных покрытий), что подтверждается проведенным
59
рентгеноструктурным анализом (табл. 1.11). При упрочнении на-
клепом значительная роль принадлежит увеличению плотности
дислокаций пластически деформируемого материала. Увеличе-
ние плотности дислокаций наблюдалось при рентгеноструктур-
ном анализе обработанных покрытий (табл. 1.12).
Таблица 1.11. Размеры области ближнего порядка твердого раствора
на основе никеля (линия спектра 4-0850)
Материал покрытия Размеры области ближнего порядка, нм
до обработки после обработки
Ni80Cr20 + 12,5%MoS2+ 55%TiC Ni80Cr20 + 12,5%CaF2 + 55%TiC 15,88 20,45 7,51 9,14
Таблица 1.12. Плотность дислокаций твердого раствора
на основе никеля в композиционных самосмазывающихся покрытиях
Материал покрытия Плотность дислокаций в объеме кристалла, 108 1/см2
до обработки после обработки
Ni80Cr20 + 12,5%MoS2+ 55%TiC 56,0847 79,5411
Ni80Cr20 + 12,5%CaF2 + 55%TiC 42,6089 61,7563
Важным процессом механизма упрочнения обрабатываемых
импульсами плазмы напыленных материалов является их амор-
физация. Об этом процессе свидетельствуют рентгенограммы
напыленных и обработанных композиционных покрытий (рис.
1.32). На рентгенограммах наблюдается характерное для амор-
физированных структур наличие «гало» у покрытий после воз-
действия на них высокоэнергетическими импульсами плазмен-
ной струи. Возросшее присутствие аморфных и микрокристал-
лических фаз объясняется сверхбыстрым охлаждением слоев
покрытий после импульсной обработки и динамическим воздей-
ствием импульса компрессионного плазменного потока. Амор-
физация структуры способствует повышению ее износостойко-
сти [45].
Необходимо отметить, что изменения фазового состава на-
носимых порошковых композиций при их плазменном напыле-
60
Рис. 1.32. Рентгенограммы композиционных покрытий после термической
обработки импульсами плазменной струи: а - Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55%
TiC; 6 - Ni80Cr20 + 12,5% CaF2 + 55% TiC
нии и импульсно-плазменной обработке покрытий не происхо-
дит, изменяются лишь параметры тонкой структуры. С учетом
изложенного выше на рис. 1.33 приведена обобщенная схема
процессов упрочнения напыленных покрытий при воздействии
на них импульсами плазменной струи.
Изложенные результаты исследований, касающиеся нанесе-
ния покрытий с избыточной карбидной фазой и включениями
твердой смазки, могут быть использованы для упрочнения или
восстановления рабочих поверхностей изделий, эксплуатирую-
щихся при неблагоприятных условиях трения (граничная смаз-
ка или отсутствие смазочного материала, повышенные контакт-
61
Рис. 1.33. Схема процессов упрочнения композиционных покрытий при воз-
действии на них импульсами плазменной струи
ные нагрузки и температуры трибосопряжений). К таким изде-
лиям относятся, например, детали моторостроения и металлур-
гического оборудования.
62
1.8. Лазерная обработка покрытий
На поверхность стальных пластин газопламенным способом
наносили покрытии толщиной 250-500 мкм из Ni-сплавов, со-
держащих карбобориды или сложные r-бориды. Затем покрытие
обрабатывали СО2-лазером. Изменяя параметры лазерного излу-
чения, можно добиться минимального разбавления поверхност-
ного слоя железом подложки и, следовательно, минимального
снижения его твердости. Полученное таким образом покрытие
имело плотное строение, гладкую поверхность, дисперсную
микроструктуру, хорошее сцепление с подложкой и, как след-
ствие, повышенные антикоррозионные свойства и стойкость
к абразивному изнашиванию [46].
Предложено износо- и окалиностойкое покрытие на пласти-
нах из сплава Cr - Ni - Nb, работающих при температуре 800 °C
в условиях абразивного износа и термических ударов. На пла-
стины путем плазменного напыления наносили покрытие из
83% WC - 17% Со, которое затем подвергали лазерному оплав-
лению. Покрытие имело хорошее сцепление с подложкой. Опти-
мизация параметров лазерной обработки и предварительный
нагрев пластин до 400 °C позволяли получать толстые и одно-
родные слои. Для покрытия толщиной 1,0 мм ± 10% перемеши-
вание нанесенного слоя и подложки при лазерной обработке не-
значительное. Шероховатость поверхности покрытия составля-
ла 100 мкм [47].
Для улучшения антикоррозионных свойств и повышения из-
носостойкости деталей из низкоуглеродистой стали изделия на-
пыляют плазменным способом с нанесением слоя, содержащего
75% Сг3С2 и 25% NiCr или 88% WC и 12% Со. Затем покрытие
подвергают воздействию луча СО2-лазера. Установлены зависи-
мости глубины расплавленной зоны от скорости лазерной обра-
ботки. Рекомендуется тщательно регулировать параметры про-
цесса для предотвращения усадочных пор и трещин [48].
Представляют интерес экспериментальные данные о напыле-
нии и оплавлении покрытий из сплавов типа колмоной и стеллит
[49]. После плазменного и газопламенного напыления осущест-
63
вляли обработку Nd- и СО2-лазерами мощностью 15-25 Вт/мм2.
Оплавление покрытий из сплавов типа стеллит способствует
улучшению их микроструктуры, однако повышение эксплуата-
ционных характеристик незначительное. Покрытия, нанесенные
газопламенным напылением, после обработки лазером имеют
большое количество трещин. Наилучшие результаты получены
при использовании лазерной наплавки колмоноев и стеллитов.
При этом формируется однородная микроструктура.
Изучены возможности оплавления для устранения поверхно-
стной пористости керамических покрытий (ZrO2, стабилизиро-
ванный 5% СаО или 8% У2О3), напыленных на металлическую
основу (Ni-сплав). Положительные результаты получены при
обработке покрытия в импульсном режиме (длительность им-
пульса 10-5 с). Изменяя параметры обработки, можно регулиро-
вать глубину оплавления. Для предотвращения образования
трещин при затвердевании оплавленного слоя рекомендуется
выполнять лазерную обработку поверхности в камере при
850 °C с последующим медленным охлаждением изделия.
Один из примеров исследования технологии лазерного оп-
лавления напыленных материалов приведен в работе [50]. Экс-
перименты проведены на цилиндрических трубчатых образцах
из низкоуглеродистой стали СтЗ (диаметр 50 мм, толщина сте-
нок 3 мм). Плазменное напыление осуществлялось на серийной
установке порошком из сплава ПГ-СР2 при следующих режи-
мах: ток 400 А, напряжение дуги 40 В, расход плазмообразую-
щего газа (90% Аг + 10% N2) 1,2 • 10-3 м3/с, расход порошка
0,83 • 10-3 кг/с, дистанция напыления 120 мм, угловая скорость
вращения образца 6,28 с-1, продольная подача образца 4 мм/с.
Толщина напыленного слоя 1 мм, пористость 8-10%.
Лазерное оплавление проводилось при следующих парамет-
рах: мощность излучения 2-3,5 кВт, диаметр сфокусированного
излучения = 0,5-1,6 мм, что обеспечивало изменение удель-
ной погонной энергии (qQ = 25-400 Дж/мм2).
Результаты исследования представлены на рис. 1.34. Увели-
чение qG способствует некоторому повышению объема оплавлен-
ного металла за счет одновременного возрастания глубины h
64
и ширины b зоны обработки. При qQ < 180 Дж/мм2 происходит
лишь частичное проплавление покрытия. Причем в оплавлен-
ном объеме металла наблюдаются округлые газовые поры, свя-
занные с дегазацией нижележащих газонасыщенных слоев на-
пыленного покрытия.
Оптимальной следует считать qQ = 180-330 Дж/мм2. При
этом обеспечивается полное оплавление напыленного слоя,
а также и металла основы на глубину до 0,25 мм. В оплавленном
объеме металла поры практически отсутствуют. Дальнейшее
повышение погонной энергии (qQ > 330 Дж/мм2) приводит к уве-
личению глубины проплавления основного металла, вследствие
чего материал основы в больших количествах попадает в объем
наплавки и ухудшает эксплуатационные характеристики оплав-
ленного покрытия.
Структура оплавленных лазером слоев характеризуется
чрезвычайной дисперсностью, отсутствием оксидных включе-
ний и пор. Оплавленная зона отличается несколько меньшими
значениями микротвердости по сравнению с плазменным на-
пылением. Следует отметить, что микротвердость напыленного
слоя измеряли выборочно лишь по объему металлических ча-
стиц, минуя границы раздела и поры, тогда как значение микро-
твердости оплавленной зоны является среднестатистической ха-
рактеристикой всего объема наплавки [51].
Увеличение удельной погонной энергии лазерного оплавле-
ния приводит к незначительному снижению микротвердости
Рис. 1.34. Зависимость глубины h, ширины b и средней микротвердости Н об-
работанной зоны от удельной погонной энергии
65
оплавленной зоны (рис. 1.34). Твердость оплавленного слоя при
оптимальном режиме составляет не менее 8000 МПа, что соот-
ветствует паспортным данным для порошка ПГ-СР2.
Содержание легирующих элементов в оплавленных участ-
ках, по результатам микрорентгеноспектрального анализа, мало
отличается от их содержания в исходном порошке, %: Ni - 60-
74; Сг - 11-17; Si - 1,5-2,5; Fe < 4.
Следует отметить, что характер распределения легирующих
элементов по глубине оплавленной зоны, как и в случае оплав-
ления шликерных покрытий, характеризуется равномерностью,
за исключением границы зоны оплавления. Это важная особен-
ность лазерной обработки, обеспечивающей кратковременное
расплавление напыленного слоя и последующее охлаждение
с высокими скоростями, что способствует сохранению легирую-
щих элементов, содержащихся в предварительно нанесенных
напылением покрытиях, и их равномерному распределению
в объеме наплавки.
Практический интерес представляет исследование возможно-
стей лазерной обработки протяженной поверхности при пере-
крытии оплавляемых зон. Эксперименты проводились при од-
номерном вращении и продольном перемещении образца, т. е.
при обработке цилиндрической поверхности по винтовой траек-
тории. На начальной стадии обработки в процессе теплового на-
сыщения глубина проплавления несколько увеличилась до ква-
зистационарного состояния. Следовательно, для обеспечения
равномерной глубины проплавления в таких случаях необходи-
мо управлять режимом обработки.
Для получения одинаковых свойств поверхности лазерное
оплавление двух соседних зон следует осуществлять с их пере-
крытием, что приводит к двухкратному переплавлению в зоне
перекрытия. Распределение микротвердости поверхностных
участков металла по ширине обработанных зон, включая зону
перекрытия, показало, что при повторном переплаве зоны пере-
крытия заметного снижения микротвердости не происходит.
Это связано с тем, что при повторном нагреве в оплавленном по-
рошке ПГ-СР2 происходят незначительные фазовые изменения.
66
В объемах оплавленного металла, подвергнутых повторному пе-
реплаву, микроструктура и химический состав практически не
изменяются. Следует отметить, что при соблюдении минималь-
ного подплавления основы на глубину 0,25 мм обеспечивается
высокая прочность сцепления между покрытием и основой,
а кратковременность пребывания наплавленного металла в об-
ласти высоких температур при лазерном воздействии не создает
условий для активного развития процессов диффузии.
Лазерным оплавлением при оптимальном режиме поверх-
ностных покрытий, полученных высокотемпературным напыле-
нием, можно добиться такого состояния поверхности, что при
последующей механической обработке возможно сразу осуще-
ствить финишные операции, например шлифование.
При разработке технологии лазерного оплавления напылен-
ных материалов необходимо учитывать общие закономерности
взаимодействия излучения с нанесенным покрытием. Известно,
что кроме мощности излучения определяющими факторами яв-
ляются поглощательная способность поверхности и ее теплофи-
зические свойства, которые обусловливают скорость теплопере-
дачи от поверхности вглубь через слой покрытий. Газотермиче-
ские покрытия и обмазки выгодно отличаются от металлов
высокой шероховатостью (развитостью) поверхности, структу-
рой с избытком оксидных пленок, что приводит к значительному
повышению поглощательной способности покрытий и делает
возможным оплавление их лазерным лучом без предваритель-
ного нанесения поглощающего слоя.
Следующая закономерность оплавления газотермических
покрытий заключается в лимитировании скорости теплового
потока, что определяется теплофизическими свойствами покры-
тия. Его материалы представляют собой высоколегированные
сплавы, интерметаллы, карбиды и т. д., содержащие соединения,
теплофизические свойства которых значительно отличаются от
свойств чистых металлов. Например, коэффициент темпера-
туропроводности для технически чистого никеля составляет
0,22 м2/с, а для интерметаллов системы Ni - Al - 0.037, для Ti -
Ni-0,063 м2/с.
67
Развитость структуры, наличие большого количества границ
раздела с тонкой пленкой оксидов между отдельными частица-
ми, значительная пористость и неравномерное распределение
пор по объему являются факторами, препятствующими распро-
странению теплового потока в глубь покрытия. Это нарушает
равномерность распределения температурного поля и создает
трудности при управлении технологическим процессом лазер-
ной обработки. Низкий коэффициент теплопроводности покры-
тия ограничивает глубину проплавления. Вместе с тем материа-
лы покрытий с высоким коэффициентом теплопроводности
можно оплавлять с большой глубиной проплавления без растре-
скивания.
Важным фактором взаимодействия лазерного излучения
с покрытиями является испарение металла с поверхности оплав-
ляемого слоя. Этот процесс сложно контролировать, но его мож-
но уменьшить, варьируя мощность излучения. Если плотность
мощности слишком высока, температура поверхности быстро
достигает точки кипения материала и в результате испарения
образуется кратер. Время, в течение которого температура до-
стигает точки кипения, определяется выражением
^=^2^£(Гк_Го)2, (1.4)
где X, р, с - соответственно теплопроводность, плотность
и удельная теплоемкость металла; Тк - точка кипения; То - тем-
пература окружающей среды; q0 - плотность мощности погло-
щенного излучения.
По формуле (1.4) с учетом плотности мощности поглощен-
ного излучения и размера фокального пятна можно рассчитать
скорость оплавления, при которой происходит кипение материа-
ла и образуются кратеры на поверхности покрытия. Таким обра-
зом, обработка газотермических покрытий лазером существен-
но отличается от обработки монолитных материалов и требует
индивидуального подхода при решении технологических задач.
Глава 2
КРИТЕРИИ ФОРМИРОВАНИЯ РАБОТОСПОСОБНОЙ
СТРУКТУРЫ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ
2.1. Требования к структуре износостойкого покрытия
Требования к структуре обусловлены основными процесса-
ми разрушения поверхностей трения. Такими процессами явля-
ются разрушения за счет микроконтактного схватывания, абра-
зивных воздействий, контактной усталостной повреждаемости,
коррозионно-механического (окислительного) изнашивания.
Оптимальная износостойкая структура должна содержать эле-
менты, которые способствуют сопротивлению указанным про-
цессам разрушения. Вопросы выбора оптимальной износостой-
кой структуры рассмотрены в работе [52] и в монографии [9].
С учетом известных данных, в том числе приведенных на
рис. 2.1-2.3, для повышения маслоудерживающей способности
и снижения интенсивности изнашивания микроконтактным
схватыванием покрытия деталей трибосопряжений должны удо-
влетворять следующим требованиям.
1. Содержать элементы Ni, Сг, С, Si. Никель имеет мини-
мальный атомный радиус, и, как следствие, плотность ионов
на поверхности его сплавов возрастает. При этом увеличи-
вается количество ион-дипольных связей между ионами
металлической поверхности и дипольными группами масла.
Для материалов на основе никеля характерно увеличение мас-
лоудерживающей способности (работы адгезии масла) при из-
менении составов от сплава ПГ-СР2 к сплаву СНГН (рис. 2.1).
Это можно объяснить изменением сил химического взаимодей-
ствия, в котором моторные масла выполняют роль доноров элек-
тронов. От сплава ПГ-СР2 к сплаву СНГН акцепторные свойства
металлической поверхности усиливаются за счет более высоко-
69
Рис. 2.1. Адгезия моторного масла к твердым поверхностям
го содержания кремния, углерода и бора. Возникает большее ко-
личество зон с недостаточным количеством электронов, поло-
жительно заряженных участков. В результате возрастает интен-
сивность перехода электронов масла к поверхности сплава.
Генерируются дополнительные силы химического взаимодей-
ствия с повышением маслоудерживающей способности пок-
рытия.
2. Содержать элементы, формирующие микрогетерогенную
структуру, обеспечивающую высокий уровень физико-меха-
нических свойств. Такая структура предусматривает наличие
связующей матрицы с твердыми включениями, например,
карбидной фазы. Упрочнение межфазных связей возможно за
счет формирования вторичных соединений из элементов основ-
ных фаз. Эти соединения в виде тонкодисперсных включений
(например, Сг7С3, Fe3C, Fe2C, С19Сг7Мо24, Fe63Mo37, FeTi, МоС)
образуются вблизи основных межфазных границ, затрудняя
70
Рис. 2.2. Влияние напыленных композиционных порошковых материалов на
интенсивность изнашивания покрытий: 1 - сталь 45,48 - 52 HRC; 2 - механи-
ческая смесь NiCr-Fe + 50%SiC; 3 - композиционный порошок NiCr-Fe +
80%Сг3С2; 4 - композиционный порошок NiCr-Fe + 50%Сг3С2
их разрушение и упрочняя покрытие. Установлено, что ука-
занный механизм усиления межфазных связей достигается
путем импульсно-плазменной обработки газотермических
покрытий, о которой упоминалось в параграфе 1.6. Важным
показателем, характеризующим высокий уровень физико-меха-
нических свойств покрытий, являются сжимающие остаточ-
ные напряжения в поверхностных слоях нанесенных мате-
риалов.
3. Содержать элементы Сг, В, С и др., обеспечивающие повы-
шенную интегральную твердость покрытий для улучшения
их антизадирных свойств и уменьшения коэффициента тре-
ния, что достигается снижением степени деформации и площа-
ди фактического контакта трибосопряжений, снижается веро-
ятность микроконтактного схватывания поверхностей трения
покрытий. Вместе с тем площадь фактического контакта долж-
на быть достаточной во избежание чрезмерного увеличения
71
локальных контактных давлений, способствующих разрушению
слоя смазки. Поэтому структура износостойких антифрикци-
онных покрытий должна иметь высокую прирабатываемость.
Это обеспечивается наличием фаз с кристаллической решеткой,
имеющей плоскости легкого скольжения и промежуточную
твердость. Роль таких фаз могут выполнять оксиды, специаль-
но вводимые в состав покрытия или образующиеся при его га-
зотермическом напылении в результате взаимодействия эле-
ментов распыляемого материала с кислородом воздуха.
Касаясь изнашивания микроконтактным схватыванием, не-
обходимо также отметить, что для формирования стабильного
слоя смазочного материала в тяжелонагруженном трибосопря-
жении перспективно применение покрытий, структурными эле-
ментами которых являются включения твердой смазки в виде
графита, MoS2, CaF2 и других веществ. При этом смазочный
материал, накопившийся перед входом в контакт, при сдвиге
распространяется по всему контакту, превращаясь благодаря
Рис. 2.3. Влияние напыленных композиционных порошковых материалов на
коэффициент трения покрытий: 1 - NiCr; 2 - механическая смесь NiCr-Fe +
50% SiC; 3 - композиционный порошок NiCr-Fe + 50%Сг3С2; 4 - композици-
онный порошок NiCr-Fe + 80%Сг3С2
72
своей пластичности в тонкую пленку. В случае использования
твердой смазки ее частицы, вошедшие в контакт, объединяются
и деформируются совместно, образуя однородный материал
с неразличимыми границами между отдельными частицами.
При достаточной скорости поступления смазки в контакт ее из-
быток накапливается на входе, выполняя роль смазочного ре-
зервуара, из которого смазка беспрерывно поступает в зону
контакта. При недостаточной скорости ее поступления непре-
рывная смазочная пленка не образуется и происходит быстрое
повреждение смазочного слоя.
Свойства твердых смазочных покрытий зависят от вида
кристаллической решетки материала, работы, затрачиваемой
на расщепление кристалла слоистого смазочного материала по
плоскости скольжения, его адгезии к металлической поверхно-
сти, режимов трения. При этом дисульфид молибдена более
склонен к растеканию и образованию сплошных пленок, чем
графит. В то же время графит более стоек к термическим воз-
действиям, и введение его в состав смазки позволяет повысить
температурный порог ее применения. Помимо этого, на ча-
стицах графита сорбируются молекулы воды и других веществ,
позволяя перейти в режим жидкостного трения с соответ-
ствующим уменьшением коэффициента трения.
Как отмечалось, к основным процессам разрушения поверх-
ностей трения относится также контактная усталостная повреж-
даемость. Можно предположить, что зарождение и развитие
трещин являются результатом упругих колебаний, амплитуда
которых при определенных условиях контактирования поверх-
ностей трения нарастает со временем. При этом имеет место
взрывное нагружение участков поверхности, что может приве-
сти к образованию трещин в областях растяжения. В случае на-
клепа и упрочнения поверхностного слоя существенно изменя-
ется процесс деформирования и разрушения, который становит-
ся зависимым от соотношения прочностных свойств поверхности
и нижележащих слоев. Как показано в работе [53], релаксация
напряжений на границе раздела упрочненного поверхностного
слоя и неупрочненного объема приводит к образованию в по-
73
верхностном слое квазипериодической системы трещин, а во
внутренних объемах формируются полосы локализованной
деформации, что ускоряет процесс разрушения поверхности
трения.
Во избежание концентрации напряжений, сопровождающих-
ся локализацией деформации в поверхностном слое при трении,
необходимо создать условия эффективного рассеяния подводи-
мой энергии. Это возможно в случае неоднородной структуры.
Причем масштаб неоднородностей должен быть сопоставим
с масштабом пластической деформации при трении, который
является мезоскопическим, т. е. на уровне объемных структур-
ных элементов. Необходимо отметить, что возможны согласо-
ванные движения в системе мезоэлементов и появление неодно-
родностей деформированной структуры, которые также явля-
ются мезоскопическими, но другого порядка. Поэтому задавая
иерархию диссипативных структур, учитывающую специфику
деформирования при трении, можно снизить интенсивность из-
нашивания как при стационарном режиме трения, когда веду-
щим является процесс микропластической деформации на по-
верхности, так и при критическом, когда в процесс деформиро-
вания вовлекаются большие объемы материала. Указанные
структуры характерны для покрытий из композиционных мате-
риалов, что подтверждается, например, повышенной износо-
стойкостью покрытия NiCr-Fe + 50% Сг3С2? на поверхности
трения которого не наблюдается системы трещин, развиваются
лишь единичные трещины на различных участках поверхности
[52]. В результате интенсивность отделения частиц износа за
счет развития усталостных микротрещин снижается. Установ-
лено, что возрастание диссипирующей способности и снижение
интенсивности изнашивания напыленных композиционных ма-
териалов могут быть достигнуты путем их дополнительной
импульсно-плазменной обработки. Эффект получается за счет
накопления дислокационной субструктуры.
Процесс формирования дислокационной субструктуры мо-
жет быть представлен в виде физической модели, которая отра-
жает последовательность и взаимосвязь преобразований энер-
74
гии и структурно-фазовых превращений в напыленных матери-
алах, обработанных компрессионными плазменными потоками
(рис. 2.4). Как видно из рисунка, совокупность трех одновремен-
но протекающих структурообразований в связующей и карбид-
ной фазах, а также на межфазных границах приводит к форми-
рованию дислокационной субструктуры, насыщенной дислока-
ционными каналами диссипации энергии.
Что касается абразивного воздействия на поверхности тре-
ния со стороны продуктов износа (выкрашивающиеся оксиды
i ДЕ
Рис. 2.4. Физическая модель формирования дислокационной структуры на-
пыленных композиционных покрытий, обработанных импульсами компрес-
сионных плазменных потоков: о - напряжение; е - деформация; Q - теплота;
Т - температура; ЛЕ - внутренняя энергия
75
металлов, наклепанные частицы, твердые структурные состав-
ляющие сплавов), то необходимо отметить следующее. Абразив
передеформирует поверхностный слой защитного покрытия пу-
тем царапания, микрорезания, выглаживания. Накопление пла-
стической деформации неразрывно связано с упрочнением по-
верхностного слоя покрытия. В результате стойкость к абразив-
ному изнашиванию во многом зависит от чувствительности
материалов покрытий к упрочнению. По мнению авторов рабо-
ты [54], упрочнение возможно не только путем наклепа, но и за
счет характерных для некоторых материалов аустенитно-мар-
тенситных превращений (у —> а). На полноту превращений влия-
ют углерод, никель, хром, марганец. Например, никель и хром
по-разному влияют на энергию дефектов упаковки в аустените,
которые являются зародышами при образовании мартенсита де-
формации. Поскольку никель увеличивает энергию дефектов
упаковки, а хром снижает ее [55, 56], то с уменьшением содержа-
ния в сплаве хрома и увеличением никеля вероятность образо-
вания дефектов упаковки понижается, что обусловливает сни-
жение полноты у —> а превращений. В результате степень упроч-
нения и износостойкость сплава уменьшаются. Кроме того,
снижение степени упрочнения сплавов с повышенным количе-
ством никеля связано с более высокой подвижностью дислока-
ций [57], что уменьшает их плотность в деформированном ме-
талле, а значит, и степень его упрочнения [58].
Характер влияния соотношения хрома и марганца на степень
упрочнения и износостойкость сплавов отличается от влияния
соотношения хрома и никеля. В диапазоне легирования сплавов
от 0,15% Сг и 6,95% Мп до 8,43% Сг и 1,43% Мп полнота фазо-
вых превращений в процессе изнашивания, степень упрочнения
поверхности трения и износостойкость при замене марганца
хромом, как и при замене никеля, увеличиваются. Однако уже
в сплавах, легированных только или преимущественно марган-
цем, эти параметры находятся на более высоком уровне, чем
в сплавах, легированных никелем. Марганец, как и хром, снижа-
ет энергию дефектов упаковки в аустените [59], что оказывает
положительное влияние на полноту мартенситных превраще-
76
ний, степень упрочнения и износостойкость сплавов. В хромо-
марганцевых сплавах заметный вклад в общее упрочнение по-
верхности трения вносит непревратившийся в процессе изнаши-
вания аустенит. Подвижность дислокаций в нем существенно
ниже, чем в хромоникелевом [57, 60]. Поэтому он значительно
упрочняется за счет механического наклепа. При этом важную
роль в данном процессе играет мартенсит деформации, который
служит препятствием для движения дислокаций.
Углерод в противоположность хрому увеличивает энергию
дефектов упаковки. Поэтому в сплаве с наибольшим содержани-
ем хрома и минимальным углерода вероятность образования де-
фектов упаковки в аустените самая высокая, что обусловливает
максимальную для данного ряда сплавов полноту мартенситных
превращений.
По мере увеличения концентрации углерода и уменьшения
хрома полнота фазовых превращений снижается. В то же время
количество мартенсита деформации хотя и уменьшается, однако,
по-видимому, является вполне достаточным для обеспечения эф-
фективного закрепления дислокаций в аустените. При этом сте-
пень упрочнения аустенита, не претерпевшего превращений,
увеличивается благодаря повышению содержания в нем углерода.
Кроме того, повышается твердость мартенсита деформации при
увеличении в нем содержания углерода. Это в целом приводит
к существенному увеличению степени упрочнения и изно-
состойкости сплавов при повышении углерода до 1,03% и уменьше-
нии хрома до 5,39%.
Рассмотренный механизм влияния хрома и марганца на пол-
ноту у —> а превращений при накоплении пластической дефор-
мации поверхностей трения подтверждается эксперименталь-
ными данными, приведенными в табл. 2.1.
Как видно из таблицы, исходная микротвердость покрытий
с повышенным содержанием хрома и марганца (соответствует
среднему и нижнему слоям от поверхности трения) заметно из-
меняется в процессе испытаний на изнашивание, увеличиваясь
за счет наклепа и у а превращений (верхний слой поверхно-
сти трения). Чувствительность упомянутых покрытий к у а
77
Таблица 2.1. Средняя микротвердость напыленных покрытий до и после
испытаний на изнашивание (замеры с нагрузкой 50 г на индентор)
Марка материала покрытия Средняя микротвердость HV
Слой от поверхности трения
верхний средний нижний
65Г 443 405 376
08Г2С 350 301 266
40X13 445 392 369
превращениям с увеличением твердости является важным фак-
тором их работоспособности в абразивной среде, возникающей
при граничной смазке за счет отделяющихся от поверхностей
трения частиц. Это дает основание полагать, что износостой-
кость покрытий в указанных условиях возрастает при введении
в их состав хрома и марганца. При этом показано, что большему
содержанию углерода должно соответствовать меньшее содер-
жание хрома.
Наряду со схватыванием, контактной усталостной повреж-
даемостью и абразивным воздействием в реальных условиях
трения имеет место окислительное изнашивание трибосопряже-
ний. Пластическая деформация трущихся поверхностей способ-
ствует явлениям адсорбции и диффузии кислорода в искажен-
ную кристаллическую решетку металла при повышенном фрик-
ционном нагреве. Образующиеся и разрушающиеся хрупкие
оксидные пленки блокируют износ в тонком поверхностном
слое. Быстрому образованию плотных защитных пленок из со-
ответствующих оксидов способствуют хром и никель материа-
лов трибосопряжений. Эти элементы вызывают развитие окис-
лительного изнашивания, темпы которого ниже по сравнению
с изнашиванием микроконтактным схватыванием.
С учетом изложенного выше в обобщенной форме можно
выделить следующие основные требования к структуре износо-
стойкого покрытия.
1. Для уменьшения интенсивности изнашивания микрокон-
тактным схватыванием предпочтительны покрытия, содержа-
78
щие Ni, Сг, С, Si, которые позволяют увеличить маслоудержи-
вающую способность напыленных материалов, их твердость.
Элементы состава должны формировать структуру, которая
предусматривает наличие связующей матрицы с твердыми
включениями (например, карбидная фаза). Перспективно при-
менение покрытий с включениями твердой смазки в виде графи-
та, MoS2, CaF2 и других веществ.
2. Для уменьшения интенсивности изнашивания за счет про-
цессов контактной усталостной повреждаемости предпочти-
тельны покрытия из композиционных материалов с неоднород-
ной структурой, создающей условия эффективного рассеяния
подводимой при трении энергии во избежание концентрации
напряжений на поверхности трения. При этом масштаб неодно-
родности должен быть сопоставим с масштабом пластической
деформации трения на уровне объемных структурных элементов.
Возрастание диссипирующей способности и снижение интен-
сивности изнашивания напыленных композиционных материа-
лов могут быть достигнуты путем их дополнительной импуль-
сно-плазменной обработки или другой локальной обработки
высококонцентрированными потоками энергии с большими ско-
ростями нагрева и охлаждения локальных объемов материала.
3. Для уменьшения интенсивности абразивного изнашива-
ния предпочтительны покрытия с высокой твердостью. При
этом они должны быть чувствительными к упрочнению рабочей
поверхности при трении путем наклепа и у а превращений,
что реализуется при введении в состав покрытий хрома, марган-
ца. Большему содержанию углерода должно соответствовать
меньшее содержание хрома.
2.2. Требования к структуре
коррозионно-стойкого покрытия
В соответствии с механизмом коррозии, рассмотренным
в монографии [9], основными требованиями являются стойкость
к рабочим агрессивным средам, необходимая толщина покры-
тий, равномерность их нанесения, мелкозернистая структура
79
с повышенной когезионной и адгезионной прочностью, повы-
шенная плотность и минимальная пористость покрытий, мини-
мальная шероховатость поверхности нанесенного защитного
материала.
Касаясь стойкости к рабочим агрессивным средам, в каче-
стве примера эффективных элементов покрытия можно приве-
сти хром и никель, содержание которых способствует образова-
нию пассивных оксидных пленок, замедляющих коррозионное
электрохимическое разрушение материала. Кроме того, хром
является одним из элементов, повышающих стойкость стальных
покрытий к высокотемпературной коррозии. Для защиты чер-
ных металлов (стальных изделий) желательно выбирать такой
материал покрытия, который по отношению к подложке служит
катодом. Цинк является типичным катодным покрытием при
нанесении на сталь. Алюминий по отношению к стали может
быть как анодом, так и катодом в зависимости от состава агрес-
сивной среды.
Наиболее распространенная электрохимическая коррозия
характеризуется постоянной величиной в единицу времени, по-
этому срок службы покрытия во многом определяется его тол-
щиной. Этот показатель выбирают из условий получения надеж-
ной защиты поверхности металла, минимальной стоимости по-
крытия и обеспечения предусмотренных режимов работы
машин. Увеличение толщины покрытий сверх определенной ве-
личины практически не повышает защитных свойств, снижает
прочность сцепления покрытий с основным металлом, затруд-
няет сочленение кинематических пар и повышает стоимость за-
щиты. Поэтому толщину покрытий оговаривают в технической
документации на изделие, государственных стандартах и нор-
малях для типовых изделий.
Равномерность покрытия на поверхности изделия также яв-
ляется важным фактором работоспособности нанесенного мате-
риала, так как процесс коррозионного разрушения обычно на-
чинается на участках поверхности с более тонким нанесенным
слоем. Вопрос равномерности особенно актуален при газотер-
мическом напылении покрытий, характеризующихся по сравне-
80
нию с наплавкой повышенной пористостью, что облегчает пере-
мещение агентов коррозии в глубь покрытия и к основному ме-
таллу с активизацией коррозионного разрушения.
Известно, что распределение температуры в контактной зоне
по пятну напыления, скорости движения частиц к подложке
подчиняется нормальному закону Гаусса. Это означает, что па-
раметры покрытия в пятне напыления неравномерны и толщи-
на уменьшается, а пористость и размер пор увеличиваются от
центра к периферии пятна. Предлагаемые в работе [33] диафраг-
мирующие экраны, которые вырезают центральную часть плаз-
менного потока с более равномерным распределением частиц по
скоростям и температурам (в пределах ±10-20%), вряд ли спо-
собны решить проблему, поскольку требуют непроизводитель-
ного расхода достаточно дорогих материалов. Ее решение путем
варьирования режимов напыления также затруднительно.
Одним из способов решения проблемы является плазменное
напыление при воздействии ультразвуком. С учетом того что на
подложке в течение короткого времени после попадания напы-
ляемых частиц существует их метастабильное жидкое состоя-
ние, для решения проблемы можно применить наложение уль-
тразвуковых колебаний с интенсивностью, превышающей порог
кавитации, составляющий величину порядка 1 Вт/см2 [61].
Что касается требования получения мелкозернистой струк-
туры с повышенной когезионной и адгезионной прочностью по-
крытий, то оно обусловлено процессами развития коррозии по
границам зерен и на границе покрытие-подложка. Чем меньше
размеры зерен, тем больше степень локализации образования
продуктов коррозии в объеме покрытия, при этом затрудняется
развитие межзеренных трещин. Кроме того, мелкозернистая
структура, как правило, характеризуется возросшей адгезион-
ной прочностью покрытия, затрудняется отслаивание нанесен-
ного материала за счет расклинивающего действия подуктов
коррозии на границе покрытие - подложка.
Как отмечалось, одними из требований к структуре корро-
зионно-стойкого покрытия являются увеличение его плотности
и снижение пористости. Выполнение этого требования обеспе-
81
чивает возрастание изолирующей способности нанесенного ма-
териала как фактора торможения перемещения агентов корро-
зии в глубь покрытия. Уменьшается возможность коррозионного
разрушения покрытия и подложки, возрастает защитная способ-
ность нанесенного материала.
Необходимо также отметить, что наблюдается тенденция за-
рождения и развития язвин на микроучастках поверхности ме-
талла, где имеет место повышенная концентрация агрессивных
компонентов окружающей среды. Накопление агрессивных ком-
понентов возможно во впадинах микрорельефа поверхности.
Поэтому шероховатость поверхности коррозионно-стойких по-
крытий должна быть минимальной.
Для выполнения перечисленных требований целесообразна
дополнительная обработка нанесенных коррозионно-стойких
материалов, в том числе термическая (например, импульсно-
плазменная, лазерная). С учетом опыта нанесения и эксплуата-
ции установлена степень значимости перечисленных требова-
ний (и других факторов) для работоспособности анализируемых
покрытий. Значимость иллюстрируется табл. 2.2 [62], в которой
приняты следующие обозначения: %П1 - метод нанесения (на-
плавка, напыление и другие методы); Jfn2 - технология нанесе-
ния; - стойкость к рабочим агрессивным средам; Jfn4 - тол-
Таблица 2.2. Матрица рангов факторов,
характеризующих защитную способность покрытий
Фактор Эксперт 6 AS-
1 2 3 4 5 6
^П1 7 9 8 8 8 9 49 19 361
^П2 1,5 3 2 2 2,5 4 15 15 225
^ПЗ 4 4 5 4 2,5 4 23 6,5 42,25
^П4 3 2 2 2 2,5 2 13,5 16,5 272,25
^П5 1,5 1 2 2 2,5 1 10 20 400
^П6 6 7 8 6 6 7 40 10 100
^П7 5 5 5 5 6 4 30 0 0
^П8 9 8 8 8 9 7 49 19 361
^П9 8 6 5 8 6 7 40 10 100
82
щина покрытия; %II5 - равномерность на-
несения покрытия; %116 - шероховатость
поверхности покрытия; %117 - дополни-
тельная обработка покрытия; - кон-
структивные особенности узла; Jfn9 -
эксплуатационные особенности изделия.
Определение степени значимости требо-
ваний (факторов) осуществлялось мето-
дом экспертных оценок.
Коэффициент конкордации Кк = 0,91
свидетельствует о единстве мнений спе-
циалистов. Сравнение критерия Пирсона
%п = 43,8 с табличным значением =
15,5 для п-1 = 8 и а = 0,05 (%д > ) под-
тверждает неслучайный характер согла-
сия мнений экспертов.
На рис. 2.5 приведена гистограмма
рангов. Высота колонки ранга пропорци-
ональна его влиянию на защитную спо-
собность покрытий.
Как видно из рис. 2.5, в группу наи-
Рис. 2.5. Гистограмма ран-
гов требований (факторов),
определяющих защитную
способность коррозионно-
стойких покрытий
более значимых требований (факторов)
входят равномерность
нанесения покрытий, их толщина и технология нанесения. За-
тем по значимости следуют стойкость к рабочим агрессивным
средам, дополнительная обработка с регулированием зернисто-
сти и плотности структуры покрытия, шероховатость поверхно-
сти, эксплуатационные особенности, метод нанесения, кон-
структивные особенности.
2.3. Требования к структуре теплозащитного покрытия
В качестве материалов для теплозащитного покрытия наи-
большее применение в настоящее время получили композиции
на основе частично стабилизированного диоксида циркония
(ЧСДЦ) [63]. Широкое применение ZrO2 обусловлено его низкой
теплопроводностью, высоким коэффициентом термического рас-
83
ширения и, главное, возможностью обеспечения высоких меха-
нических свойств покрытий. Для стабилизации диоксида цирко-
ния служат CaO, MgO, Y2O3. При этом установлено, что наибо-
лее стабильными и долговечными при термоциклировании
в условиях нагрева выше 1273 К являются покрытия ZrO2 -
Y2O3. Максимальное сопротивление термоусталости достигает-
ся при 6-8% Y2O3.
Как отмечается в монографии [9], распыление порошков из
стабилизированного Y2O3 обеспечивает получение теплозащит-
ных покрытий, которые при температуре рабочей среды выше
1273 К снижают температуру металлической поверхности лопа-
ток газотурбинных двигателей на 140° и более. Вместе с тем эф-
фективность барьерного теплозащитного покрытия (ТЗП) на
основе ZrO2 во многом зависит от его структуры, которая варьи-
руется в зависимости от химического состава и способа получе-
ния исходных керамических порошков, технологии их распыле-
ния и последующей обработки покрытия. Важным фактором
эффективности ТЗП является его макроструктура, т. е. кон-
струкция как сочетание слоев покрытия с различными функци-
ями. Сложность создания такой конструкции предопределена
неблагоприятными условиями эксплуатации ТЗП: большими
перепадами температур, вызванных цикличностью работы агре-
гатов; высокими величинами импульсных потоков тепла; необ-
ходимостью длительного контакта покрытия с продуктами сго-
рания топлива. В указанных условиях ТЗП должны релаксиро-
вать без разрушения напряжения, неизбежно возникающего
вследствие неравномерного изменения смежных объемов мате-
риала покрытия. Рассматриваемые ТЗП должны также оказы-
вать сопротивление высокотемпературной коррозии.
Релаксация напряжений в теплозащитных покрытиях осу-
ществляется путем пластической деформации металлических
подслоев. Поэтому последние должны обладать повышенной
пластичностью в области рабочих температур и характеризо-
ваться жаростойкостью, обеспечивающей сохранение пластич-
ности длительное время. Для достижения этого металлические
подслои должны быть плотными с низким содержанием приме-
84
сей. Кроме того, для сцепления с наносимыми на них керамиче-
скими материалами на основе ZrO2 металлические подслои
должны иметь необходимый уровень шероховатости своей по-
верхности [64].
О технологических возможностях формирования металли-
ческих подслоев можно судить по результатам исследований
[65]. В качестве подложки использовались стали 40Х10С2М,
20Х25Н20С2, служащие для изготовления деталей, которые
подвергаются тепловым воздействиям. В качестве материала
подслоя использовался порошок следующего состава: Со - 32%,
Ni - 22, Сг - 7,8, А1 - 0,554, Y - 0,15, содержание кислорода 0,05%.
Материалом внешнего керамического слоя служил порошок
ZrO2-7%Y2O3. Металлический подслой напыляли на установках
APS (воздушное плазменное напыление), VPS (вакуумное плаз-
менное напыление), CDS (детонационное напыление). Внешний
керамический слой наносили на установке APS. При оценке ме-
ханических свойств ТЗП учитывали существенное влияние на
их работоспособность адгезионной прочности и напряженного
состояния покрытий. Адгезионную прочность осц и коэффици-
ент интенсивности напряжений К1с, которые во многом зависят
от характеристик подслоя, оценивали при испытаниях на раз-
рывной машине «Instron» по стандартным методикам. Работо-
способность напыленных покрытий определяли путем термоци-
клирования образцов с ТЗП по следующей схеме: нагрев до 1373
К, выдержка 15 мин, охлаждение до комнатной температуры
сжатым воздухом. Результаты исследований представлены
в табл. 2.3 и 2.4. Согласно данным табл. 2.3 и 2.4, для подслоя
CoNiCrAlY лучшие характеристики прочности сцепления, ко-
эффициента интенсивности напряжений (вязкости разрушения),
стойкости к термоциклированию имеют соответственно VPS-,
APS- и CDS-покрытия. Термическая обработка в вакууме уве-
личивает стойкость к термоциклированию только APS-no-
крытий.
Что касается микроструктуры ТЗП, то для увеличения до-
пустимых деформаций керамики в ней формируют некоторую
контролируемую пористость. Идея создания структур с контро-
85
Таблица 2.3. Прочность сцепления NiCoCrAlY-покрытий
Материал основы (подложки) Метод нанесения под- слоя Термообработка в вакууме осц, МПа
APS — 24/28
APS 1100 °C, 2 ч 72/90
40Х10С2М VPS — 76/104
20Х25Н20С2 VPS 1100 °C, 2 ч 168/200
CDS — 68/93
CDS 1100 °C, 2 ч 144/178
Таблица 2.4. Результаты измерений коэффициента интенсивности
напряжений К1с ТЗП системы ZrO2 - 7%Y2O3 - CoNiCrAlY
Материал основы (подложки) Метод нанесения подслоя Термообработка в вакууме Kic, МПа-м 1/2 Количество термоциклов до разрушения покрытия
APS — 2,7/2,1 129/118
APS 1100 °C, 2 ч 1,9/1,2 162/154
40Х10С2М VPS — 1,5/0,8 220/236
20Х25Н20С2 VPS 1100 °C, 2 ч 1,2/0,6 190/201
CDS — 0,8/0,5 330/311
CDS 1100 °C, 2 ч 0,6/0,4 302/274
лируемой пористостью основана на том, что пористые тела ме-
нее склонны к макроскопическому растрескиванию под дей-
ствием внутренних напряжений вследствие торможения либо
отклонения растущей трещины порами. Более высокая пори-
стость керамического слоя плазменного покрытия достигается
изменением режимов его нанесения (например, при возрастании
дистанции напыления). Используют также исходные распыляе-
мые порошки с увеличенными размерами частиц [66-68], орга-
нические наполнители, испаряющиеся из покрытия во время по-
следующей термообработки [67, 69]. Если выбором порошка
и параметров напыления удается увеличить пористость ТЗП до
20%, то в случае применения испаряющихся наполнителей по-
ристость повышается до 33%.
Важной характеристикой структуры ТЗП является размер
и форма пор [68]. Малые, острые и угловатые поры выступают
86
как концентраторы напряжений и могут вызвать снижение вяз-
кости разрушения керамики. В то же время большие и округлые
поры приводят к притуплению и торможению трещин.
Следует, однако, отметить, что вследствие снижения проч-
ности пористых покрытий для конкретных условий испытаний
и эксплуатации существует оптимальная величина общей пори-
стости покрытия, при которой достигается его максимальная
долговечность [70].
Одними из направлений улучшения микроструктуры плаз-
менно напыленных ТЗП являются микрорастрескивание и фраг-
ментация покрытия в направлении, перпендикулярном подлож-
ке [71]. Фрагментация покрытия происходит во время его на-
пыления и последующей эксплуатации вследствие изменений
в микрообъемах нанесенного материала, вызванных фазовыми
превращениями в ЧСДЦ. При нагреве напряжения растяжения
в плоскости покрытия выше, чем в направлении, перпендику-
лярном плоскости покрытия. Это связано с повышенным терми-
ческим расширением металла по сравнению с керамикой. Взаи-
модействие полей напряжений, индуцированных фазовыми
превращениями и термоциклической нагрузкой, приводит к пре-
имущественному микрорастрескиванию покрытия в направле-
нии, перпендикулярном подложке. Для такой фрагментации
ТЗП в ряде случаев применяют специальную термообработку -
термошок. Другой способ получения микротрещин - перегрев
покрытия в процессе напыления, например, уменьшением дис-
танции напыления до 25 мм [69]. Последний способ приводит
к произвольной ориентации микротрещин и затруднению кон-
троля остаточных напряжений в покрытии.
Одним из важных требований к микроструктуре ТЗП явля-
ется достижение равномерного химического и фазового состава
слоев покрытия. Это, в свою очередь, достигается равномерно-
стью распределения составляющих элементов по сечению ча-
стиц исходных распыляемых порошков на основе ZrO2. Резуль-
таты оценки распределения микрорентгеноспектральным ана-
лизом свидетельствуют о том, что наиболее неравномерный
состав имеют СВС-порошки. В порошках, полученных методом
87
золь-гель, иттрий, гафний, а также обнаруженный в них титан
распределены равномерно. Однако в ряде случаев обнаружена
сегрегация иттрия внутри частицы. В порошках, полученных
осаждением из растворов, крупные (10 мкм и более) области не-
гомогенности обнаружены для оксихлоридных частиц. Наибо-
лее равномерное распределение элементов наблюдается у по-
рошков, полученных химико-термической обработкой, и у ни-
тратных порошков.
Химический состав порошков частично стабилизированного
диоксида циркония является основным фактором, с помощью
которого можно управлять структурой и свойствами ТЗП.
Основные результаты по управлению фазовым составом покры-
тий путем изменения химического состава порошков приведены
в табл. 2.5 [72]. Для нанесения покрытий использовали порошки
фракции менее 50 мкм. Все покрытия напыляли при следующих
режимах: I = 600 А, 1?Аг = 30 л/мин, 1?Н2 = 8 л/мин, L = ПО мм,
1?п = 2,5 кг/ч, охлаждение сжатым воздухом.
На рис. 2.6 приведена зависимость термостойкости ТЗП от
содержания стабилизирующей добавки оксида иттрия в исхо-
дном порошке диоксида циркония (ЦИ-6-ЦИ-20) [72]. Анализ
данных табл. 2.5 и рис. 2.6 свидетельствует о том, что для обе-
спечения высокого сопротивления термоусталости покрытий из
ЧСДЦ их структура должна содержать большое (более 90%) ко-
Таблица 2.5. Зависимость сопротивления термоусталости плазменных
покрытий (количество термоциклов 7V) от характеристик исходных
распыляемых порошков
Исходный материал покрытия Метод получения Содержание фаз, % N
моноклинная тетрагональная
ZrO2-6%Y2O3 Оксихлоридный 27,5 72,5 14
ZrO2-6%Y2O3 CBC 33,0 67,0 4
ZrO2 - 7,8%Y2O3 » 4,0 96,0 68
ZrO2 - 7,3%Y2O3 Нитратный 0,8 99,2 250
ZrO2 - 7,1%Y2O3 Оксихлоридный 1Д 98,9 230
ZrO2 - 7,8%Y2O3 Золь-гель — — 149
ZrO2 - 7,2%Y2O3 Химико -термический 6,6 93,4 310
88
личество тетрагональной фа-
зы диоксида циркония и ме-
нее 10% моноклинной, со-
держание Y2O3 в порошке
диоксида циркония должно
быть на уровне 7%. При этом
фазовый состав и термоуста-
лость покрытий зависят как
от химического состава, так
и от способа получения по-
Рис. 2.6. Зависимость термостойкости N
ТЗП от содержания оксида иттрия в ис-
ходном порошке диоксида циркония
рошка, что связано в первую очередь с равномерностью распре-
деления элементов по сечению частиц порошков.
Касаясь тетрагональной фазы диоксида циркония, необходи-
мо отметить, что при сверхбыстром охлаждении распыляемого
материала (104-106 град/с) создаются условия формирования
в плазменных покрытиях ее неравновесного состояния. Пересы-
щенная стабилизатором Y2O3 неравновесная f-фаза ZrO2 фор-
мируется согласно диаграммам состояния [70, 73] и, очевидно,
играет наиболее важную роль при получении ТЗП с высоким
сопротивлением термической усталости. Стабильность f-фазы
во многом зависит от размера зерна фазовых включений, суще-
ственно повышаясь при размере зерна меньше 1 мкм [74]. Уста-
новлено также, что f-фаза более стабильна в воздушной среде
по сравнению с аргоном [75, 76]. Таким образом, достижение не-
обходимого размера фазовых включений является задачей опти-
мизации технологии газотермического (в частности, плазменно-
го) напыления ТЗП.
Выполнение перечисленных требований с оптимизацией
технологии напыления позволяет наносить эффективные ТЗП
на основе ZrO2. Об этом свидетельствуют результаты иссле-
дований [72] и данные работы [77], в которой приведена ин-
формация о сравнительных испытаниях различных теплоза-
щитных экранов. Образцы экранов изготавливали путем плаз-
менного напыления диоксида циркония (толщина покрытий
250 ± 50 и 300 ± 50 мкм) на подложку из сплава ЭИ435 (разме-
ры пластины 250x120x1,2 мм). В качестве образцов служили
89
также пластины из порошкового сплава Fe-Cr-Al размером
140x110x2 мм.
Экспериментальная установка включала в себя универсаль-
ную горелку ГС-3 с наконечником № 6, испытываемые образцы
экранов, платинородиевые термопары ПРЗО/6, закрепленные с об-
ратной стороны исследуемых образцов по центру оси горелки,
подсоединенные к цифровому милливольтметру Ш1413. Горел-
ку устанавливали на расстоянии 40 мм от поверхности исследу-
емых образцов. Время начала расплавления определяли визу-
ально и контролировали секундомером.
Теплофизические показатели различных исследуемых мате-
риалов и покрытий следующие. Для сплава ЭИ435 коэффициент
теплопроводности X = 14,7-31,8 Вт/(м-К) (100-900 °C), для по-
рошкового сплава на основе Fe-Cr-Al X = 13-26,5 Вт/(м-К) (100—
1100 °C). Покрытие, наносимое на рабочую поверхность образ-
цов (сплав ЭИ435) плазменным напылением, состоит из подслоя
порошкового сплава ВКНА толщиной до 100 мкм, для которого
X = 5,1-6,3 Вт/(м-К) (100-900 °C), и теплозащитного слоя на осно-
ве диоксида циркония с X = 1,1-1,5 Вт/(м-К) (100-900 °C).
Таблица 2.6. Результаты испытаний образцов экранов
Исследуемый образец (толщина, мм), покрытие (толщина, мкм) Температура начала расплавления (температура солидуса), °C Время начала расплав- ления, с Температура прожога, °C (по факелу) Время до начала прожога, с
Сплав ЭИ 435 (1,2) Сплав ЭИ 435 (1,2), 1400 ± 100 (1380) 1439 ±100 12 1793 ±100 20
покрытие на основе диоксида циркония (300) Сплав ЭИ 435 (1,2), (1380) 1410 ± 100 120 1492 ±100 190
покрытие на основе диоксида циркония (200) Порошковый сплав (1380) 1650 ±100 20 1450 ±100 70
на основе системы Fe-Cr-Al (2) (1500) 20 1780 ±100 90
90
Результаты экспериментов по тепловому воздействию аце-
тиленокислородного пламени горелки на различные материалы
и покрытия образцов экранов приведены в табл. 2.6.
Микроструктура образцов в зоне прожога показана на рис.
2.7. При проведении металлографических исследований уста-
новлено, что материал образцов из сплава ЭИ435 представляет
собой твердый раствор и карбиды. Величина зерна на основном
металле, не подвергнутом термическому воздействию пламенем
горелки, соответствует баллу 9 стандартной шкалы. В местах
а
Рис. 2.7. Микроструктура металла в зоне прожога (хЗОО): а - образец из спла-
ва ЭИ435 толщиной 1,2 мм; б, в — аналогичный образец с покрытием из диок-
сида циркония толщиной 200 и 300 мкм (легированный) соответственно
91
прожога наблюдается оплавление основного металла и покры-
тия, однако отслаивания последнего не происходит (рис. 2.7).
Зона термического влияния (ЗТВ), оцененная по величине
зерна (балл 1-2), на образце из сплава ЭИ435 с 7гО2-покры-
тием толщиной 200 мкм составляет 15 мм, а из сплава ЭИ435
с ZrO2 -покрытием толщиной 300 мкм - 10 мм.
Обобщение результатов исследований [77] позволяет сделать
следующие выводы:
покрытие из диоксида циркония, нанесенное плазменным
напылением, с увеличением его толщины на образцах - экранах
из сплава ЭИ435 имеет тенденцию увеличения термического со-
противления (особенно при толщине 300 мкм) по сравнению
с конструкциями экранов, изготовленных из сплава ЭИ435 без
покрытия;
увеличение времени прожога (до 190 с при толщине покры-
тия 300 мкм) связано с низкой теплопроводностью керамическо-
го слоя и разветвленной пористой структурой покрытия (пори-
стость 20-22%).
Таким образом, результаты исследований [77] подтверждают
эффективность плазменных ТЗП на основе ZrO2 с элементами
структуры, о которых упоминалось выше.
Глава 3
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ И ОПТИМИЗАЦИЯ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ НАНЕСЕНИЯ
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ
3.1. Оптимизация технологических параметров
плазменного напыления
с управлением напряженным состоянием покрытий
Исследование рассмотрим на примере разработки износостой-
ких композиционных покрытий с включениями твердой смаз-
ки (Ni80Cr20/FeCr30/FeCr30Mo3 + Мо82/СаР2/графит + TiC). При
обосновании методики и критериев оптимизации технологиче-
ских параметров учитывают наиболее важные свойства напы-
ленных защитных покрытий, при которых обеспечивается их
работоспособность (рекомендации, изложенные в гл. 2). К таким
свойствам относятся когезионная и адгезионная прочность на-
пыленного материала. Об изменении этих свойств можно судить
по характеру экспериментальных зависимостей коэффициента
использования распыляемого материала порошка (КИП) от тех-
нологических параметров (режимов) его нанесения. При этом
максимальному КИП соответствует оптимальный режим напы-
ления, так как он обеспечивает повышенную когезионную и ад-
гезионную прочность нанесенного материала, за счет которых
достигается максимальное значение коэффициента использова-
ния порошка.
Величины КИП определяли при распылении порошков
Ni80Cr20/FeCr30/FeCr30Mo3 + Мо82/СаР2/графит + TiC на образ-
цы в виде стального листа размером 200x200x3 мм. Образцы
с четко обозначенной в центре зоной размером 80x80 мм для на-
пыленного материала проходят струйно-абразивную подготов-
ку и очищаются от абразива, в качестве которого используются
зерна электрокорунда твердостью 22 000-26 000 МПа. Шерохо-
ватость поверхности образца Ra после подготовки должна быть
12,5-25,0 мкм.
93
Перерыв между струйно-абразивной подготовкой и нанесе-
нием покрытий для всех образцов должен быть постоянным
и не превышать 2 ч. Граница зоны напыления должна быть за-
метной, ее контур должен четко наблюдаться после проведения
струйно-абразивной подготовки. Коэффициент использования
порошка определяется по формуле
-m2)/(m3-zn4), (3.1)
где — масса напыленного образца (точность взвешивания -
0,005 г); т2 — масса образца до напыления; т3 — масса компози-
ционного порошка, засыпаемого в емкость порошкового дозато-
ра установки для напыления; т4 — масса композиционного по-
рошка, оставшегося в емкости порошкового дозатора установки
после напыления в течение времени t (точность определения
времени t - 1 с).
Значения т3 и времени t не изменяются в серии опытов по
определению КИП. При оптимизации нанесения износостойких
композиционных покрытий с включениями твердой смазки плаз-
менное распыление СВС-порошков Ni80Cr20/FeCr30/FeCr30Mo3 +
Мо82/СаР2/графит + TiC осуществляли в воздушной атмосфере
на установке Plasma-Technik AG с порошковым питателем TWIN-10.
Наряду с когезионной и адгезионной прочностью работоспо-
собность напыленных покрытий во с многом зависит от их на-
пряженного состояния. Известно, например, что растягивающие
остаточные напряжения снижают износостойкость напыленных
материалов. Поэтому при оптимиза-
[t a tl 11 J 1 \ \| 1 -——и// Рис. 3.1. Расчетная схема ме- тода «кольцевого покрытия» 94 ции технологии распыления упомяну- тых композиционных порошков с вклю- чениями твердой смазки значительное внимание уделялось регулированию и снижению остаточных напряжений в напыленных покрытиях. Для опре- деления величины напряжений приме- нялся метод «кольцевого покрытия», сущность которого поясняется рис. 3.1 [78].
В процессе газотермического распыления частиц и нанесе-
ния покрытия на цилиндрический образец напряжения нака-
пливаются в кольце покрытия до тех пор, пока при некоторой
толщине /7, когда напряжение достигнет величины прочности
напыленного материала (когезии), покрытие не разрушится, что
происходит, как правило, в виде «раскрытия» кольца. Ширина
щели «раскрытия» А зависит от толщины кольца /7, его размера
Rq, физических свойств материала покрытия, в частности моду-
ля упругости Е9 а также от режимов напыления и характеризует
величину остаточных напряжений о. Очевидно, что остаточные
напряжения присутствуют и в неразрушившемся (еще «нерас-
крывшемся») покрытии, и если такое напряженное покрытие
принудительно разрезать, то оно тоже «раскроется» с образова-
нием щели, по величине которой можно судить об уровне оста-
точных напряжений в этом покрытии.
Кольцевые покрытия получают по следующей технологии:
плазменное напыление композиционных материалов на уста-
новке Plasma-Technik AG с порошковым питателем TWIN 10 на
дюралюминиевую трубку диаметром 30 мм и толщиной стенки
3 мм;
растачивание трубки с удалением дюралюминиевой подлож-
ки и получением кольцевого покрытия.
После надреза свободного кольца и его раскрытия определя-
ется максимальный уровень остаточных макронапряжений по-
крытия.
Если физические параметры напыленного материала и под-
ложки мало отличаются друг от друга, то при нанесении коль-
цевого покрытия цилиндрический образец подвергается сжа-
тию, а в самом покрытии возникают растягивающие напряже-
ния. При этом внутренняя поверхность имеет минимальный
уровень напряжений, а наружная - максимальный. Если посред-
ством механической или химической обработки удалить основу
(подложку), сохранив кольцо покрытия, то напряжения перерас-
пределятся: на внутренней стороне появится сжатие порядка
сгтах/2, а на внешней - растяжение той же величины. Очевидно,
эти напряжения и определят состояние кольцевого покрытия
95
после его «раскрытия» в результате надреза. В частности, ши-
рина щели А будет определяться значением отах. Для получения
связи стах с геометрическими параметрами кольца покрытия
рассматривают «раскрывающееся кольцо» (рис. 3.1).
При раскрытии кольца длина средней линии не изменяется,
т. е.
271(7^ + Н / 2) = (2 71 - ф)(/? + Н / 2). (3.2)
После «раскрытия» напряжения отсутствуют и длина вну-
тренней поверхности сокращается:
8L = (2л - ср)/? - 2л/?0 . (3.3)
Согласно закону Гука,
?>LI2nR.=^l2E. (ЗА)
При небольших значениях ср имеет место
Л~ф(/? + Я). (3.5)
С учетом указанных выше уравнений можно определить ф,
R, А:
9 = 2^^/НЕ, (3.6)
— ^0 0 + ^0Qmax НЕ)
Д = (2^р2атах/НЕ)(1 + R^^)
1-ЯЛах
Из соотношений (3.6)-(3.8) при известных R, 7?0, А определя-
ют отах. Для покрытий практически всегда справедливо условие
А « 2л7?0, тогда
стах=ДЯА/2<). (3.9)
По мнению большинства исследователей, для регулирова-
ния и снижения напряжений перспективна термообработка на-
96
пиленных деталей. При этом необходимы режимы, при которых
эффективно снимаются напряжения в покрытии при минималь-
ном термическом воздействии на деталь, исключающем коро-
бление и нежелательные структурные изменения в материале
детали. Такие режимы установлены по упомянутой выше мето-
дике «кольцевого покрытия». В частности, «раскрывшееся»
кольцо покрытия с остаточными напряжениями фиксировалось
в сжатом («нераскрытом») состоянии и подвергалось термооб-
Рис. 3.2. Схема печи для термической обработки образцов покрытий: 1 - кор-
пус печи; 2 — зона, заполненная термоизолятором; 3 — керамическая труба;
4 — электрический нагреватель; 5 - крышки; 6 - сетчатая цилиндрическая
корзина из нихромовой проволоки; 7 - рабочее пространство печи; 8 - образ-
цы с покрытиями; 9 — термопара; 10 - автоматическое устройство для реги-
страции и поддерживания температуры печи на заданном уровне; 11 - блок
питания нагревателя
97
Таблица 3.1. Интервалы
варьирования режимов
термообработки
Температура нагрева образцов, К Время выдержки, ч
473 1,0
523 1,0
623 1,0
723 1,0
473 2,0
523 2,0
623 2,0
723 2,0
473 3,0
523 3,0
623 3,0
723 3,0
473 4,0
523 4,0
623 4,0
723 4,0
работке. По величине «закры-
тия» (сокращения) щели можно
судить о степени снятия напря-
жений. Например, отсутствие
«раскрытия» кольца после тер-
мообработки указывает на пол-
ное отсутствие остаточных на-
пряжений в соответствующем
кольце.
На рис. 3.2 показана схема
печи для осуществления термо-
обработки образцов покрытий.
С учетом опыта термообработ-
ки защитных покрытий, изло-
женного в монографии [79],
предлагаются интервалы варьи-
рования ее технологических ре-
жимов (табл. 3.1).
Обобщенная информация по
разработанной методике опти-
мизации технологии газотерми-
ческого нанесения покрытий из композиционных материалов,
содержащих компоненты твердой смазки, приведена в табл. 3.2.
Как видно из табл. 3.2, наряду с композиционными СВС-
порошками, содержащими твердую смазку, исследуются образ-
цы покрытий из порошков самофлюсующихся сплавов на основе
никеля (ПН-ХН80С4Р4, ПН-ХН80С2Р2). Упомянутые сплавы си-
стемы Ni-Cr-B-Si относятся к наиболее распространенным ма-
териалам износостойких покрытий. Поэтому исследование об-
разцов таких покрытий представляет интерес для получения
сравнительных данных при разработке новых композиционных
порошковых материалов, содержащих твердую смазку.
Что касается результатов исследований по изложенной выше
методике, то необходимо отметить следующее. При варьирова-
нии режимов напыления самосмазывающихся покрытий значе-
ния коэффициента использования распыляемых композицион-
98
Таблица 3.2. Обобщенная информация по методике оптимизации технологии нанесения покрытий
Основные этапы реализации методики Методические приемы и критерии оптимизации Технологическое оборудование Комплектность оборудования Исходные порошковые материалы для напыления покрытий
Оптимизация техноло- гии плазменного напыления покрытий Оптимизация режи- мов термической об- работки напыленных покрытий (регулиро- вание и снижение ста- точных напряжений) Коэффициент исполь- зования распыляемого порошка (КИП) Определение стах и степени его сниже- ния по методу кольце- вого покрытия Установка Plasma- Technik AG (Швейцария) Печь для термиче- ской обработки Камера технологическая. Робот-манипулятор Irb-6 фирмы ASEA. Пульт управления. Источники питания плаз- мы РТ-800 и дуги обрат- ной полярности PT-150V. Порошковый питатель TWIN-10. Система охлаждения зам- кнутого типа Электрический нагрева- тель. Автоматическое устройство для регистра- ции и поддерживания температурного режима на заданном уровне Ni80Cr20 + 12,5%MoS2 + 55%TiC; Ni80Cr20 + 12,5%CaF2 + 55%TiC; FeCr30 + 10% графита + 70%TiC; FeCr30Mo3 + 7% графи- та+70%TiC; ПН-ХН80С4Р4; ПН-ХН80С2Р2
чо
40
кип
200 300 400 500 600 ЛА
-АгЗО
—Аг40
-Л— Аг50
—X—АгбО
Рис. 3.3. Изменение КИП при распылении порошка Ni80Cr20 + 12,5% MoS2/
55% TiC в зависимости от тока дуги плазмотрона и расхода плазмообразую-
щего газа (аргона) при дистанции напыления L = НО мм
ных порошков (КИП) изменялись от 0,28 до 0,65. Увеличению
тока дуги плазмотрона при напряжении 75 В и различных рас-
ходах плазмообразующего газа (аргона) соответствовал различ-
ный характер кривых изменения КИП (рис. 3.3). Максимальный
коэффициент использования порошка наблюдался при одном
из расходов газа на режиме тока 300-350 А. Таким образом, мак-
симальный КИП, повышенные прочность и износостойкость по-
крытий достигаются при токе дуги плазмотрона 300-350 А,
который является оптимальным режимом напыления само-
смазывающихся композиционных материалов Ni80Cr20/FeCr30/
FeCr30Mo3 + Мо82/СаР2/графит + TiC.
В качестве примера на рис. 3.4 представлен график измене-
ния КИП при варьировании дистанции напыления. Согласно
полученным экспериментальным данным, максимальный КИП
имеет место при дистанции 115-120 мм. С учетом этого требуе-
мое качество напыленных композиций достигается при указан-
ной дистанции.
Как видно из рис. 3.3, типичная зависимость КИП от расхода
плазмообразующего газа (аргона) при различных режимах тока
дуги плазмотрона отсутствует. Вместе с тем максимальный
КИП соответствует расходу аргона 50 л/мин. Дальнейшее воз-
растание расхода вызывало увеличение пористости до 16%. На
основании полученных данных требуемое качество самосмазы-
вающихся композиционных покрытий достигается при расходе
плазмообразующего газа (аргона) в объеме 50 л/мин.
100
кип
оз
0,2
0,1 1
0 J---------Т------------------V---------1
110 120 130 140 150 / ММ
Рис. 3.4. Изменение КИП при распылении порошка Ni80Cr20 + 12,5%MoS2/
55%TiC в зависимости от дистанции распыления при оптимальных токе дуги
плазмотрона (/ = 300 А) и расходе плазмообразующего газа (аргона) (R = 50 л/мин)
Обобщенная информация о результатах исследований по
оптимизации параметров плазменного напыления композици-
онных покрытий представлена в табл. 3.3.
Таблица 3.3. Оптимизированные режимы плазменного напыления
Распыляемый материал Режим напыления
ток дуги плазмо- трона, А напря- жение дуги, В расход плазмо- образую- щего газа аргона (азота), л/мин расход плазмо- образую- щего газа (водо- рода), л/мин расход распы- ляемого порош- ка, уел. ед. дистан- ция напы- ления, мм
Ni80Cr20 + 12,5%MoS2 + 55% TiC 300 75 Аг = 50 15 15 120
Ni80Cr20 + 12,5%CaF2 + 55% TiC 300 75 Аг = 50 15 15 120
FeCr30 + 10%графита + 70% TiC 350 75 Аг = 50 21 29 115
FeCr30Mo3 + 7%графита+ 70% TiC 350 75 Аг = 50 21 29 115
ПН-ХН80С2Р2 (ПГ-СР2) 350 75 N? = 60 - 29 150
Как видно из табл. 3.3, при напылении к основному плазмо-
образующему газу (аргону) добавляли водород. Это осуществля-
лось для получения плазменной струи, в которой интенсифици-
руется теплообмен между распыляемым порошком и плазмой.
101
Кроме того, зона нагрева водородосодержащих струй является
достаточно протяженной, увеличивается время нагрева распы-
ляемых частиц и соответственно их энтальпия.
Для повышения прочности сцепления покрытий на сталь-
ную подложку предварительно наносили подслой NiAl. Для это-
го осуществляли плазменное распыление порошка ПТ-НА-01
с размерами частиц 40-100 мкм. Толщина подслоя составляла
0,05 мм, общая толщина покрытии - 0,5-0,6 мм.
В соответствии с разработанной методикой максимальный
уровень напряженного состояния покрытий определяли с ис-
пользованием зависимости (3.9). Установлено, что при плазмен-
ном напылении покрытий толщиной 0,5 мм на режимах, указан-
ных в табл. 3.3, напыленные металлокерамические материалы
характеризуются следующими значениями amax: Ni80Cr20 +
12,5% MoS2+ 55% TiC - 85 МПа; Ni80Cr20 + 12,5% CaF2 + 55%TiC -
85; FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC - 82; FeCr30 + 10% гра-
фита + 70% TiC - 79 МПа.
На рис. 3.5 представлены сравнительные данные по величи-
нам атах для металлокерамических покрытий с компонентами
твердой смазки и напыленных самофлюсующихся сплавов.
Рис. 3.5. Зависимость максимального уровня остаточных напряжений в покры-
тиях от состава напыленных материалов: 1 - ПН-ХН80С4Р4; 2 - ПН-ХН80С2Р2;
3 - БеСгЗОМоЗ + 7% графита + 70% TiC; 4 - FeCr30 + 10% графита + 70% TiC
102
Как видно из рисунка, напряжения в покрытиях из самофлю-
сующихся сплавов на основе никеля ПН-ХН80С2Р2, ПН-ХН80С4Р4
на 10-20% выше по сравнению с композиционными напылен-
ными материалами FeCr(FeCrMo) + графит + TiC. Это объясня-
ется более низкой когезионной прочностью последних с возрас-
танием в них степени релаксации остаточных напряжений за
счет микроразрушений и деформаций.
Таким образом, оптимизацию режимов напыления с ком-
плексным учетом всех основных параметров качества наноси-
мых материалов (в том числе остаточных напряжений) выпол-
нить затруднительно. Об этом свидетельствует отечественный
и зарубежный опыт, а также результаты исследований на рис.
3.5. Как видно из рисунка, уровень неблагоприятных растягива-
ющих напряжений после плазменного напыления композицион-
ных материалов достаточно высокий. Вместе с тем полностью
избавиться от напряжений за счет снижения температуры режи-
ма напыления не удается. При «охлаждении» режима уменьша-
ется производительность процесса, ухудшаются показатели
прочности покрытия.
Предлагаемые рекомендации по управлению (регулированию)
и снижению остаточных напряжений касаются всех основных эта-
пов нанесения покрытий напылением, в том числе термообработки
как наиболее эффективного технологического приема. Они направ-
лены на уменьшение градиента деформаций в системе напыленный
материал - подложка и заключаются в следующем:
предварительный нагрев подложки;
напыление подслоя материала с коэффициентом термическо-
го расширения, соответствующим аналогичному коэффициенту
основного слоя покрытия;
оптимизация и стабилизация относительной скорости пере-
мещения устройства для напыления (плазмотрона);
по возможности (без ухудшения структуры нанесенного ма-
териала) увеличение дистанции напыления;
термообработка напыленных деталей.
Предварительный нагрев подложки до температуры 423-
473 К позволяет снизить уровень остаточных напряжений в 3-4
103
раза [80]. Это обусловлено уменьшением разности температур
и градиента температурных деформаций в системе покрытие -
подложка при охлаждении деталей.
При снижении напряжений путем нанесения подслоя эффек-
тивно предварительное напыление никель-алюминия (NiAl)
[81]. Установлено, что при напылении основного керамического
слоя полученные покрытия характеризуются требуемыми экс-
плуатационными свойствами, отличаются более высокой проч-
ностью сцепления, меньшим трещинообразованием.
Математическое моделирование формирования остаточных
напряжений свидетельствует о том, что на их величину оказы-
вает влияние относительная скорость перемещения плазмотро-
на Un. Для получения покрытий с постоянными по всей поверх-
ности интегральными свойствами процесс напыления следует
проводить в установившемся режиме, когда поле температур
в пятне напыления практически не меняется со временем, т. е.
является квазистационарным.
Вопрос о выборе оптимальной скорости относительного пере-
мещения плазмотрона Un может быть решен с использованием за-
висимостей, учитывающих температуру нагрева подложки из
условия создания наиболее равномерных тепловых полей. Напри-
мер, для определения Un может применяться зависимость [82]
(3-10)
Рр р^р
где Л* - коэффициент, значения которого для разных материалов
изменяются от 2,0 до 2,4; Gs - производительность напыления;
рр - плотность распыляемого материала; Jp - размер частиц рас-
пыляемого порошка; ар - дисперсия массового распределения
частиц по пятну напыления.
Что касается снижения напряжений путем увеличения дис-
танции напыления без ухудшения структуры покрытий, то воз-
можности этого технологического приема изложены в моногра-
фии [81]. Проведенные исследования показали, что при плазмен-
ном напылении покрытий NiCr и А12О3 за счет увеличения
104
дистанции напыления достигается регулирование остаточных
напряжений в пределах 50-80 и 25-40% соответственно.
Как отмечалось, для снятия напряженного состояния наибо-
лее эффективна термическая обработка напыленных изделий.
Вместе с тем результаты экспериментов по снятию напряжений
свидетельствуют о том, что даже при длительной выдержке (до
10 ч) плазменных покрытий из сплавов или металлокерамики
при температуре менее 473 К заметного влияния на уровень их
напряжений не наблюдается. Первые признаки снятия напряже-
ний обнаруживаются при температуре 523 К, однако полного
снятия напряжений не удается достичь даже при многочасовой
обработке. Необходимо также отметить, что 623 К достаточно
для практически полного снятия напряжений в результате
2-3-часовой выдержки как в покрытиях из самофлюсующихся
сплавов, так и в металлокерамических композициях.
С учетом изложенного выше на рис. 3.6 представлена схема
технологических приемов управления (регулирования) и сниже-
ния остаточных напряжений в газотермически напыленных ма-
териалах.
Рис. 3.6. Схема технологических приемов для управления (регулирования)
и снижения остаточных напряжений
105
3.2. Оптимизация технологических параметров
плазменного напыления с управлением
процессами формирования аморфизированных
и нанокристаллических структур
Исследование рассмотрим на примере разработки износо-
стойких покрытий из плакированных никелем композиционных
порошков (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC) Ni. Об-
щий методический подход базируется на исследовании процес-
сов растекания соударяющихся с подложкой распыляемых ча-
стиц порошков. Растекание рассматривается как возможность
получения минимальной толщины, максимальных деформации
и площади контакта частиц на подложке. При этом создаются
предпосылки получения аморфизированных и нанокристалли-
ческих структур распыленного материала за счет ускоренного
теплоотвода в подложку и его сверхбыстрого охлаждения из
жидкофазного состояния, а также за счет активизации пласти-
ческой деформации. Согласно результатам работы [83], пласти-
ческое течение в кристаллах стимулирует образование структур
диссипации (СД) с переупорядочением атомов и изменением их
ближнего порядка, с переходом материала в состояние, подоб-
ное аморфному. Чем выше степень пластической деформации,
тем больше вероятность формирования СД и аморфизации.
Исследуемым показателем растекания служит площадь про-
екции затвердевшей частицы на подложку, определяемая с при-
менением полуавтоматического анализатора изображения (МОР-
АМОЗ, AutoScan). Плазменное напыление частиц осуществляют
в воздушной атмосфере на установке УПУ-ЗД с порошковым пи-
тателем TWIN-10. Напыление проводят на полированные образ-
цы металла с большой скоростью относительного перемещения
распылителя и подложки. В результате на подложке формиру-
ются отдельные частицы, которые подвергаются упомянутому
выше анализу.
Необходимо отметить, что перед распылением исходный по-
рошковый материал изучают с применением сканирующей элек-
тронной микроскопии (СЭМ). При этом определяют размеры,
106
форму и рельеф частиц, сопоставление которых с теми же пока-
зателями для затвердевшего на подложке материала позволяет
оценить эффективность режимов распыления и степень растека-
ния частиц (сравнительная микроскопия позволяет выявить на
поверхности подложки нерасплавленные, расплавленные, пере-
гретые частицы и изменение размеров и формы частиц при рас-
текании).
Анализ гистограммы основных фракций гранулометриче-
ского состава порошка (Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC) Ni,
полученной при изучении фотографий СЭМ, свидетельствует
о том, что размеры частиц находятся в пределах 40-120 мкм.
Это характерно и для других плакированных порошков. Вместе
с тем для стабилизации значений изучаемого показателя расте-
кания распыляемых частиц на подложке их гранулометриче-
ский состав целесообразно ограничить более узкими пределами.
Поэтому из основных фракций каждого композиционного по-
рошка, являющегося объектом исследований, выделяли только
частицы размерами 50-63 мкм (прибор типа 029, метод ситового
анализа по ГОСТ 23402-78). Выделенную фракцию порошка на-
пыляли на полированные образцы металла с большой скоростью
относительного перемещения распылителя и подложки. Крите-
рием оптимизации режимов напыления служила максимальная
площадь проекции затвердевшей частицы на подложке.
Согласно полученным по изложенной выше методике ре-
зультатам, при варьировании технологических параметров на-
пыления растекание соударяющихся с подложкой частиц замет-
но менялось. Об этом свидетельствует изменение площади
проекции затвердевшей частицы на подложку S в пределах
4000-7700 мкм2. Увеличению тока дуги плазмотрона I при раз-
личных расходах плазмообразующего газа (аргона) соответство-
вал различный характер экспериментальных кривых S = f(I)
(рис. 3.7). Максимальное значение S имело место при одном из
расходов газа на режиме тока 1= 400-450 А.
Как видно из рис. 3.7, при варьировании расхода плазмообра-
зующего газа (аргона) от 30 до 60 л/мин наблюдалось улучшение
растекания частиц с достижением максимальных величин пока-
107
S. мкм2
9000 -I
8000 -
7000 -
6000 -
2
3
x-
5000
4000 -
-x-
3000 -
2000
350
400
450 500
550
Рис. 3.7. Изменение показателя S при распылении порошка (БеСгЗОМоЗ + 7%
графита + 70% TiC) Ni в зависимости от тока дуги плазмотрона / и расхода
плазмообразующего газа аргона R при напряжении дуги U = 72 В и дистан-
ции напыления £-110 мм: 1 - R = 30 л/мин; 2 — 40; 3 — 50; 4 - R = 60 л/мин
зателя S при R = 50 л/мин и последующим снижением степени
растекания. Это объясняется эффектом разбрызгивания соуда-
ряющихся с подложкой частиц при завышенных расходах газа,
когда активизируется нагрев одноатомной плазмы и происходит
ее сильное температурное расширение с возрастанием уровня
импульсно сообщаемой частицам кинетической энергии. По
мнению авторов работы [84], в случае разбрызгивания вторич-
ные частицы с пониженной температурой и приближенной фор-
мой тел вращения незначительно деформируются и затверде-
вают на подложке при скоростях охлаждения, которые на два
порядка меньше, чем без разбрызгивания. Это затрудняет фор-
мирование аморфизированных и нанокристаллических струк-
тур, приводит к потерям с нежелательным уменьшением коэф-
фициента использования распыляемого порошка.
На рис. 3.8 представлен график изменения площади проек-
ции затвердевшей частицы на подложку при варьировании дис-
танции напыления. Согласно рисунку, максимальная величина S
имеет место при дистанции L = 115 мм. Если L меньше или боль-
ше 115 мм, сочетание температуры и кинетической энергии ча-
стиц снижается, что затрудняет деформацию частиц и вызывает
уменьшение показателя S.
108
S, мкм2
9000 -I
8000 -
7000 ’
eooo -
5000 -
4000 -
3000 -
2000 -I-----1-----1------1—
110 115 120 125
—, £,mm
130
Рис. 3.8. Изменение показателя S при распылении порошка (FeCr30Mo3 + 7%
графита + 70% TiC) Ni в зависимости от дистанции напыления L при опти-
мальных токе дуги плазмотрона (/ = 450 А), расходе плазмообразующего газа
аргона (R = 50 л/мин) и напряжении дуги (U = 72 В)
При построении графических зависимостей на рис. 3.7, 3.8
использовались усредненные экспериментальные данные. С уче-
том максимальных величин показателя S и соответствующих
им режимов /, R, L установлены оптимальные технологические
параметры плазменного напыления аморфизированных покры-
тий из плакированных композиционных СВС-порошков. Обоб-
щенная информация о результатах исследований по оптимиза-
ции технологических параметров плазменного напыления ком-
позиционных покрытий представлена в табл. 3.4.
В соответствии с данными табл. 3.4 оптимизированные ре-
жимы для композиций (Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC) Ni,
(FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) Ni отличаются током дуги
плазмотрона I и дистанцией напыления L. Для второй компози-
ции параметр I больше, а величина L меньше. Это объясняется
необходимостью увеличения тепловыделения в плазменной струе
для стабилизации формирования жидкофазных частиц с повы-
шенным содержанием тугоплавкого компонента TiC и их воз-
росшей склонностью к затвердеванию в период полета в аргонно-
водородной плазме.
Для повышения прочности сцепления покрытий на сталь-
ную подложку предварительно наносили подслой NiAl. Для это-
109
Таблица 3.4. Оптимизированные режимы плазменного напыления
Распыляемый материал Режим напыления
ток дуги плазмо- трона, А напряже- ние дуги, В расход плазмооб- разующе- го газа (аргона), л/мин расход плазмооб- разующего газа водо- рода, л/мин расход распы- ляемого порош- ка, уел. ед. дистан- ция напы- ления, мм
(Ni80Cr20 + 12,5%MoS2 + 55%TiC)Ni 400 80 50 15 16 120
(FeCr30Mo3 + 7% графита+ 70%TiC)Ni 450 72 50 15 16 115
Примечания: 1) напыление осуществляется с дополнительным
охлаждением подложки струей сжатого воздуха [85]; 2) расход плазмообра-
зующего газа водорода принят с учетом рекомендаций [86].
го осуществляли плазменное распыление порошка ПТ-НА-01
с размерами частиц 40-100 мкм. Толщина подслоя составляла
0,05 мм, общая толщина покрытии находилась в пределах 0,5-
0,6 мм.
При указанных в табл. 3.4 значениях технологических пара-
метров формируется достаточно плотная структура напыленно-
го покрытия из растекшихся частиц. Растекание достигается
в отсутствие разбрызгивания и потерь при соударении частиц
с подложкой.
Результаты замеров показателя S свидетельствуют о том,
что максимальные его значения для плакированных порошков
(Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC) Ni и (FeCr30Mo3 + 7% гра-
фита + 70% TiC) Ni составляют 7695 и 6705 мкм2 соответствен-
но. Таким образом, растекание распыляемых частиц на подлож-
ке с увеличением содержания в них карбида титана уменьшает-
ся. Это объясняется снижением пластичности соударяющегося
с подложкой дисперсного материала.
На рис. 3.9 показана характерная микроструктура покрытий
(Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC) Ni, напыленных при
оптимальных режимах, способствующих образованию аморф-
ных и близких к ним нанокристаллических фаз. Как видно из
ПО
б
Рис. 3.9. Характерная микроструктура покрытий (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 +
Мо82/графит + TiC) Ni: а - xlOO; б - х500
рисунка, покрытия достаточно плотные и сформированы из рас-
текшихся частиц. На фотографиях заметны границы между ча-
стицами, нанесенными слоями, покрытием и подложкой.
К особенностям структуры напыленных композиций отно-
сится усложнение травления ее элементов. Увеличение количе-
ства непротравленных участков свидетельствует об аморфиза-
ции структуры при плазменном напылении покрытий на опти-
мизированных режимах, приведенных в табл. 3.4. Упомянутые
участки, очевидно, полностью состоят из аморфных фаз (100%).
Это предположение правомерно вследствие высокой коррозион-
ной стойкости аморфных фаз, практически не растворимых
в кислотных травителях, что подтверждается результатами ис-
следований, проведенных в Институте проблем материаловеде-
ния НАН Украины.
3.3. Оптимизация последующей импульсно-плазменной
обработки покрытий
В Институте порошковой металлургии совместно с Инсти-
тутом физики им. Б. И. Степанова проведены исследования
процессов и оптимизированы технологические параметры
импульсно-плазменной обработки газотермических покрытий
из плакированных композиционных СВС-порошков, о которых
111
упоминалось в предыдущем параграфе. Методика оптимизации
базируется на необходимости получения упрочненных аморф-
ных или близких к ним нанокристаллических структур покры-
тий, являющихся объектом исследований. При тепловом воздей-
ствии импульса плазменной струи происходят оплавление слоя
покрытия толщиной порядка 30 мкм и его сверхбыстрое охлаж-
дение с теплоотводом в подложку. Чем выше степень кратковре-
менного оплавления композиции, содержащей различные фазы
(в том числе тугоплавкие), тем больше центров последующей
кристаллизации (аморфизации) материала, из которых при сверх-
быстром охлаждении развиваются упрочненные структуры.
Ударно-волновое воздействие импульса вызывает пластиче-
скую деформацию и уплотнение обрабатываемого слоя покры-
тия. Чем выше степень пластической деформации и уплотнения,
тем больше вероятность формирования структур диссипации
и аморфизации.
С учетом изложенного критерием оптимизации импульсно-
плазменной обработки покрытий (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + MoS2/
графит + TiC) Ni выбрана максимальная степень их оплавления
и уплотнения, что достигается увеличением энергетического
уровня теплового и ударно-волнового воздействия импульса
при уменьшении дистанции воздействия до минимального зна-
чения. Вместе с тем уменьшение дистанции ограничивается по-
явлением признаков разрушения покрытий (например, развива-
ются трещины).
Оценку степени оплавления и уплотнения, появления при-
знаков разрушения проводят при исследовании шлифов попе-
речного сечения обработанных покрытий на металлографиче-
ском микроскопе MeF-З фирмы «Reichert» (Австрия) и на по-
луавтоматическом анализаторе изображения (МОР-АМОЗ,
AutoScan). Последний служит для определения обобщенного
показателя пористости обработанных покрытий (с учетом вы-
крошенных при подготовке шлифов частиц). Такая информа-
ция позволяет судить о степени оплавления и уплотнения на-
пыленных материалов при воздействии на них импульсами
плазменной струи.
112
При изучении свойств покрытий, полученных при оптималь-
ных режимах, наряду с металлографическим анализом структу-
ры образцов осуществляли измерение их микротвердости как
важного показателя формирования аморфных или близких
к ним нанокристаллических фаз повышенной прочности. Заме-
ры микротвердости (ГОСТ 9450-76) выполняли в пяти поясах
по длине поперечного сечения покрытия толщиной 0,5-0,6 мм.
По результатам замеров определяли средние значения парамет-
ра. Применялся микротвердомер «Micromet-П» фирмы «Buehler»
(Швейцария) с нагрузкой 100 г на индентор. Замеры, соответ-
ствующие переходной зоне от покрытия к подложке, не учиты-
вались.
Импульсно-плазменную обработку напыленных покрытий
проводили с помощью газоразрядного квазистационарного уско-
рителя типа магнитоплазменного компрессора (МПК). Преиму-
ществами МПК по сравнению с другими типами ускорителей
являются высокая устойчивость генерируемого им компресси-
онного потока, возможность управления его составом, размера-
ми и параметрами плазмы при длительности разряда, достаточ-
ной для практических применений. Установка для получения
компрессионных плазменных импульсов, генерируемых МПК
компактной геометрии, состоит из вакуумного блока, включаю-
щего камеру с системами откачки и напуска рабочего газа, раз-
рядного устройства ускорителя, емкостного накопителя энер-
гии, а также диагностического комплекса.
МПК работал в режиме «остаточного газа», при котором
предварительно откачанную вакуумную камеру МПК запол-
няли рабочим газом (азотом) до заданного давления (100—
1300 Па). Амплитудное значение разрядного тока МПК изме-
нялось от 70 до 100 кА при увеличении начального напряже-
ния накопителя энергии от 3 до 5 кВ. Длительность разряда
при этом составляла ~ 150 мкс. В указанных условиях на вы-
ходе разрядного устройства МПК формируется компрессион-
ный плазменный поток диаметром 1 см и длиной 10 см (рис.
3.10). Плотность энергии импульсных воздействий составляла
(2-3) • 105 Вт/см2.
113
Рис. 3.10. Кинокадр свечения импульса плазменного потока
Плазменное напыление покрытий для последующей импуль-
сно-плазменной обработки выполняли в воздушной атмосфере
на установке УПУ-ЗД с порошковым питателем TWIN-10.
Согласно методическому подходу, при варьировании техно-
логических параметров импульсно-плазменной обработки изме-
няли дистанцию воздействий импульсами и их суммарное коли-
чество. Последний технологический параметр оказывает влияние
на толщину обработанных слоев покрытия. Для износостойких
покрытий, являющихся объектом исследований, необходима по-
вышенная когезионная и адгезионная прочность. Поэтому сум-
марное количество импульсов должно обеспечить оплавление
и уплотнение покрытий по всей толщине, что будет в полном
объеме способствовать получению упрочненных аморфизиро-
ванных и нанокристаллических структур за счет факторов, о ко-
торых упоминалось выше.
Экспериментальные цилиндрические образцы длиной 12 мм
и диаметром 10 мм изготавливали по следующей технологии:
одну из торцевых поверхностей стальных образцов подвер-
гали струйно-абразивной обработке зернами электрокорунда
(давление сжатого воздуха 0,4-0,6 МПа; угол атаки струи 60-90
град; расстояние от среза сопла пистолета до поверхности 100—
120 мм; расход абразива 3-5 кг/ч; шероховатость подготовлен-
ной поверхности Ra должна быть 12,5-25 мкм);
114
на подготовленную поверхность плазменным напылением
наносили покрытия (Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC) Ni,
(FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) Ni (ток дуги плазмотрона
400-450 А; напряжение дуги 72-80 В; расход плазмообразую-
щего газа аргона 50 л/мин; расход плазмообразующего газа во-
дорода 15 л/мин; дистанция напыления 115-120 мм; расход рас-
пыляемого порошка 3,0 кг/ч); толщина покрытий составляла
0,5-0,6 мм;
покрытия обрабатывали импульсами плазменной струи, по-
лученными с помощью газоразрядного квазистационарного
ускорителя типа МПК. Дистанцию обработки и суммарное ко-
личество импульсов варьировали с их оптимизацией по приня-
тым критериям.
В табл. 3.5 представлены результаты оптимизации дистан-
ции обработки.
Таблица 3.5. Результаты исследований
по оптимизации дистанции обработки
Покрытие Дистанция импульсно- плазменной обработки, м Показатель пористости, %
0,09 3,4-4,1
(Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 0,08 2,6-3,2
+ 55% TiC) Ni 0,07 2,4-2,9
0,06
0,09 4,0-4,6
(FeCr30Mo3 + 7% графи- 0,08 3,1-3,5
та + 70% TiC) Ni 0,07 2,8 - 3,4
0,06
Примечание. При дистанциях обработки < 0,06 м наблюдается раз-
витие трещин в покрытиях.
Согласно табл. 3.5, оптимальные дистанции импульсно-
плазменной обработки покрытий (Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55%
TiC) Ni, (FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) Ni находятся
в пределах 0,07-0,08 м. Об этом свидетельствует стабилизация
пористости, желаемого уменьшения которой по критерию опти-
мизации при дистанциях ниже 0,07-0,08 м практически не про-
115
исходит, что, очевидно, объясняется кратковременностью тепло-
вых и динамических импульсных воздействий (~ 200 мкс), а также
значительным содержанием в покрытиях тугоплавкой и твердой
карбидной фазы (55-70%), препятствующей возрастанию степе-
ни оплавления и уплотнения покрытий. Кроме того, при дистан-
циях < 0,06 м наблюдается разрушение покрытий с развитием
макротрещин.
Наряду с дистанцией обработки для формирования полно-
стью оплавленных по всей толщине покрытий оптимизировали
суммарное количество импульсов плазмы. Установлено, что не-
обходимое и достаточное количество импульсов для полной об-
работки покрытий (Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC) Ni,
(FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) Ni составляет 13-14 воз-
действий. Дополнительные импульсы не целесообразны, так как
их многократное повторение ухудшает геометрию поверхности
покрытия и усложняет его заключительную механическую об-
работку.
Согласно полученным результатам, суммарное количество
импульсов для исследуемых покрытий из плакированных по-
рошков (13-14) меньше по сравнению с теми же порошками без
плакирующих оболочек (14-15). Это объясняется механизмом
послойной импульсно - плазменной обработки, в соответствии
с которым размеры зоны концентрации энергии от единичного
импульса зависят от условий теплопередачи в глубь покрытия.
Чем хуже условия теплопередачи, тем больше зона концентра-
ции энергии и толщина обработанного единичным импульсом
слоя. Это имеет место при обработке исследуемых покрытий
из порошков, плакированных химическим никелированием.
Упомянутые плакирующие оболочки в структуре покрытий
выполняют роль теплозащитных экранов, которые затрудняют
передачу тепла в нанесенных материалах. Низкая теплопрово-
дность оболочек из никеля связана с тугоплавкими фазами ок-
сидов никеля [79]. С ухудшением теплопередачи и увеличени-
ем толщины обработанного единичным импульсом слоя сум-
марное количество импульсов для полной обработки покрытия
уменьшается.
116
Микроструктура покрытий, полученных на оптимизирован-
ных режимах обработки, показана на рис. 3.11. Как видно, слои
покрытий представляют собой оплавленный металлокерами-
ческий материал. При оплавлении активизируется химическое
взаимодействие на границах основных фаз нанесенных компо-
зиций. Продуктами химического взаимодействия могут быть
тонкодисперсные (в том числе наноразмерные) образования, ко-
торые упрочняют границы основных фаз и покрытие в целом.
Необходимо отметить достаточно равномерное распределение
структурных элементов. Все это способствует увеличению из-
носостойкости нанесенных композиций.
К особенностям структуры нанесенных композиций отно-
сится усложнение травления ее элементов. Как отмечалось в пре-
дыдущем параграфе, увеличение количества непротравленных
участков свидетельствует о наличии упрочненных аморфных
или близких к ним нанокристаллических структур с высокой
коррозионной стойкостью, практически не растворимых в кис-
лотных травителях.
В соответствии с методическим подходом при изучении
свойств покрытий анализировали изменение усредненной ми-
кротвердости нанесенных композиций. Согласно рис. 3.12,
микротвердость напыленных материалов после применения
Рис. 3.11. Микроструктура покрытий (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит +
TiC) Ni после импульсно-плазменной обработки: а — хЮО; б — х500
117
(NiSOCrZO +
12.5%MoS2 +
55j% TiC)Ni
(1 -сСгЗОМоЗ +
7% iрафии +
70% TiC)Ni
(1 eCr30 +
10% |*рафи i a
70% l iC) В
Рис. 3.12. Микротвердость покрытий: 1, 3, 5 — после плазменного напыления
на режимах, оптимизированных в параграфе 3.2; 2, 4, 6 - после импульсно-
плазменной обработки напыленных материалов
импульсно-плазменной обработки возросла на 1087-1274 МПа,
что объясняется более эффективным формированием фаз повы-
шенной прочности с аморфной или близкой к ней нанокристал-
лической структурой. Эффективность обеспечивается локаль-
ным оплавлением и уплотнением слоев покрытий толщиной
30-40 мкм при их сверхбыстром охлаждении, а также отсут-
ствием нежелательной рекристаллизации, что обусловлено раз-
витием процессов импульсно-плазменной обработки в глубь
покрытия (предыдущие уплотненные слои со сниженной пори-
стостью и возросшей теплопроводностью не нагреваются до
критических температур).
118
3.4. Оптимизация последующей
лазерной обработки покрытий
Проведены исследования процессов и оптимизированы тех-
нологические параметры обработки лучом лазера непрерывного
действия композиционных плазменных покрытий NiCr/FeCr/
FeCrMo + графит + TiC, (NiCr + TiC) Ni из композиционных
СВС-порошков. Методика оптимизации базируется на необхо-
димости получения измельченной нанокристаллической струк-
туры покрытий, являющихся объектом исследований. С учетом
предварительных экспериментальных данных и результатов ис-
следований Белорусского национального технического универ-
ситета при тепловом воздействии луча лазера непрерывного
действия возможны следующие варианты режимов оплавления
и структурообразования покрытий:
жесткие технологические параметры с максимально допу-
стимыми плотностью мощности и скоростью перемещения лу-
ча, при этом имеет место минимальный нагрев подложки, про-
плавление которой исключается. Такие режимы обеспечивают
высокоскоростное охлаждение жидкофазного материала покры-
тия с теплоотводом в подложку. Формируется характерная из-
Рис. 3.13. Характерная микроструктура покрытия после лазерной обработки
на жестких режимах (*500)
119
мельченная, метастабильная структура кристаллизующегося ма-
териала (рис. 3.13);
при смягчении режимов лазерной обработки создаются усло-
вия для образования равновесной литой дендритной структуры
с ростом кристаллических зерен. Характерный вид такой струк-
туры показан на рис. 3.14;
при лазерной обработке с большими энергетическими вкла-
дами происходит проплавление подложки, существенный на-
грев которой предотвращает высокоскоростное охлаждение
и измельчение структуры.
С учетом рассмотренных вариантов для формирования из-
мельченной нанокристаллической структуры покрытий наибо-
лее приемлемы жесткие режимы их лазерной обработки. Крите-
рий оптимизации режимов - максимальная степень локального
оплавления и уплотнения напыленных композиций при мини-
мальном нагреве подложки, проплавление которой исключает-
ся. Чем выше степень кратковременного оплавления, тем боль-
ше центров кристаллизации расплава с конкурирующим разви-
тием кристаллических зерен при сверхбыстром охлаждении
жидкофазного материала. Взаимный контакт увеличивающихся
кристаллических зерен существенно ограничивает их развитие
Рис. 3.14. Характерная микроструктура покрытия после лазерной обработки
при смягчении режимов без проплавления подложки (*500)
120
и размеры, создаются условия для получения измельченной на-
нокристаллической структуры.
Для оптимизации жестких режимов лазерной обработки по
упомянутому критерию необходимо исследовать влияние плот-
ности мощности и скорости перемещения луча на степень оплав-
ления напыленных композиций. Плотность мощности зависит
от диаметра луча, который может изменяться в пределах 1,0—
5,0 мм. Предварительные эксперименты показали целесообраз-
ность фиксированного диаметра величиной 2,0 мм. Превышение
этого значения затрудняет достижение локальности максималь-
ного кратковременного оплавления рассматриваемых компози-
ций (активизируется нагрев подложки), а уменьшение вызывает
возрастание количества проходов луча для обработки всей про-
тяженности покрытия, что снижает производительность оплав-
ления. Вместе с тем исследуемая обработка лазером непрерыв-
ного действия осуществляется в атмосфере воздуха. Поэтому
снижение производительности оплавления нежелательно во из-
бежание чрезмерного окисления покрытий при возрастании вре-
мени контакта кислорода с нагретым до высокой температуры
оплавляемым материалом. Оптимизацию скорости перемеще-
ния луча осуществляют при ее варьировании в пределах 50-
400 мм/мин.
Оценку степени оплавления и уплотнения, появления при-
знаков смягчения режимов обработки с образованием дендрит-
ной структуры проводят при исследовании шлифов поперечного
сечения обработанных покрытий на металлографическом ми-
кроскопе MeF-З фирмы «Reichert» (Австрия) и на полуавтомати-
ческом анализаторе изображения (МОР-АМОЗ, AutoScan). По-
следний служит для определения обобщенного показателя по-
ристости обработанных покрытий (с учетом выкрошенных при
подготовке шлифов частиц). Такая информация позволяет су-
дить о степени оплавления и уплотнения напыленных материа-
лов при тепловом воздействии на них лучом лазера.
При изучении свойств покрытий, обработанных лазерным
лучом при оптимальных режимах, наряду с металлографиче-
ским анализом структуры замеряли микротвердость образцов.
121
Изменение усредненных значений микротвердости покрытий
(параметра Н) служило сравнительной оценкой измельчения их
структуры и формирования наноструктурных фаз в зависимости
от применения того или иного из исследуемых технологических
приемов. Повышению Н соответствует увеличение прочности
нанесенных композиционных материалов за счет возрастания
присутствия измельченных, наноструктурных фаз. Сопоставле-
ние значений Н напыленных и обработанных лучом лазера ма-
териалов позволяет оценить эффективность обработки, направ-
ленной на измельчение структуры покрытий. Кроме того, ука-
занное сопоставление позволяет судить о влиянии обработки на
эффективность модифицирования покрытий элементами пере-
ходных металлов Сг, Ti, Мо как дополнительного фактора из-
мельчения структуры.
Плазменное напыление композиций выполняют на установ-
ке УПУ-ЗД с порошковым питателем TWIN-10. Исследование
процессов и оптимизацию технологических параметров лазер-
ной обработки напыленных композиций осуществляют на се-
рийно выпускаемой установке, представляющей собой СО2-ла-
зер непрерывного действия (мощность луча 700 Вт). Напыление
и обработку покрытий проводят в воздушной атмосфере.
Согласно методическому подходу, при варьировании техноло-
гических параметров лазерной обработки изменяли скорость пе-
ремещения луча и коэффициент перекрытия дорожек воздействия
лазерным лучом. Последний технологический параметр оказыва-
ет влияние на стабилизацию оплавления и уплотнения по всей
протяженности покрытия, а также на производительность обра-
ботки. Для износостойких покрытий, являющихся объектом ис-
следований, необходима повышенная когезионная и адгезионная
прочность. Поэтому должна быть обеспечена стабильность оплав-
ления и уплотнения по всей толщине и протяженности покрытий,
чему способствует увеличение коэффициента перекрытия доро-
жек. Вместе с тем увеличение коэффициента ограничивается не-
желательным снижением производительности обработки. Ука-
занные тенденции влияния коэффициента учитывались при его
оптимизации.
122
Экспериментальные исследования процессов и оптимиза-
цию технологических параметров лазерной обработки покры-
тий проводили с использованием стальных цилиндрических об-
разцов длиной 12 мм и диаметром 10 мм. При нанесении покры-
тий на образцы выполняли следующие операции:
одну из торцевых поверхностей образцов подвергали струй-
но-абразивной обработке зернами электрокорунда (давление
сжатого воздуха 0,4-0,6 МПа; угол атаки струи 60-90 град; рас-
стояние от среза сопла пистолета до поверхности 100-120 мм;
расход абразива 3-5 кг/ч; шероховатость подготовленной по-
верхности Ra должна быть 12,5-25 мкм);
на подготовленную поверхность плазменным напылением
наносили покрытия NiCr/FeCr/FeCrMo + графит + TiC, (NiCr +
TiC) Ni (ток дуги плазмотрона 300-350 А; расход плазмообразу-
ющего газа аргона 50 л/мин; расход плазмообразующего газа
водорода 12 л/мин; дистанция напыления 115-120 мм; расход
распыляемого порошка 3,0 кг/ч); толщина покрытий составляла
0,5-0,6 мм;
покрытия обрабатывали лучом СО2-лазера непрерывного
действия (диаметр луча 2,0 мм); скорость перемещения луча
и коэффициент перекрытия дорожек воздействия лазерным лу-
чом варьировали с их оптимизацией по принятому критерию.
В табл. 3.6 представлены результаты оптимизации скорости
перемещения луча.
Согласно табл. 3.6, оптимальные скорости перемещения луча
лазера при обработке покрытий NiCr/FeCr/FeCrMo + графит +
TiC, (NiCr + TiC) Ni находятся в пределах 150-200 мм/мин. Об
этом свидетельствует динамика возрастания степени оплавле-
ния, уплотнения обработанных композиций и соответствующе-
го изменения пористости, желаемого уменьшения которой (по
критерию оптимизации) при скоростях перемещения луча ниже
150-200 мм/мин практически не происходит. Снижение эффек-
тивности теплоотдачи объясняется значительным содержанием
в покрытиях тугоплавкой и твердой карбидной фазы (55-70%),
препятствующей возрастанию степени оплавления и уплотне-
ния покрытий. Кроме того, при скоростях перемещения луча
123
Таблица 3.6. Результаты исследований по оптимизации скорости
перемещения луча
Покрытие Скорость перемеще- ния луча лазера, мм/мин Показатель пористости на шлифах обработанного покрытия,%
300 4,5-5,7
(Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni 200 3,8-4,3
100 3,6-3,9
300 4,8-6,0
Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC 200 4,0-4,6
100 3,7-4,1
250 5,8-6,7
FeCr30 + 10% графита + 70% TiC 150 4,9-5,6
50 4,6-5,1
250 5,5-6,4
FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC 150 4,6-5,3
50 4,5-5,0
Примечание. При скоростях перемещения луча меньше 200 мм/мин
(для покрытий (Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni, Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC
и меньше 150 мм/мин (для покрытий FeCr30 + 10% графита + 70% TiC,
FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) наблюдается структура покрытий, кото-
рая характеризуется смягченным режимам лазерной обработки с ростом кри-
сталлических зерен.
ниже 150-200 мм/мин наблюдается нежелательное смягчение
режимов лазерной обработки и создаются условия для образова-
ния равновесной литой дендритной структуры с ростом кри-
сталлических зерен. Характерный вид такой структуры показан
на рис. 3.14.
Как отмечалось, наряду со скоростью перемещения луча для
обеспечения стабильности оплавления и уплотнения по всей
толщине и протяженности покрытий оптимизировали коэффи-
циент перекрытия дорожек обработки. Установлено, что необхо-
димый и достаточный коэффициент перекрытия составляет 0,8-
0,9. Превышение указанной величины нецелесообразно из-за
уменьшения производительности обработки и, как следствие,
дополнительного окисления покрытий при возрастании времени
контакта кислорода с оплавляемым материалом. Дополнитель-
ные оксидные включения с низкой теплопроводностью затруд-
124
няют высокоскоростное охлаждение оплавленного материала.
Затрудняется формирование измельченной, в том числе нано-
кристаллической, структуры покрытия.
На рис. 3.15 показана характерная структура покрытий
(Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni, Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC по-
сле воздействия на них лазерным лучом при оптимальных тех-
нологических параметрах. В соответствии с рис. 3.15 получена
достаточно плотная структура с оплавлением покрытий по всей
толщине напыленных композиций. Имеет место достаточно
в
Рис. 3.15. Характерная микроструктура покрытий со связующим NiCr после
лазерной обработки: а, б - (Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni при увеличении соответ-
ственно 100 и 1000; в, г - Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC при увеличении
соответственно 100 и 1000
125
Рис. 3.16. Характерная микрострук-
тура покрытий FeCr30(FeCr30Mo3) +
10(7)% графита + 70% TiC после ла-
зерной обработки (хЮО)
равномерное распределение структурных элементов. Равномер-
но распределенные карбиды титана (серые включения на фото-
графиях рис. 3.15) существенно повышают твердость покрытий,
снижают степень деформации их рабочей поверхности в паре
трения. При этом снижается площадь фактического контакта
трущихся поверхностей. В результате уменьшаются вероятность
непосредственного металлического контакта поверхностей тре-
ния и интенсивность доминирующего изнашивания микрокон-
тактным схватыванием. Равномерное распределение карбидов
титана в связующем Ni80Cr20 также препятствует появлению
сплошных линий разрушения в твердой фазе [87].
Что касается покрытий FeCr30(FeCr30Mo3) + 10(7%) графита +
70% TiC, то при обработке СО2-лазером непрерывного действия
в условиях атмосферы они склонны к образованию избыточной
оксидной фазы. Согласно рис. 3.16, такая фаза присутствует
в характерной структуре указанных покрытий в виде темных
прослоек значительной толщины.
Интенсивное окисление композиционных покрытий FeCr30
(FeCr30Mo3) + 10 (7%) графита +
70% TiC по сравнению с компо-
зициями (Ni80Cr20 + 55% TiC)
Ni, Ni80Cr20 + 10% графита +
55% TiC объясняется наличием
в последних связующего твер-
дого раствора Ni80Cr20. Упомя-
нутое связующее способствует
образованию тонких оксидных
пленок, прочно сцепленных с час-
тицами, которые формируют
напыленное покрытие. Эти плен-
ки защищают частицы от даль-
нейшего высокотемпературного
окисления газовой средой при
лазерной обработке компози-
ций (Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni,
Ni80Cr20 + 10% графита + 55%
126
TiC. В отличие от Ni80Cr20 связующее FeCr30(FeCr30Mo3) не
способствует образованию первичных оксидных пленок, эф-
фективно защищающих напыленные частицы от высокотем-
пературной коррозии. Поэтому после напыления композиций
FeCr30(FeCr30Mo3) + 10(7%) графита + 70% TiC и обработки их
лазерным лучом наблюдается избыточная хрупкая оксидная
фаза. Вследствие низкой теплопроводности оксидов затрудня-
ются высокоскоростное охлаждение и измельчение структуры
оплавленного лазером материала. Все это способствует сниже-
нию механической прочности и износостойкости полученных
покрытий.
Изменение усредненной микротвердости Н нанесенных ком-
позиций, согласно данным, полученным по ранее рассмотрен-
ной методике, иллюстрируется рис. 3.17. Как видно из рисунка,
усредненная микротвердость напыленных материалов Н после
лазерной обработки возросла. Это объясняется более эффектив-
Н, МПа
10000 -I
9500 -
9000 -
8500 -
8000 -
7500 -
7000 -
6500 -
6000 -
5500 -
5000 -
4500 -
4000 -
S637
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Рис. 3.17. Микротвердость покрытий: 1-3 -Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC
до и после импульсно-плазменной и лазерной обработки; 4~6 - то же для
FeCr30 + 10% графита + 70% TiC; 7-9 - то же для БеСгЗОМоЗ + 7% графита +
70% TiC; 10-12 - (Ni80Cr20 + 55% TiC) Ni до и после импульсно-плазменной
и лазерной обработки
127
ным формированием фаз повышенной прочности с измельчен-
ной зеренной структурой, в том числе до нанокристаллического
уровня. Более эффективное формирование наноструктурных
фаз обусловлено отсутствием процессов рекристаллизации, ко-
торые, по данным [39, 88, 89], происходят при напылении слоев
покрытий.
Сопоставление импульсно-плазменной и лазерной обрабо-
ток свидетельствует о том, что последняя измельчает структуру
покрытий в меньшей степени, усредненная микротвердость по-
крытий снижается. Это объясняется тем, что локальные объемы
нагрева и продолжительность теплового воздействия на покры-
тие лучом лазера возрастают. Как следствие, уменьшается ин-
тенсивность теплоотвода и высокоскоростного охлаждения рас-
плавленного материала покрытия. Дополнительным фактором,
затрудняющим высокоскоростное охлаждение и измельчение
структуры, является наличие избыточных оксидов в обработан-
ных лазером композициях со связующим FeCr30(FeCr30Mo3).
По сравнению с воздействиями импульсами плазмы при лазер-
ной обработке упомянутых композиций снижение параметра Н
максимальное.
Возрастание продолжительности теплового воздействия лу-
чом лазера повышает значимость модифицирования покрытия
элементами переходных металлов Сг, Mo, Ti. Основанием для
этого является следующий возможный механизм процессов.
В охлаждающейся метастабильной жидкой фазе материала по-
крытия, полученной при его лазерной обработке, зарождаются
элементарные аморфизированные квазикристаллы («кластеры»)
с последующим развитием кристаллического ядра за счет диф-
фузии атомов через границу расплав-кристалл. Количество ато-
мов, присоединившихся к узлам на поверхности кристалла из
жидкой фазы, увеличивается с возрастанием продолжительно-
сти диффузии в более длительный период теплового воздей-
ствия на покрытие. Компенсация нежелательных последствий
чрезмерной диффузии, вызывающей развитие кристаллического
зерна и затрудняющей его измельчение до наноразмерного уров-
ня, обеспечивается элементами переходных металлов, которые
128
ограничивают диффузионную подвижность атомов. Поэтому
для формирования наноструктур путем лазерной обработки га-
зотермических покрытий (с более длительным периодом тепло-
вого воздействия лучом лазера по сравнению с импульсами
плазмы) значимость модифицирования наносимых материалов
переходными металлами повышается.
3.5. Исследование и оптимизация режимов шлифования
композиционного плазменного покрытия
Критериями оптимизации служили шероховатость и микро-
твердость шлифованных поверхностей рассматриваемых изно-
состойких покрытий. Упомянутые критерии оказывают суще-
ственное влияние на качество покрытий триботехнического
применения.
Шлифование напыленного покрытия связано с рядом труд-
ностей [90]. С одной стороны, высокая пластичность матричных
материалов композиций приводит к интенсивному «засалива-
нию» рабочей поверхности круга, а с другой - карбиды, содер-
жащиеся в материале, способствуют истиранию вершин абра-
зивных зерен и появлению на них площадок износа. При этом
поры в материале покрытия способствуют снижению его проч-
ности и теплопроводности.
Покрытия Ni80Cr20 +
12,5% MoS2 + 55% TiC,
Ni80Cr20 + 12,5% CaF2 +
55% TiC, FeCr30Mo3 + 7%
графита + 70% TiC, FeCr30 +
10% графита + 70% TiC
обладают плотностью 94-
96%. Шлифование таких
материалов необходимо, так
как они предназначены для
трибосопряжений (требу-
ется повышенная точность
сопрягаемых поверхно-
Рис. 3.18. Шлифованная поверхность по-
крытия Ni80Cr20 + 12,5%MoS2 + 55%TiC
(х200)
129
стей). На рис. 3.18 показана поверхность покрытия Ni80Cr20 +
12,5%MoS2 + 55%TiC после шлифования. Видны открытые поры
и следы абразивных зерен.
Опыт работы на шлифовальных станках и проведенные мно-
гочисленные исследования показывают, что шероховатость шли-
фованной поверхности зависит в первую очередь от режимов
шлифования [91].
Для проведения экспериментальных исследований по выбо-
ру оптимальных режимов шлифования композиционных покры-
тий целесообразно воспользоваться математическим планирова-
нием эксперимента. Эксперименты планируются на основе мно-
гофакторного анализа, т. е. одновременного варьирования всех
факторов XjCv^), х2(0, x3(s). Интервалы изменения скорости стола
станка, глубины шлифования и поперечной подачи принима-
лись на основе предварительных однофакторных экспериментов
в областях отсутствия прижогов.
Определим зависимость шероховатости и микротвердости
от указанных факториальных признаков при. плоском шлифо-
вании в виде логарифмической зависимости [92]:
y^tV. (3.11)
Уравнение (3.11) после логарифмирования и введения членов,
учитывающих взаимодействие факторов, имеет вид
у = b0 + bxxx + b2x2 + b3x3 + Z>12*i*2 + + ^23^2^3 > (3-12)
где у - значение выходного фактора (Ra, H5G) в логарифмиче-
ском масштабе; х1? x2i, х3 - логарифмы соответственно v, t, s;
..., b23 - коэффициенты уравнения.
Для получения оценок уравнения (3.12) используем полный
факторный эксперимент типа 23. Уровни факторов и интервалы
варьирования, полученные в результате предварительных опы-
тов, представлены в табл. 3.7. Матрица планирования и резуль-
таты исследований по определению шероховатости и микро-
твердости обработанных поверхностей покрытий Ni80Cr20 +
12,5% MoS2 + 55% TiC приведены в табл. 3.8. Определение коэф-
130
фициентов bt искомого уравнения, построчных дисперсий s*,
проверка однородности дисперсий, а также значимости коэффи-
циентов модели производятся по известной методике [92]. Ре-
зультаты проверки приведены в табл. 3.9.
Проверка значимости коэффициентов bt показывает, что ко-
эффициенты й12 и Ь23 при микротвердости являются незначимы-
ми. Тогда зависимость (3.12) можно представить в виде
yRa =-1,2766-0,1398^ + 0,1584х2 + $
0,1639х3 -0,030х1х2 + 0?0645х2х3 +0,078x^3,
уи =5,1766 + 0,0885х -0,125х2 -
1’2 /3
0,0715х3- 0,00256*, х3.
Таблица 3.7. Уровни факторов
Уровень факторов Режим шлифования
VCT’ м/мин (м/с) 1п1'ст t, мм (м) In Г s, мм/ход (м/ход) In 5
Верхний (+) Нижний (-) 16 0,267 7,6 0,127 2,7725 2,0281 0,025 2,540-5 0,005 540-6 -3,6888 -5,2983 2,7 0,0027 0,3 0,9935 -1,2037
Таблица 3.8. Матрица планирования и результаты опытов
Точка плана Фактор Результат
V | Г I i Ra, мкм Н50, кгс/мм2
Кодовое обозначение
Xi х2 х3
1 - - - 0,2750 189,81
2 + - - 0,1809 242,05
3 - + - 0,3375 151,81
4 + + - 0,1995 187,82
5 - - + 0,2745 180,98
6 + - + 0,2520 195,26
7 - + + 0,4450 132,44
8 + + + 0,3790 157,90
131
Таблица 3.9. Результаты проверки воспроизводимости опытов
и регрессивного анализа
Элемент анализа Ra ^50
Дисперсия параметра оптимизации S2 {у} 3,2319-Ю-4 3,8322-Ю-4
Расчетное значение критерия Корхена Gp 0,56757 0,5089
Критическое значение критерия Корхена G 0,68 0,68
Дисперсия коэффициента регрессии:
2,0199-Ю-5 2,3951-Ю-5
52{Ь;} 0,00449 0,004894
Критерий Стьюдента
*0 284 1057
*1 31 18
*2 38 25
h 36 15
*12 7 1,8
*23 14 1,2
*13 17 5,2
Критическое значений ZKp 2,31 2,31
Подставляя в уравнения (3.13) и (3.14) значения из формулы
преобразования, получаем
=1,61376-0,8148 In v +0,44973 In/ +
0,019211n5-0,10221nvlnZ + 0,0731nZln5 + 0,19081nvln5, 1 ’
у„ =3,91685 + 0,231181nv-0,15531nZ+ z_4
ЛЯ5° (3.16)
0,08008 In s - 0,0626In v In s.
Потенцируя, находим
1,614 ,0,45-0,102Inv 0,019+0,073ln/+0,1911nv
p t с ’
R“ =-------------------------------> (3.17)
3,917 0,23 0,08-0,061nv
^50=-------------------• (3-18)
Уравнения (3.17) и (3.18) являются адекватными. Проанализиру-
ем полученные зависимости, которые изображены в виде графи-
ков на рис. 3.19.
132
Рис. 3.19. Зависимость шероховатости и микротвердости шлифованной по-
верхности покрытия Ni80Cr20 + 12,5%MoS2 + 55%TiC от скорости стола стан-
ка vCT (а - при t = 0,005 мм, 5 = 0,3 мм/ход), глубины шлифования t(6- при у =
16 м/мин, 5 = 0,3 мм/ход) и поперечной подачи s (в - при у = 16 м/мин, t =
0,005 мм); круг 45А40МЗК
Согласно рис. 3.19, с увеличением скорости стола станка (из-
делия) шероховатость Ra шлифованной поверхности уменьша-
ется, а ее микротвердость повышается. При возрастании скоро-
сти с увеличением толщины слоя, снимаемого отдельным абра-
133
зивным зерном, растут усилия шлифования, искажения крис-
таллической решетки и кристаллитные напряжения, уменьшает-
ся длительность воздействия температурного поля на изделие.
В результате степень упрочнения поверхностного слоя покры-
тия и его микротвердость после шлифования повышаются.
Наблюдаемое снижение шероховатости Ra с увеличением
скорости стола станка (изделия) противоречит эксперименталь-
ным данным других исследований [90]. При увеличении скоро-
сти количество абразивных зерен, пересекающих поперечное
сечение поверхности, уменьшается, а высота неровностей воз-
растает [93]. Однако в связи с пониженной теплопроводностью
покрытия (за счет пор) в микрообъемах материала его поверх-
ностного слоя при шлифовании возникают высокие температу-
ры. Они концентрируются в тонком поверхностном слое и раз-
мягчают его. При этом происходит «размазывание» размягчен-
ного материала по обрабатываемой поверхности, неровности
которой заглаживаются. Шероховатость шлифованной поверх-
ности уменьшается. Рассмотренный процесс является положи-
тельным, пока не возникают прижоги, снижающие эксплуатаци-
онные свойства детали.
Что касается влияния глубины шлифования и поперечной по-
дачи (рис. 3.19), то необходимо отметить следующее. Их возрас-
тание, как и в случае обработки компактных материалов, способ-
ствует увеличению шероховатости. Вместе с тем микротвердость
обработанной поверхности покрытия с повышением глубины
шлифования и поперечной подачи уменьшается. Это противоре-
чит результатам исследований для компактных материалов [94],
у которых наклеп, упрочнение и микротвердость поверхностного
слоя возрастают с увеличением нагрузки на абразивное зерно при
повышении глубины шлифования и поперечной подачи инстру-
мента. Противоречие результатов объясняется особенностями ме-
ханической обработки газотермических покрытий. В частности,
из-за пониженной теплопроводности покрытия при увеличении
глубины шлифования и поперечной подачи активизируется его
нагрев, что вызывает нежелательные процессы рекристаллизации
и уменьшение микротвердости шлифованной поверхности.
134
Рассмотренные результаты исследования режимов шлифо-
вания позволяют осуществить их оптимизацию. С учетом при-
нятых критериев оптимальными являются vCT, ins, соответ-
ствующие максимальной микротвердости H5Q и минимальной
шероховатости Ra шлифованной поверхности покрытия (рис.
3.19). При таком сочетании Н50 и Ra уменьшаются локальные
контактные нагрузки, степень деформации покрытия и площадь
его фактического контакта с контртелом в трибосопряжении.
Снижается вероятность микроконтактного схватывания поверх-
ностей трения с последующим разрушением очагов схватыва-
ния. Возрастает способность покрытия сопротивляться упомя-
нутому разрушению как доминирующему процессу в трибосо-
пряжениях.
Необходимо отметить, что оптимизацию режимов шлифова-
ния конкретизируют для черновой и чистовой обработок. В пер-
вом случае предпочтение следует отдавать режимам, обеспечи-
вающим производительность шлифования, которая во многом
обусловлена нагревом и разупрочнением обрабатываемой по-
верхности покрытия, что, в свою очередь, зависит от скорости
шлифования. С учетом значимости зависимости нагрева от ско-
рости шлифования в дальнейшем предусмотрено ее определе-
ние с помощью математического описания изменения темпера-
туры при взаимодействии шлифовального круга с обрабатывае-
мым покрытием.
Глава 4
МЕХАНИЗМ ПРОЦЕССОВ ФОРМИРОВАНИЯ
ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ
4.1. Формирование сцепления покрытия
с основным материалом
Анализ работоспособности деталей с покрытиями свиде-
тельствует о том, что одной из основных причин разрушения
и ухудшения эксплуатационных свойств нанесенных материа-
лов является их недостаточная прочность сцепления с подлож-
кой. Поэтому прочность сцепления относится к важным крите-
риям оптимизации режимов нанесения покрытий, в частности
при напылении износо-, коррозионно-стойких и теплозащитных
материалов.
Известно, что адгезионные связи на границе покрытие-под-
ложка формируются за счет механического зацепления, сил фи-
зического и химического взаимодействия. Механическое заце-
пление преобладает при напылении на пористые или специально
протравленные поверхности, обеспечивающие якорное зацепле-
ние покрытия [95]. При использовании механических методов
подготовки поверхности реализуется, как правило, клиновое за-
цепление покрытия на микровыступах поверхности [96]. Меха-
ническое зацепление слоя покрытия с основой типа «ласточки-
ного хвоста» обеспечивается проточкой или фрезерованием со-
ответствующего профиля канавок, углублений и т. д. [10].
В большинстве случаев нестабильность и малая величина меха-
нического зацепления позволяют считать ее второстепенной
в общей прочности сцепления покрытий [10, 39, 95, 96].
Силы физического взаимодействия включают обширную
группу связей [97], обеспечивающихся перераспределением
электронной плотности между взаимодействующими атомами
[98]. Они включают силы физической адсорбции (дисперсион-
136
ные, например Ван-дер-Ваальса, водородные, индукционные,
электрические, электромагнитные и др.). При напылении вели-
чина сил физического взаимодействия обычно небольшая.
Образование прочного сцепления между напыляемым мате-
риалом и основой обычно рассматривается как химическая ре-
акция на границе раздела фаз, вступающих в физический кон-
такт в результате деформации и растекания частиц [39]. Природа
материалов основы и частиц, их энергетическое состояние в мо-
мент соударения являются определяющими факторами образо-
вания прочной связи. Адгезионный и когезионный контакты об-
разуются за счет коллективизации валентных электронов атома-
ми контактных поверхностей с образованием металлической
связи или путем локализации электронной плотности вблизи
электроотрицательных атомов с образованием связей ковалент-
ного типа. Первый вид химической связи характерен для соеди-
нения металлов и сплавов, второй - для соединения керамиче-
ских и разнородных материалов.
По мнению авторов работы [18], при плазменном напылении
весь процесс взаимодействия наносимых материалов и подлож-
ки на каждом элементарном участке поверхности условно раз-
деляется на три стадии: сближение соединяемых веществ - об-
разование физического контакта; активация контактных поверх-
ностей и химическое взаимодействие материалов на границе
раздела фаз; объемное взаимодействие.
Образование физического контакта обеспечивается при соу-
дарении частиц напыляемого материала о твердую поверхность
вследствие их деформации и растекания. На этой стадии важ-
ную роль играют явления электростатического взаимодействия
поверхностных атомов.
Образование физического контакта во многом определяется
пластической деформацией, которая имеет место как в области
материала напыленной частицы, так и в приповерхностном слое
подложки. Она связана с давлением, возникающим при ударе
частицы и действующим в течение всего времени ее затвердева-
ния. Кроме того, высокое импульсное давление, которое разви-
вается при ударе в месте контакта частицы с подложкой, и ин-
137
тенсивное радиальное (по отношению к точке удара) течение
материала способствуют разрушению тонких оксидных пленок
на поверхности подложки, очищая ее и обеспечивая необходи-
мый для развития химического взаимодействия физический
контакт [39].
Как отмечалось, перспективы образования прочного соеди-
нения напыляемого материала с подложкой зависят главным об-
разом от полноты химического взаимодействия. Внешним при-
знаком, характеризующим степень развития этой стадии, явля-
ется заполнение поверхности контакта частицы с основой
очагами схватывания. Образование очагов схватывания объяс-
няется тем, что химическое взаимодействие материалов проис-
ходит не по всей поверхности, подвергшейся пластической де-
формации вследствие удара, а лишь на активных центрах, в роли
которых могут выступать примесные атомы, вакансии, ступень-
ки дислокаций [99, 100].
На стадии химического взаимодействия решающую роль
играют квантовые процессы электронного взаимодействия [39,
101]. Для протекания в контакте соединяемых материалов про-
цессов электронного взаимодействия различных типов требуется
определенная энергия для активации состояния поверхностей.
Эта энергия может сообщаться в виде теплоты (термическая ак-
тивация), энергии упругопластической деформации (механиче-
ская активация), электронного, ионного и других видов облуче-
ния (радиационная активация) [102].
При газотермическом напылении в процессе активации по-
верхности основы выделяют три фазы:
1) локальное снижение активационного энергетического ба-
рьера поверхности основы под действием давления от удара ча-
стицы вследствие упругих искажений решетки и пластической
деформации;
2) переход в активированное состояние группы атомов в рас-
сматриваемой локальной области за счет внутренней энергии
колебаний атомов в твердом теле, т. е. термическая активация;
3) распад активированного комплекса, в результате которого
в зависимости от вида напряженного состояния образуется но-
138
вая атомная группировка (очаг взаимодействия) или исходные
поверхностные связи.
Если при получении адгезионного соединения сформиро-
вался физический контакт покрытие-подложка и произошло хи-
мическое взаимодействие на границе раздела фаз, то объемные
процессы в пограничной зоне при напылении успевают пройти
главным образам по дислокациям, малоугловым границам зерен
и другим дефектам структуры [39]. Развитие объемного взаимо-
действия материалов при напылении обычно связывают с взаим-
ной диффузией элементов системы покрытие-подложка. Диф-
фузия существенно облегчается пластической деформацией [103],
имеющей место в области контакта частица-основа при соуда-
рении. Кроме того, диффузии способствует повышение темпера-
туры в контакте. Особенно легко протекают объемные процессы
в напыленном материале, отличающемся пористостью, дефект-
ной неравномерной структурой, сильно искаженной кристалли-
ческой решеткой. Помимо диффузии развитие объемного взаи-
модействия в ряде случаев может быть связано с механическим
перемешиванием материалов системы покрытие-основа, обу-
словленным эрозией и подплавлением тонкого поверхностного
слоя основы с суммарным массопереносом материалов системы
при растекании частицы.
Изложенный механизм формирования адгезионных связей
напыляемых покрытий отражает общую последовательность
процессов. Учитывая актуальность процессов химического вза-
имодействия для дальнейших исследований, рассмотрим хемо-
сорбцию более подробно.
Для образования прочных адгезионных связей, обеспечивае-
мых хемосорбцией, частицы напыляемого материала при соуда-
рении с поверхностью твердого тела (основы) должны совер-
шить работу, величина которой зависит от энергии кристалли-
ческой решетки, структуры и поверхностной энергии наносимого
вещества [104]. В случае соединения чистых металлов или твер-
дых растворов процессы электронного взаимодействия сводятся
к коллективизации валентных электронов положительными
ионами, вследствие чего между системой атомов, образующих
139
кристаллическую решетку, возникает прочная металлическая
связь. Особенностью этой связи является отсутствие насыще-
ния, определяемого валентностью соответствующих атомов.
Для осуществления хемосорбции на реальной поверхности тре-
буется энергия для активации этой поверхности, т. е. на приоб-
ретение молекулой или атомом энергии активации. Физически
этот акт можно интерпретировать как процесс разрыва насы-
щенных связей на поверхности адсорбирующего тела, который
приводит к появлению неспаренных электронов (радикалов),
способных участвовать в химическом взаимодействии [100, 104].
Взаимодействие с гладкой основой одиночных сферических
частиц, деформирующихся и затвердевающих в диск цилиндри-
ческой формы, было рассмотрено в работе [39]. Согласно этой
публикации, при ударе о поверхность тела расплавленные сфе-
рические частицы напыляемого материала, имевшие первона-
чально диаметр б/р, сильно деформируются, затвердевают и при-
обретают форму тонкого диска диаметром D и высотой h. При
деформации и растекании частицы по границе взаимодействия
образуется физический контакт. При этом существенная доля
возбужденных атомов частицы, в равной степени подготовлен-
ная к химическому взаимодействию, входит в соприкосновение
с атомами подложки. При сообщении атомам подложки некото-
рой активации они вступают в химические связи с атомами ча-
стицы.
Как показано в работе [39], характеристикой процесса обра-
зования прочных химических связей при плазменном напыле-
нии является температура контакта жидкая частица - твердая
основа (Тс). Этот параметр, в свою очередь, определяется темпе-
ратурой напыляемых частиц и основы, скоростью частиц (в свя-
зи с переходом доли их кинетической энергии в тепло при ударе)
и наличием эндо- или экзотермических реакций при взаимодей-
ствии наносимого материала с подложкой.
По мере повышения температуры подложки (при отсутствии
ее интенсивного окисления) одновременно идут два процесса:
увеличение диаметра пятна D, на котором частица, взаимодей-
ствуя, прочно закрепляется на основе, и увеличение адгезии
140
в самом пятне D за счет возрастания количества очагов схваты-
вания в нем [39]. Прочное закрепление частицы наступает толь-
ко при подогреве основы до определенной температуры, которая
соответствует заполнению контактной поверхности под части-
цей очагами схватывания на 40-70%. Такое заполнение, соглас-
но результатам исследований, выполненных в работах [39, 101],
соответствует достаточному для прочного закрепления на под-
ложке уровню химического взаимодействия. Для различных ма-
териалов, частицы которых были расплавлены при напылении,
температура подложки, при которой образуется прочная связь,
изменяется в широких пределах (до 1273 К и более).
Перегрев напыляемых частиц выше температуры плавления
повышает прочность их соединения с подложкой и увеличивает
площадь пятна химического взаимодействия. Рост прочности
объясняется тем, что при перегреве частиц повышается контакт-
ная температура и процесс химического взаимодействия резко
ускоряется. Поэтому при плазменном и другом напылении сле-
дует добиваться ситуации, когда покрытие формируется в основ-
ном из расплавленных и, по возможности, несколько перегретых
выше Тт частиц.
Контактная температура Тс как важная характеристика про-
цесса образования прочных химических связей возрастает так-
же благодаря переходу кинетической энергии в тепловую при
соударении частицы с подложкой. При этом адгезионная проч-
ность покрытия повышается при увеличении скорости наноси-
мых частиц. По мнению авторов работы [18], только суммар-
ный эффект возрастания Тс, деформации и давления при ударе
и растекании частицы на подложке способен привести к ее
прочному закреплению на поверхности основного материала
изделия.
Роль деформации в образовании прочной связи частицы
с основным материалом обусловлена тем, что напряжения, воз-
никающие в области удара частицы о поверхность основы, со-
действуют выходу дислокаций на контактную поверхность и ее
активации за счет разрыва насыщенных связей, что приводит
к образованию дополнительных активных центров [105, 106].
141
Все атомы поверхности основы в поле упругих искажений
вокруг дислокации, энергия которых достигла или превысила
потенциальный барьер £а, вступают в химическое взаимодей-
ствие [18]. Согласно данным этой публикации, при Еа = 0,3 эВ
активный центр вокруг дислокации имеет условный диаметр
около 1 мкм (площадь 10-8 см2). Зная плотность дислокаций р
или частоту их выхода в зону контакта X, можно определить
долю поверхности Sd, способную к образованию прочного сое-
динения вследствие пластической деформации основы:
Sd = pSc>
(4-1)

(4.2)
где Sc - площадь контакта напыляемый материал - подложка;
t - время удара и затвердевания частиц.
Рассмотренные теоретические предпосылки увеличения ад-
гезионной прочности покрытия с возрастанием степени пласти-
ческой деформации в зоне контакта при повышении скорости
полета напыляемых частиц коррелируют с экспериментальны-
ми данными (например, факт увеличения адгезионной прочно-
сти при использовании для напыления сверхзвуковых потоков
плазмы, высокоскоростных газопламенных потоков). Однако,
вероятно, тенденция повышения скорости полета частиц имеет
ограничение, которое связано с их диспергированием при ударе
о поверхность подложки. Ударяясь о подложку, частица затвер-
девает не в форме цилиндрического диска, распадается на более
мелкие фрагменты, образуются частицы с незаполненной цен-
тральной областью и т. д.
4.2. Улучшение формирования покрытий
при воздействии ультразвуком
При воздействии ультразвуком на распыляющую плазмен-
ную струю наблюдается изменение распределения порошка на
подложке: диаметр пятна напыления возрастает, распределение
становится более равномерным вследствие турбулизации плаз-
142
менной струи [81]. При этом в центре пятна напыления отсут-
ствует углубление и появляется равномерно обожженная зона,
свидетельствующая о повышенной температуре частиц в этой
области (рис. 4.1).
Эффект, иллюстрируемый рис. 4.1, еще сильнее выражен при
наложении на плазменную струю высокочастотных акустиче-
ских колебаний со звуковым давлением 150 дБ, генерируемых
плазмотроном с установленным на его выходе акустическим ру-
пором. В данном случае локальный нагрев центральной части
зоны плазменной струи больше, чем при использовании стерж-
невых излучателей. Вместе с тем интенсивнее происходит и рас-
сеяние порошка при напылении. Усиление локального нагрева,
очевидно, связано с увеличением амплитуды колебаний и зоны
воздействия звукового поля на гетерогенный плазменный поток
[Ю7].
Представляют интерес результаты исследований [108], на-
правленных на изучение влияния ультразвуковых колебаний на
морфологию поверхности плазменных порошковых покрытий
из титана. Подложка совершала параллельные и перпендикуляр-
ные плазменному потоку частиц колебания. По мнению авторов
работы [108], при воздействии ультразвуком вследствие цикли-
Рис. 4.1. Распределение порошка на подложке при напылении с закруткой га-
зового потока плазменной струи (I = 500 А, расход порошка Gp = 0,83 г/с): а -
контрольный режим без воздействия ультразвуком; б - при воздействиях на
зону высокотемпературного ядра струи
143
ческих знакопеременных нагрузок повышается текучесть мате-
риала частицы, что облегчает ее растекание на подложке. Это при-
водит к снижению высоты и увеличению поперечных размеров
агломератов и частиц. Соответственно снижается высота микро-
неровностей покрытия и возрастает шаг между элементами ми-
крорельефа, образованными вершинами соседних агломератов.
При изучении морфологии поверхности покрытия из титана,
полученного на дистанции напыления 90 мм, наблюдалось сле-
дующее. Поверхность покрытия, напыленного на статичную
подложку, образована агломератами сложной формы, имеющи-
ми впадины и выступы, а также трещины, по-видимому, связан-
ные со значительными остаточными напряжениями. Поверх-
ность покрытия, полученного при малых амплитудах колебаний
(4 мкм), более сглажена, образована растекшимися агломерата-
ми относительно плоской формы, что связано с облегчением их
растекания. При амплитудах порядка 8 мкм на поверхности
агломератов заметны образования в виде сферических лунок
или углубленных дисков размерами 15-20 мкм. Эти образова-
ния могут быть следами лопнувших кавитационных пузырьков,
возникшими в материале агломерата до его кристаллизации под
действием звукового давления.
Установлено существенное влияние ультразвуковых колеба-
ний подложки и их ориентации относительно плазменного по-
тока частиц на разброс значений параметров микрорельефа по
поверхности покрытия и на изменение их относительной вели-
чины. В соответствии с экспериментальными данными [108] при
напылении титана в условиях воздействия ультразвуковыми ко-
лебаниями на подложку имеет место снижение дисперсий пара-
метров микрорельефа на 35-99%. Одновременно ультразвук
обеспечивает сближение величин параметров Rz и R^^, харак-
теризующих высоту микронеровностей поверхности, в среднем
на 20%. При этом уменьшается отношение высоты элементов
рельефа к их шагу Sm почти в 10 раз, что свидетельствует о вы-
равнивании и сглаживании рельефа покрытия.
По мнению авторов работы [108] и ряда других исследовате-
лей, основными факторами формирования покрытий при уль-
144
тразвуковом плазменном напылении являются следующие про-
цессы:
стохастичность генерации кавитационных пузырьков на слу-
чайно распределенных по площади пятна напыления газовых
зародышах в метастабильной жидкой фазе покрытия;
микроперемешивание жидкой фазы как за счет хаотических
кумулятивных микровихрей, возникающих при захлопывании
кавитационных пузырьков, так и за счет акустических течений;
повышение пористости при значительной доле суммарного
объема кавитационных пузырьков в объеме метастабильной
жидкости (это характерно для большого индекса кавитации).
Указанные процессы являются наиболее значимыми при
сглаживании гауссовой неравномерности в толщине и пористо-
сти напыляемых покрытий, о которой упоминалось в параграфе
2.2. Вместе с тем для адекватной разработки технологии ультра-
звукового плазменного напыления их необходимо рассматри-
вать в сочетании с другими процессами, характерными для уль-
тразвуковых воздействий. В частности, немаловажным положи-
тельным фактором следует считать активизацию теплообмена
в гетерогенной плазменной струе, что приводит к стабилизации
кратковременного жидкофазного состояния соударяющихся с под-
ложкой частиц, в результате чего повышаются плотность и ме-
ханическая прочность покрытий. Кроме того, характерной осо-
бенностью акустических воздействий является то, что их энер-
гия поглощается главным образом границами зерен и дефектами
кристаллической решетки, т. е. избирательно. В рассматривае-
мом случае акустические колебания воздействуют на монослой
покрытия толщиной в несколько десятков микрометров в про-
цессе осаждения частиц, интенсифицируются их пластическое
деформирование при соударении с подложкой и диффузионные
процессы [109]. Структура монослоя покрытия создается путем
высокоскоростной кристаллизации из расплава и деформирова-
ния частиц, нагретых до температуры, близкой к температуре
плавления. Монослой покрытия состоит из совокупности от-
дельных взаимодействующих между собой и имеющих разную
степень деформации частиц, а также пор и других дефектов
145
сплошности материала. Поры и несплошности в пределах моно-
слоя имеют выход на поверхность.
Условия для деформирования частиц монослоя при акусти-
ческом воздействии зависят от их положения, максимального
акустического давления и частоты колебаний. Так, поверхност-
ные частицы монослоя находятся в непосредственном контакте
с фронтом акустических колебаний и имеют большую степень
свободы для формоизменения в отличие нижележащих частиц,
у которых более стесненные условия для пластического дефор-
мирования. При этом благодаря открытой пористости монослоя
не происходит адиабатического сжатия воздуха в порах.
Наиболее комплексное представление о механизмах пласти-
ческой деформации и структурных превращений, протекающих
в материале покрытия при воздействии акустических колебаний,
можно получить с позиций теорий об интенсивных возбуждени-
ях в твердых телах и структурных уровнях деформации [95].
В соответствии с этими представлениями в твердом материале,
подвергнутом сильным возбуждениям, при переходе в равновес-
ное состояние могут возникать различные метастабильные разо-
риентированные структуры, обеспечивающие при своем возник-
новении дополнительные каналы диссипации энергии. Последние
обеспечивают рассеяние и затрудняют концентрацию энергии,
передающейся материалу покрытия при эксплуатационных меха-
нических нагрузках, возрастает сопротивление материала разру-
шению. Получение упомянутых метастабильных структур ока-
зывается возможным благодаря тому, что в сильно возбужденном
кристалле помимо основных структурных форм реально образо-
вание других локальных состояний. При незначительной плотно-
сти этих сторонних структур они классифицируются как дефек-
ты кристалла, при большой плотности - как аморфное состояние.
Рассматривая пластическую деформацию с учетом иерархии
структурных уровней, правомерно утверждать, что осуществле-
ние на практике мощного акустического воздействия позволяет
формировать в материале покрытия измельченные, сугубо дисси-
пативные структуры, разориентирование которых свидетельству-
ет о вихревом характере протекающей деформации.
146
Таким образом ультразвуковое воздействие не только спо-
собствует формированию макро- и микрогеометрических пара-
метров покрытия, но и вызывает благоприятные изменения
в структурном состоянии напыленного материала (стабилизиру-
ется пористость, улучшается зеренная структура). Это экспе-
риментально подтверждается исследованиями, проведенными
в Институте физики прочности и материаловедения СО РАН
(г. Томск). Изменения в морфологии и фазовом составе покрытий
из сплава системы Fe - Si - Al - С, напыленных с одновремен-
ной ультразвуковой обработкой, выявлены с помощью рентге-
нофазового анализа и электронно-микроскопических исследова-
ний. Результаты рентгенофазового анализа покрытий показы-
вают некоторое снижение объемной доли a-фазы. При этом
возрастает объемная доля у-фазы. Количество вторичных фаз не
изменяется и составляет около 5 об.%. Ультразвуковая обработ-
ка покрытий, как показали электронно- микроскопические ис-
следования, приводит к заметному диспергированию микро-
структуры напыленного материала. Происходят измельчение
зеренной структуры и увеличение ее дефектности. В отдельных
случаях удается оценить плотность дислокаций, формирующих
сетчатые субструктуры внутри зерен. Оценки скалярной плот-
ности дислокаций дают величину «1,4 • 1011/ см2.
4.3. Формирование упрочненной структуры покрытий
после импульсно-плазменной обработки
Особенности обработки импульсами компрессионных плаз-
менных потоков и перспективы упрочнения покрытий рассмо-
трены в гл. 1 (параграф 1.7). С учетом упомянутой информации
представляют интерес послойная обработка покрытий импуль-
сами с различным уровнем энергии, который варьируется путем
изменения дистанции воздействия компрессионным плазмен-
ным потоком. При этом поверхностные слои износостойких по-
крытий обрабатывают на менее жестких режимах с понижен-
ным уровнем энергии импульсов. Обработку граничных с под-
ложкой слоев осуществляют на жестких режимах с повышенным
147
уровнем энергии, что достигается уменьшением дистанции воз-
действия. В результате получают структуры с регулируемой по-
ристостью, снижающейся от наружных слоев к подложке. Уве-
личиваются маслоудерживающая способность и износостой-
кость поверхностей трения покрытий, повышается когезионная
и адгезионная прочность их граничных слоев, контактирующих
с подложкой. Такой способ обработки описан в источнике [ПО].
Формирование упрочненной структуры перспективных из-
носостойких покрытий NiCr-Fe+Cr3C2, NiCr+MoS2(CaF2)+TiC
после импульсно-плазменной обработки по технологии [ПО] об-
условлено следующими процессами.
1. Получаются оплавленные мелкозернистые металлокера-
мические поверхностные слои с достаточно равномерным рас-
пределением пор, твердой карбидной фазы, компонентов твер-
дой смазки (за счет эффективной пористости в пределах 4,4-
5,5% и компонентов MoS2, CaF2 стабилизируется смазочная
пленка трибосопряжений; при равномерном распределении кар-
бидов повышается твердость покрытий, снижаются степень де-
формации, площадь фактического контакта и интенсивность
изнашивания трущихся поверхностей микроконтактным схва-
тыванием; предотвращается появление сплошных линий разру-
шения в твердой фазе).
2. В сравнении с необработанными материалами наблюдает-
ся увеличение микротвердости поверхностных слоев, что свиде-
тельствует об их упрочнении с возрастанием способности со-
противляться механическому изнашиванию. Максимальная ми-
кротвердость, как правило, наблюдается на глубине 80-100 мкм,
что, на наш взгляд, обусловлено процессами, связанными с удар-
но-волновыми воздействиями импульсов плазменной струи, вы-
зывающими упрочнение наклепом. Жесткость ударно-волновых
воздействий, степень наклепа и микротвердость снижаются по
мере удаления от поверхности напыленного покрытия. Вмес-
те с тем за счет жестких ударно-волновых воздействий непо-
средственно на поверхности имеет место явление перенаклепа.
Происходит разупрочнение и некоторое снижение микротвер-
дости.
148
3. В связующей фазе (NiCr) формируются остаточные напря-
жения сжатия за счет ударно-волновых воздействий, существен-
ной пластической деформации и наклепа по известному меха-
низму. Сжимающие напряжения увеличивают сопротивление
связующей фазы механическому разрушению при трении. Умень-
шается возможность выкрашивания из связки карбидной фазы,
наличие которой в виде твердых частиц в зоне трения активизи-
рует абразивное изнашивание.
4. Получаются граничные с подложкой слои покрытий с упроч-
ненными когезионными и адгезионными связями за счет сниже-
ния пористости композиционного материала до 2,1-2,8% (при
обработке граничных зон импульсами плазменной струи с по-
вышенным уровнем энергии).
5. Упрочняются граничные слои за счет активизации меж-
фазного взаимодействия (формируются вторичные мелкоди-
сперсные соединения Fe2C, Fe3C, FeNi, Ni3C, MoC, Ni3Ti, NiTi,
CaNi, CaTiF6, Cr2F5, NiTi, TiF3, повышающие межфазные контак-
ты основных структурных элементов).
6. Упрочняются граничные слои за счет возрастания степени
их аморфизации. При ужесточении режима импульсно-плаз-
менной обработки повышается степень локального оплавления
слоев. Кроме того, улучшается теплоотвод и увеличивается ско-
рость охлаждения обработанного жидкофазного материала че-
рез сужающуюся неоплавленную (пористую) граничную с под-
ложкой зону по мере ее послойного импульсно-плазменного
оплавления и уплотнения. Формирование аморфных фаз акти-
визируется. Аморфные фазы характеризуются более плотной
упаковкой атомов (размер областей ближнего порядка составля-
ет 1,3-1,8 нм). При этом усиливается межатомное взаимодей-
ствие в объемах фаз граничных с подложкой слоев, возрастает
их когезионная прочность. Повышенная плотность упаковки
атомов на границах между аморфными фазами, а также между
ними и подложкой способствует увеличению количества актив-
ных центров межатомных адгезионных связей. В результате соз-
даются условия возрастания прочности сцепления покрытий за
счет упрочнения границы покрытие-подложка.
149
Механизм формирования упрочненной структуры перспектив-
ных износостойких покрытий NiCr-Fe+Cr3C2, NiCr + MoS2(CaF2) +
TiC в виде схемы рассмотренных процессов и приемов их техно-
логического обеспечения представлен на рис. 4.2.
Рис. 4.2. Механизм формирования упрочненной структуры покрытий
150
Адекватность процессов схемы на рис. 4.2 проверена экспе-
риментальными исследованиями с расчетом параметров тонкой
структуры полученных покрытий. Для расчета использовался
специальный пакет программ GOR автоматизированного рент-
генодифрактометрического исследования тонкой структуры,
реализованный на IBM PC/AT [111]. При этом определены сле-
дующие показатели:
положение центра тяжести линий - углы 20°, по которым за-
тем прецизионно определяют параметры решетки;
функция физического уширения - Pj/2 (интегральная шири-
на линии);
размер области когерентного рассеяния (ОКР, Р>Эфф по Селя-
кову), А;
относительная среднеквадратическая микродеформация
(ОСМД- <Е2>1/2);
плотность дислокаций в объеме кристалла р, см-2.
В результате расчетов идентифицируется модель плотности
распределения числа ячеек в ОКР, что позволяет адекватно опи-
сать два крайних состояния исследуемой структуры:
высокую степень однородности блочной структуры - модель Р;
хаотическое распределение дислокаций - экспоненциальную
модель Е.
Кроме того, можно проследить переход из одного состояния
в другое (Р + Е).
Распределение микродеформации ОСМД в зависимости от
расстояния в кристаллической решетке анализируют на принад-
лежность к трем наиболее распространенным моделям:
прямолинейной - плоскораспределенная микродеформация
(плосконапряженное состояние Р);
экспоненциальной - хаотическое распределение дислокаций Е;
степенной - нет хаоса, есть скопления дислокаций в стенках С.
При принятии решения о выборе той или иной модели в ка-
честве оптимальной учитываются степень корреляции (коэф-
фициент корреляции), а также объем эмпирической выборки,
оставшейся после селекции при удалении случайных высокоча-
стотных помех (количество исключенных коэффициентов Фурье).
151
Таблица 4.1. Параметры тонкой структуры покрытий
Исследуемый образец Фаза Направ- ление в кри- сталле (hkl) Размер OKP ЯэффПО Селякову, нм осмд по Селякову, (<^2>1/2) • 10"4 Плотность дислокаций р • 108, 1/ см2 Положение центра тяже- сти линий - угол 20, град Интегральная ширина линий Р1/2» рад- Параметр решет- ки а, А Выбран- ная мо- дель, Р, Е, С
Покрытие NiCr+ 12,5%CaF2 + 55%TiC Твердый раствор на осно- ве Ni [111] (111) 6,6(±0,67) 43,84 Е
(222) 31,90(±22,06) 22,2426 96,69 1,0301 Е, С
[100] (200) 11,2(±0,76) 51,03 Е
(400) 10,72(±5,87) 15,2335 121,94 0,5548 С
(420) 149,28 3,5723 Е
Покрытие NiCr + 12,5%MoS2 + 55%TiC То же [111] (111) 4,5(±0,3) 43,49 Е
(222) 46,87(±25,44) 295,082 95,73 1,4879 С
[100] (200) 10,5(±0,86) 50,66 Е
(400) 18,77(18,78) 7,83213 122,41 0,5497 С
(420) 146,81 3,5944 Е
Покрытие NiCr + 12,5%CaF2 + 55%TiC TiC [111] (111) 43,8(±0,57) 35,97 Е
(222) 14,30(14,33) 25,7788 76,34 0,3228 Е, С
[100] (200) 38,9(±0,48) 41,79 Е
(400) 17,44(15,8) 24,3163 91,10 0,5114 С
(115) 136,07 4,3156 Е
Покрытие NiCr + 12,5%MoS2 + 55%TiC То же [111] (111) 38,5(±0,86) 36,04 Е
(222) 37,46(±17,76) 67,8184 76,51 1,1010 С
[100] (200) 24,2(±0,3) 41,87 Р,Е
(400) 40,8(±20,4) 138,839 91,31 1,1972 С
(H5) 136,58 4,3079 Е
Результаты расчета параметров тонкой структуры покрытий по-
сле их послойной импульсно-плазменной обработки с различным
уровнем энергетических воздействий плазменной струей приве-
дены в табл. 4.1.
Экспериментальные данные таблицы свидетельствуют об
адекватности процессов формирования упрочненной структуры
покрытий, представленных на рис. 4.2. В частности, согласно
приведенным данным, имеет место аморфизированное или близ-
кое к нему нанокристаллическое строение обработанных слоев
покрытий (об этом свидетельствуют размеры микрокристаллитов
и значения параметров решетки - ^эфф и а соответственно). Кро-
ме того, имеет место напряженное состояние решетки микрокри-
сталлитов, о котором можно судить по значению параметра ОСМД.
Останавливаясь более подробно на данных табл. 4.1, необходимо
отметить следующие особенности фаз обработанных покрытий
NiCr-Fe + Cr3C2, NiCr + MoS2(CaF2) + TiC:
связующая фаза из твердого раствора на основе Ni по рас-
пределению микроискажений (параметры ОСМД и р), по разме-
рам микрокристаллитов и параметру решетки характеризуется
существенно отличающимися состояниями в направлениях кри-
сталлита (111) и (100), что свидетельствует о выраженной анизо-
тропии фазы;
по тем же показателям карбид TiC не характеризуется суще-
ственными отличиями состояний в направлениях (111) и (100),
что свидетельствует об отсутствии анизотропии фазы;
наибольшее упрочнение в связующей фазе из твердого рас-
твора на основе Ni наблюдается по плоскостям наибольшей упа-
ковки в направлениях (111). Об этом можно судить по уменьшен-
ным значениям параметра Д^ф, которые свидетельствуют
также о большей степени упрочнения в покрытии NiCr +
12,5% MoS2 + 55% TiC по сравнению с композицией NiCr +
12,5% CaF2 + 55% TiC;
наблюдается скопление дислокаций в стенках кристаллитов
(параметру ОСМД, как правило, соответствует степенная мо-
дель С) и хаотическое их распределение по объему (ОЭфф соот-
ветствует экспоненциальная модель распределения Е).
153
4.4. Формирование упрочненной структуры покрытий
после лазерной обработки
Механизм формирования рассмотрим на примере плазмен-
ных покрытий из плакированных никелем композиционных
порошков (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC) Ni. Иссле-
дования процессов обработки таких покрытий импульсами ла-
зерного излучения проведены в Институте порошковой метал-
лургии НАН Беларуси совместно с Институтом физики им.
Б. И. Степанова НАН Беларуси. В качестве технологического
оборудования применяли твердотельный квазистационарный
лазерный излучатель. Он позволяет послойно обрабатывать по-
крытия импульсами лазерного луча длительностью до 4 мс, по-
лученными в режиме свободной генерации.
Важной составляющей технологии является среда, в которой
осуществляется обработка. Целесообразно применение азота для
защиты от окисления, затрудняющего теплоотвод от обрабаты-
ваемого материала, и для дополнительного охлаждения распла-
ва, что актуально при формировании упрочненных нанострук-
турных и аморфных фаз при наличии плакирующих оболочек
частиц порошков, распыляемых на подложку. Эти оболочки
в структуре покрытий в определенной степени аккумулируют
тепло, которое необходимо компенсировать для стабилизации
сверхбыстрого охлаждения.
С учетом полученных результатов исследований форми-
рование упрочненной структуры износостойких покрытий
(Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC) Ni после обработки
импульсами лазерного луча обусловлено следующими процес-
сами:
1. Уплотнение напыленных материалов за счет тепловых
воздействий импульсов. При этом снижается пористость мате-
риалов, возрастают когезионная и адгезионная прочности по-
крытий.
2. Сверхбыстрое охлаждение оплавленных слоев покрытий
толщиной 200-250 мкм с теплоотводом в «холодную» подлож-
ку. При этом измельчается зеренная структура, формируются
154
аморфные и нанокристаллические фазы повышенной прочно-
сти, о чем свидетельствует увеличение усредненной микротвер-
дости нанесенных композиций.
3. В сравнении с покрытиями из композиционных порошков
без плакирования возрастание микротвердости АН после обра-
ботки высококонцентрированными потоками энергии ограниче-
но. Плакирующие оболочки Ni выполняют роль теплозащитных
экранов, которые затрудняют передачу тепла в нанесенных ма-
териалах, удерживая его в обрабатываемых слоях покрытий
и в определенной степени уменьшая скорость охлаждения по-
следних. Упрочнение за счет измельчения зеренной структуры
до нанокристаллического уровня и получения аморфных фаз,
а также возрастание микротвердости ограничиваются.
4. Ограничение АН компенсируется другими преимущества-
ми покрытий из плакированных порошков. Например, при рас-
пылении указанных порошков на подложку в период полета
композиционных частиц с оболочками Ni устраняется влияние
высокотемпературной плазменной струи на составляющие ком-
позиций, которые в большей степени сохраняются в нанесенных
покрытиях. Абсолютные величины микротвердости нанесен-
ных композиций после высокоэнергетической обработки, как
правило, превышают значения Н для аналогичных покрытий без
плакирования.
5. Длительность теплового воздействия импульсом лазерно-
го излучения на материал достаточна для активизации химиче-
ских процессов на границах основных фаз композиционного по-
крытия. В результате образуются тонкодисперсные (в том числе
наноразмерные) соединения, которые упрочняют границы основ-
ных фаз и покрытие в целом. Это подтверждается результатами
рентгенофазового анализа, согласно которому в рассматривае-
мых покрытиях выделяются вторичные соединения следующе-
го состава: Сг7С3, Fe3C, Fe2C, С19Сг7Мо24, Fe63Mo37, FeTi, МоС. За
счет упомянутых образований увеличивается количество разо-
риентированных фаз композиционного покрытия, которые спо-
собствуют получению дислокационной структуры. Дислокации
формируются также за счет микротрещин и микропор основной
155
карбидной фазы. Подобная структура, насыщенная каналами
диссипации энергии, существенно снижает скорость накопле-
ния концентраций внутренней энергии покрытия от трения, тем
самым уменьшая возможность развития очагов разрушения по-
верхностей трения покрытий.
6. Структурообразование обрабатываемых покрытий в среде
азота. Газ служит для защиты от окисления, затрудняющего те-
плоотвод от обрабатываемого материала, для дополнительного
охлаждения расплава, что актуально при формировании упроч-
ненных наноструктурных и аморфных фаз при наличии плаки-
рующих оболочек частиц порошков, распыляемых на подложку.
Как отмечалось, эти оболочки в структуре покрытий способ-
ствуют аккумулированию тепла, которое необходимо компен-
сировать для стабилизации сверхбыстрого охлаждения. К функ-
циям азота относится также образование нитридов (элементов
структуры, повышающих твердость и износостойкость покры-
тий) с развитием процессов абсорбции газа расплавом участка,
на который воздействует импульс лазерного луча.
7. Улучшение условий формирования наноструктурных
и аморфных фаз присутствием переходных металлов в составе
покрытий. Переходные металлы (Cr, Ti, Мо и др.) характеризу-
ются частичным заполнением внутренних электронных оболо-
чек атомов и способностью к ионизации. При введении элемен-
тов переходных металлов силы межатомной связи модифициру-
емого композиционного материала возрастают с увеличением
заряда, передаваемого атомами переходного металла атомам ме-
таллоида в составе композиции. В результате создаются предпо-
сылки возрастания стабильности композиции, ее вязкости,
уменьшения диффузионной подвижности атомов, затрудняется
развитие кристаллов. Поэтому повышенному легированию пе-
реходными металлами покрытия (ГеСгЗОМоЗ + 7% графита +
70% TiC) Ni соответствует большее количество наноструктур-
ных и аморфных фаз в нанесенном материале, который характе-
ризуется возросшими механической прочностью и твердостью.
8. Улучшение напряженного состояния обрабатываемых по-
крытий. При воздействии импульсами плазмы и лазерного из-
156
лучения происходит оплавление и сверхбыстрое охлаждение
тонких слоев с формированием наноразмерной зеренной струк-
туры. Чем меньший размер имеет устойчивый зародыш кристал-
ла, тем больше центров кристаллизации возникает в единицу
времени. Взаимный контакт стремящихся к росту наноразмер-
Рис. 4.3. Механизм формирования упрочненной структуры покрытий из пла-
кированных композиционных СВС-порошков
157
ных кристаллических зерен вызывает упругопластическую де-
формацию сжатия по их границам. Образуются сжимающие на-
пряжения, уравновешивающиеся в смежных наноразмерных
зернах и в пределах кристаллической решетки зерна. Такие на-
пряжения положительно влияют на сопротивление материалов
разрушению от процессов трения.
9. Отсутствие нежелательной рекристаллизации сформиро-
вавшихся упрочненных слоев покрытий. Это обусловлено раз-
витием процессов послойной обработки в глубь покрытия (пре-
дыдущие уплотненные слои со сниженной пористостью и воз-
росшей теплопроводностью не нагреваются до критических
температур).
Механизм формирования упрочненной структуры износо-
стойких покрытий (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC)
Ni в виде схемы рассмотренных процессов представлен на рис. 4.3.
Использование изученного механизма в сочетании с регули-
ровкой и оптимизацией технологических параметров высоко-
энергетической обработки импульсами лазерного излучения
позволяет наносить упрочненные газотермические покрытия
с аморфизированной и нанокристаллической структурой. Это
подтверждается результатами исследований тонкой структуры
обработанных плазменных покрытий (NiCr/FeCrMo + MoS2/rpa-
фит + TiC) Ni. Исследования проведены по методике, изложен-
ной в параграфе 4.3. Согласно экспериментальным данным,
у полученных покрытий наблюдается аморфизированная или
близкая к ней нанокристаллическая структура с Д,фф = 5,0 -
21,6 нм.
Глава 5
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ
ГАЗОТЕРМИЧЕСКОГО НАПЫЛЕНИЯ ПОКРЫТИЙ
5.1. Математические основы для описания
напряженно-деформированного состояния материалов
при формировании покрытий
Остаточные напряжения оказывают существенное влияние
на прочность и эксплуатационные свойства покрытий. Механизм
формирования остаточных напряжений следует рассматривать
как приближенную схему взаимодействия деформационных
и тепловых процессов, изменяющихся во времени. Рассмотрим
общие моменты и особенности моделирования напряженно-де-
формированного состояния покрытие - основа на примере про-
цессов возникновения температурных напряжений для материа-
лов с различной реологией. Составим математическую модель
этих процессов и приведем некоторые методы ее численного ре-
шения.
Останавливаясь на общих моментах и основных положени-
ях, необходимо отметить следующее. Для макроскопических
процессов, не учитывающих молекулярную природу вещества,
как правило, применяется концепция сплошности [112], соглас-
но которой вещество непрерывно распределено по всему зани-
маемому им объему. Это позволяет отвлечься от реальной струк-
туры вещества. Примером модели сплошной среды являются
жидкости, твердые тела (в том числе и пористые при определен-
ных допущениях, связанных с задачей), большинство газов.
Для описания напряженного состояния в точке условно вы-
деляются плоскости, перпендикулярные осям координат и вво-
дятся векторы напряжений на трех взаимно перпендикулярных
площадках в этой точке [112-115]. Девять компонент векторов
напряжений образуют тензор напряжений S. Компоненты в де-
картовой системе координат, а также координатные плоскости
159
Рис. 5.1. Напряжения о/7
изображены на рис. 5.1. Таким образом, напряженное состояние
некоторой точки сплошной среды характеризуется тензором на-
пряжений q = (q„) как совокупностью сил, действующих на
площадки сечений.
Пусть и = - вектор перемещений точки среды в на-
правлениях х19 х2, х3, которые соответствуют направлениям х,
у , z в декартовой системе координат, 8 = (8z/) - деформации,
связанные с перемещениями.
Предполагая, что деформации достаточно малы, геометри-
ческие условия Коши для линейных и угловых деформаций за-
пишем в следующем линейном виде:
6х3 ’
zVj, л = 1,3,7=1,3.
(5.1)
Зависимости (5.1) представляют собой геометрические урав-
нения [116]. При этом реальные среды (материалы) достаточно
сложно реагируют на различные нагрузки и факторы (например,
на температуру). Поэтому для каждой среды должны быть зада-
ны реологические соотношения, отражающие ее термомехани-
ческие свойства. В зависимости от температуры и давления один
160
и тот же материал может находиться как в твердой, так и в жид-
кой фазе, а его реологическая модель будет либо упругой, либо
вязкой и т. д. Для описания характерных свойств материалов
вводится понятие идеализированной среды. Такие идеализации
являются моделями сред. Уравнения состояния сред для нагляд-
ности изображают с помощью одномерных диаграмм зависимо-
сти напряжения от деформации. Эффективность идеализирован-
ных сред заключается в том, что они дают возможность отразить
поведение реальных сред в определенном интервале нагрузок
и температур. Многие среды в зависимости от их свойств могут
рассматриваться как обобщение идеализированных. Ниже при-
ведем наиболее распространенные связи напряжений и дефор-
маций для различных сред, а также соответствующие механи-
ческие схемы. С помощью этих моделей перемещение тела ими-
тирует деформацию, а сила играет роль напряжения.
При рассмотрении связи с = /(s) в упругой среде необходимо
отметить, что она линейная и выражается законом Гука (рис.
5.2). Поведение материалов по закону Гука встречается во мно-
гих случаях растяжения и сжатия при упругой деформации лю-
бых видов.
Для линейно-упругой изотропной среды, подчиняющейся
закону Гука, связь между тензором напряжений и тензором де-
формаций задается следующим соотношением:
^=2ие,7+Х6/8, (5.2)
т ди. ди2 ди. .
где 1е =8ц + s22 +8зз =—L +—~ + —- = div(u)\ Л, ц - постоян-
дх2 8х3
ные модули упругости или коэффициенты Ламе.
Иногда закон Гука описывают уравнениями с другими по-
стоянными, например с техническими модулями Е и v. Эти
модули можно выразить через коэффициенты Ламе:
ц(ЗХ + 2ц)
rL —---------
X + ц
X
V~2(X + n)'
Рис. 5.2. Линейный упругий элемент
161
Через технические модули закон Гука перепишется в виде
Связь коэффициентов Ламе с модулем Юнга Е и коэффици-
ентом Пуассона v определяется по формулам
В пределах закона Гука параметр Е является характеристи-
кой жесткости того или иного материала при растяжении, сжа-
тии и сдвиге. При простом одноосном растяжении (сжатии) в на-
правлении одной из осей, например оси jq , имеем простые со-
отношения: ап =Ееп и 822 = s33 =-v8n.
В общем случае, когда среда анизотропная и обладает неоди-
наковыми упругими свойствами в различных направлениях,
вводятся модули упругости в направлении координатных осей
х и коэффициенты Пуассона. Так, например, коэффициент Пу-
ассона v12 характеризует величину поперечной деформации
в направлении у от напряжений , a v21 - величину деформа-
ций в направлении оси х от напряжений и т. д. В случае изо-
тропных сред количество упругих постоянных сводится к двум.
Например, можно выбрать в качестве независимых констант мо-
дуль упругости Е и коэффициент Пуассона v . В дальнейшем
будем рассматривать изотропные среды.
Если напряжение выше некоторого значения, то увеличение
нагрузки вызывает необратимые смещения, которые получают-
ся на атомном уровне и, как следствие, ведут к остаточным из-
менениям размеров и имеет место пластическая деформация.
При рассмотрении связи с = /(s) в идеальной пластичной
ст д
среде можно воспользоваться
схемой на рис. 5.3. Упругая
область отсутствует, переме-
щение массы имитирует пла-
Рис. 5.3. Идеально пластический стическую деформацию, а си-
элемент
ла - напряжение.
162
Если пластическим сг д
деформациям предше- т ----
ствует упругая зона, то {—W.---» ------►
имеет место упруго- *
идеально пластическое Рис* 5А Упруго-идеально пластический
/ с л\ гт элемент
состояние (рис. 5.4). При
напряжениях ниже пре-
дела текучести (с < ) материал деформируется упруго по за-
кону Гука, а при с > тл имеет место пластическая деформация.
В упругой области существует взаимно однозначное соот-
ветствие между напряжениями и деформациями, а в пластиче-
ском состоянии напряжения зависят от всей истории нагруже-
ния или деформирования среды.
Условие пластичности Треска-Сен-Венана определяет пере-
ход из упругого состояния в пластическое. При этом рассматри-
вается материальная точка в тот момент, когда максимальное
касательное напряжение в ней достигает некоторого постоянно-
го значения, характерного для данного материала:
^=^/2. (5.4)
Согласно критерию Мизеса (теория энергии искажения),
пластическое поведение начинается, когда выполняется условие
(ах - оу )2 + (<уу - ог)2 + (ог - oj2 + 6(т^ + < + О = 2о2 . (5.5)
Чтобы воспользоваться условием пластичности Сен-Венана,
необходимо заранее знать, какое из главных напряжений явля-
ется максимальным, а какое - минимальным. В случае примене-
ния условия пластичности Мизеса определять главные напря-
жения не нужно. Поэтому в решении практических задач усло-
вие пластичности Губера-Мизеса более удобно, чем условие
Сен-Венана.
Результаты расчетов по двум упомянутым критериям пла-
стичности достаточно близки. Однако для плоского напряжен-
ного состояния экспериментальные результаты лучше согласу-
ются с критерием пластичности Губера-Мизеса. В теории ма-
163
лых упругопластических деформаций связь с = /(е) удовлет-
воряет соотношениям [116], соответствующим нагружению
и разгрузке:

зк-^-
Зе
2<7и
Е Ч-------£
с₽ Зе •
и
2аи
=----8
Зеи
с
2аи
axz=7T^exz ИТ. Д..
К
(5.6)
ох-^= 2G(ex - £ср) + [(о: - <) - 2G(e: - е^)] ,
с = G& + (с* - 8* ), с =G& + (с* - 8* ) и т. д., (5.7)
ху ху V ху хр / ’ XZ XZ \ XZ хр / ’ \ /
где 8ср = (8v + 8>; + 8z)/3; си = Ф(8И) (аи- интенсивность напря-
жений; сср =ЗА?8ср +(с*р -ЗА?8^)); G - модуль упругости при
сдвиге; К - модуль объемной деформации материала; с*, 8* -
напряжения и деформации непосредственно перед разгрузкой.
Таким образом, при нагружении связь с = /(е) определяется
уравнениями теории пластичности, при разгрузке - уравнения-
ми теории упругости с учетом сформированных напряжений
и деформаций. В общем случае упругопластического нагружения
в упругой области используются уравнения равновесия; связь
между напряжениями и деформациями в виде закона Гука; гра-
ничные условия, заданные перемещениями или напряжениями;
условия совместности. В пластической области используются
уравнения равновесия; условия совместности полных деформа-
ций; условие пластичности; связь между напряжениями и при-
ращениями деформации в соответствии с формулами теории
пластичности; граничные условия, если область пластического
течения совпадает с границей области. Кроме того, при перехо-
де от упругой к пластической области должны быть заданы
условия непрерывности напряжений и перемещений.
При рассмотрении с = /(е) в вязкой (жидкофазной) среде не-
обходимо отметить, что напряжение зависит не от деформации,
164
а от ее скорости, которая определяется законом Ньютона. В од-
номерном случае имеем
а = т1^, (5-8)
Ct
где t - время; г| - коэффициент вязкости.
Это уравнение ассоциируется с моделью ньютоновской жид-
кости, обладающей постоянной вязкостью (внутримолекуляр-
ным трением). При движении поршня в цилиндре с жидкостью
последняя протекает через отверстие в поршне и создает сопро-
тивление, которое растет пропорционально скорости движения
жидкости.
Иногда в материалах присутствуют сочетания свойств упру-
гих, пластичных и вязких сред. В качестве примера рассмотрим
модель Кельвина (вязкоупругое тело) (рис. 5.5). В данном случае
результирующее напряжение получено за счет упругой дефор-
мации и вязкого сопротивления:
<т = £е + т|—.
ot
(5-9)
Из уравнения (5.9) следует, что при увеличении скорости де-
формации возрастает и напряжение. Кроме того, при постоян-
ной деформации, что соответствует 8 = 0, вязкоупругая среда
ведет себя как упругая. С другой стороны, если напряжение по-
Е
. При этом е| = 0 и с|
L=o=Qo> т- е. де-
стоянно, то из уравнения (5.9) деформация определяется как
( ( "
л Е
8 = — 1-ехр----1
EV I V
формация увеличивается до величины а0/Е. Такая законо-
мерность характерна для среды, представляющей собой мате-
риал газотермического по-
крытия, обрабатываемого
импульсом плазменной
струи (присутствуют жид-
кая фаза оплавленного
слоя покрытия и твердо-
фазный материал).
Рис. 5.5. Вязкоупругий элемент
165
Рис. 5.6. Четырехпараметрическая модель
Следует отметить, что математическое описание Кельвина
относится к идеализированным моделям и не всегда дает полное
описание реальной среды. Для увеличения степени адекватно-
сти упомянутую модель целесообразно усложнить с построени-
ем обобщенной модели, которая лучше отражает процессы в ре-
альных материалах. Известна, например, четырехпараметриче-
ская обобщенная модель Кельвина [114] (рис 5.6).
Четырехпараметрическая модель, состоящая из двух упру-
гих и двух вязких элементов, обобщает все три основных типа
поведения вязкоупругой среды. За счет элемента Д описывает-
ся мгновенная упругая реакция среды, за счет элемента - вяз-
кое течение и за счет узла Кельвина - запаздывающая упругая
реакция. При этом зависимость между напряжением и деформа-
цией может быть задана формулой
д2 с ди д2 s дг 65 101
Р1 ~ + Pi — + Ро° = <12 - + 2i + 2о V * 7
dt2 St dt2 St
В обобщенной модели Кельвина из нескольких узлов Кель-
вина полная деформация равна сумме деформаций упомянутых
элементов. Общее реологическое уравнение, описывающее вяз-
коупругие среды, можно представить в виде
Sc S2c дг S28
АСТ+ Pl^~ + P2^1+ ••• = 20е + 9l^-+ ?2^Г+ •> (5-П)
dt dt dt dt
где величины р., qt отражают некоторые комбинации коэффи-
циентов упругости и вязкости.
Выбор модели среды из изложенного выше перечня - задача
непростая. Ее решение в первую очередь должно базироваться
на испытаниях свойств среды (материала). Результаты предва-
166
Рис. 5.7. Изменение нагрузки согласно [117]
рительных испытаний на сжатие (растяжение) позволяют выде-
лить особенности данного материала и описать их одной (или
в совокупности) из приведенных моделей.
Одним из способов изучения механических свойств являет-
ся наноиндентирование. В работе [117] рассмотрена методика
изучения механического поведения материалов при испытаниях
с импульсным приложением нагрузки и измерением отпечатка
после полной разгрузки. На рис. 5.7 показано изменение нагруз-
ки в зависимости от времени: 1 - обычный режим (стрелкой за-
фиксирована остановка индентора при коррекции термодрейфа);
2 — импульсный режим.
Time
Рис. 5.8. Механический отклик материала при исследовании деформации
твердого тела
167
Касаясь работы [117], необходимо также отметить рассмо-
тренные для выбранных материалов механические модели сре-
ды и построенные графические зависимости по механическому
отклику материала на соответствующее испытание в импульс-
ном режиме. Полученные результаты отражены на рис. 5.8 и 5.9.
Как видно из рис. 5.8 и 5.9, применение импульсного метода
характеризуется отличием зависимостей 8(7) и h(t) : изменения
глубины погружения при вдавливании индентора и при снятии
нагрузки не совпадают, что свидетельствует о присутствии пла-
стической деформации. Это означает, что мгновенная глубина
погружения уже содержит в себе пластическую деформацию.
Согласно рис. 5.9, глубина отпечатка при импульсном воздей-
ствии представляется в виде суммы h(t) = he+hr+hp (hc - ве-
личина упругого восстановления отпечатка, hr - величина вяз-
коупругого восстановления, зависящая от релаксационных
свойств, hp - невосстанавливаемая величина отпечатка, обу-
словленная пластической деформацией материала за время раз-
грузки).
При использовании материалов со сложными механически-
ми свойствами и структурами для описания их реального пове-
дения простейших реологических моделей недостаточно. Опре-
деление реологических соотношений для материала композици-
онного покрытия представляется трудоемкой задачей ввиду
отсутствия не только справочных данных о конкретных мате-
Рис. 5.9. Механический отклик материала при наноиндентировании
168
риалах композиции, но и необходимых методик испытаний для
определения констант в реологических моделях. Для моделиро-
вания подобных по сложности задач необходимо сочетать экс-
перименты и вывод реологических соотношений с помощью по-
строения соответствующей математической модели.
При исследовании напряженного состояния материала с по-
мощью математического моделирования важными факторами
являются определяющие уравнения для величин, выбранных в
качестве характеристик этого состояния. Уравнения дополняют
начальными и граничными условиями для исследуемого объек-
та, которые могут изменяться во времени. При этом моделиро-
вание сводится к установлению математических соотношений
между статическими, кинематическими и термодинамическими
параметрами, описывающими поведение материала при нали-
чии механических и термодинамических воздействий.
Известно, что для всех процессов в сплошной среде должны
выполняться законы сохранения массы, движения и энергии.
Применение их к выбранному объему материала и запись в виде
балансовых соотношений приводят к определяющим уравнени-
ям. В частности, неразрывность описывается уравнением, выра-
жающим закон сохранения массы для выделенного объема среды:
^- + V(pv) = 0, (5.12)
Ct
где v = (v1?v2,v3) - вектор скорости, определяемый через пере-
( diC
мещения u v = —
I dt)
р - плотность.
Движение описывается уравнением, выражающим изменение
количества движения согласно второму закону Ньютона. При
этом скорость изменения количества движения выделенного объ-
ема среды равна результирующей сил, действующих на объем:
Р— = Vc + pF,
Ct
(5.13)
где с5 = (су) - тензор напряжений; F - силы, действующие на
объем.
169
В данном случае под термином «движение» понимают изме-
нение конфигурации сплошной среды в результате течения пла-
стичного материала, приводящего к остаточной деформации.
Поэтому уравнение (5.13) иногда записывают через перемеще-
ния в левой части
S2u
р—= \clpF.
(5.14)
Условия равновесия произвольного объема под действием
массовых сил тяжести, когда результирующая сила и момент,
действующие на этот объем, равны нулю, имеют вид
Vy + pFma=0.
(5.15)
В развернутой форме выражение (5.15) можно представить
в виде системы уравнений
foil ! foi2 . foi3 —I
(Эх, Sx2
fo2l ! fo22 ! fo23
йх1 &2 &3
fo3i ! fo32 ! fo33
йх1 dx2 &3
+pf™,,z=o>
+ pF =0,
г та.х ’
+ Р^=о,
(5.16)
где (x,j,,z) = (x1,x2,x3) - декартовые координаты.
Что касается определяющего уравнения энергии, то оно от-
ражает переход тепла и работы в кинетическую и внутреннюю
энергии для выделенного объема среды [118]. При этом скорость
изменения внутренней энергии равна сумме мощности напряже-
ний и притока тепла к среде:
р—= o:D-pVq + 0. (5.17)
dt
Здесь Е - удельная внутренняя энергия; q - поток тепла за счет
теплопроводности; Q - распределенные источники тепла; сим-
вол о: D обозначает полную (двойную) свертку тензоров о
170
( 33
o:D=LLaA
к *=i м 7
и D
D = Dy - тензор скорости деформа-
11 6vf Sv,
-------L + —3-
2 бх. бх.
ции, определяемый симметричной частью тензора градиента
скорости. При этом Dy =
Таким образом, соотношения (5.12), (5.13) и (5.17) являются
определяющими уравнениями при моделировании. Если при-
нять известными массовые силы Fwa и заданными распределен-
ные источники тепла Q, система включает 5 независимых урав-
нений, содержащих в общем случае 14 неизвестных (плотность
р = р(х,^) , 3 компоненты скорости v = (у1?у2,у3) или перемеще-
ния u = (w1?w2,w3), 6 независимых компонент напряжения о у
и др.). Чтобы сделать систему замкнутой, нужно добавить еще
уравнения, характеризующие частные физические свойства изу-
чаемой среды (например, теплопроводность, термодинамическое
состояние). Кроме того, для теоретического расчета остаточных
напряжений необходимо знать свойства материалов покрытия
и подложки: модуль упругости, коэффициент Пуассона, коэф-
фициент термического расширения и др.
5.2. Математические основы для описания
тепловых процессов с учетом температурного расширения
При изучении нагрева различных тел установлено, что они
деформируются в зависимости от возникающих температур.
Это явление играет особенную роль при разработке покрытий,
предназначенных для эксплуатации в условиях высоких темпе-
ратур.
При обычной теплопередаче в неравномерно нагретом теле (за
счет внешних источников тепла) влияние деформаций и напряже-
ний на распределение температуры можно не учитывать. Изуче-
ние распределения можно осуществлять независимо, не рассма-
тривая напряженное состояние. Поэтому основным описанием
распространения тепла является уравнение энергии (5.17).
171
Вместе с тем поля температур, деформаций и напряжений
в изделиях с покрытиями связаны законами термодинамики.
С учетом тепловых эффектов компоненты линейных деформа-
ций можно представить суммой е1? = + е ~. Параметр е ~ ха-
рактеризует деформацию от действия как внешних сил, так и от
напряжений, которые необходимо приложить для обеспечения
сплошности тела при его неравномерном нагреве [119]. Пара-
метр 8~ характеризует деформацию свободного расширения
тела при повышении температуры на (Т - TQ) градусов.
Остановимся на моделировании тепловых процессов и воз-
никающих тепловых напряжениях в упругой среде. Для упруго-
го материала деформации е? находят через напряжения реоло-
гическим соотношением, вытекающим из обобщенного закона
Гука. Тогда полная деформация 8~ упругого тела в каждой его
точке определяется из уравнения
е, +а(Т)(Г-Т0)5, . (5.18)
25 25 '----v------'
Здесь е*=-^о? и sy=a(T^T-To^5ij’ а - коэффи-
циент линейного теплового расширения материала.
Перепишем (5.18) относительно напряжений
о, = 2Ц8, + Хб,Д - Р(П(Г - го)5,, (5.19)
где Р(Т) = (ЗХ + 2ц)а(Г).
Зависимости (5.18) и (5.19) относятся к уравнениям термо-
упругости. При решении общей задачи термоупругости для изо-
тропной среды система уравнений включает:
зависимости равновесия;
выражения деформации через перемещения согласно модели
упругой среды;
уравнения энергии.
Общая постановка движения упругой среды (5.19) в тензор-
ном виде записывается следующим образом [115]:
172
S2u j*
p —= divc + F,
(5.20)
где о - тензор напряжений; u - вектор перемещений; р - плот-
ность; F -сила.
Уравнение теплового баланса (5.17) для жидкой и твердой
фаз с учетом энергии деформации имеет вид
р — + рт—(divu) = div (X grad Т) + Q, (5.21)
8t 8t
h(T0) + csT, T <T,
где h - h(T) - < - удельная эн-
Ж-0) + ^+с;(Т-Ти), T>Tm
тальпия; h(TQ) - начальная энтальпия при начальной темпера-
туре То, можно полагать, что h(T0) = 0 ; Lm - скрытая удельная
теплота плавления (кристаллизации); Тт - температура плавле-
ния вещества; cs. - соответственно удельная теплоемкость
в твердой и жидкой фазах; X - теплопроводность материала.
Иногда энтальпию удобно выражать с помощью эффектив-
ной теплоемкости материала Се, которую вычисляют с учетом
Lm и скрытой удельной теплоты парообразования Lb по формуле
Ce=c+Lm8(T—Tm)+Lb8(T—Tb), (5.22)
где с = с(Т); 8(Т) - дельта-функция. Тогда уравнение (5.21)
можно представить в виде
рСе — + рт—(divu) = div (X grad 7) + Q. (5.23)
dt dt
Если влияние деформации на температуру незначительно,
т. е. теплообразование при деформации несущественно, то эле-
мент Р77—(divu) в левой части уравнения (5.21) достаточно мал
dt
и его можно не рассматривать. Тогда в тепловом балансе эти
элементы отсутствуют, а в уравнениях движения исключаются
члены со второй временной производной. Задача в данном слу-
чае упрощается и сводится к системе следующих уравнений:
173
рСе — = div(Xgrad T) + Q, divo + F = 0. (5.24)
dt
В системе (5.24) уравнения теплопроводности и упругости
фактически не связаны и решаются раздельно: сначала находят
температуру, а затем по известному полю температуры вычис-
ляют деформацию. Этот подход нередко используют для изуче-
ния остаточных термических напряжений.
Если указанный элемент 0Z7—(div и) играет заметную роль,
dt
то его игнорирование приводит к неадекватным результатам.
Характерным примером подобной ситуации является резкое из-
менение температуры при низкой теплопроводности материала.
Установлено, что динамический эффект уменьшается с измене-
нием температуры в течение малого, но конечного интервала
времени (не мгновенно). Математическое описание напряженно-
го состояния при значимом элементе 0Z7—(div и) наиболее ха-
dt
рактерно для материалов, подвергающихся воздействию высо-
коэнергетических импульсных тепловых потоков.
Решение задачи термоупругости должно удовлетворять на-
чальным условиям, которые обычно представляют в виде ра-
^11
венств и = ил>1 (х, to), = и„ 2 (х, to ), Т = Тп (х, to) . Кроме того,
dt
должны быть выполнены граничные условия для температуры
и перемещений (напряжений).
Известны следующие типы граничных условий:
заданы перемещения;
заданы напряжения (поверхностные силы);
частично заданы перемещения, а на остальной границе - на-
пряжения.
Наряду с условиями, характеризующими процессы через
границы области, необходимо принять реологические соотно-
шения, соответствующие типу среды в рассматриваемом интер-
вале температур. Конкретный вид граничных и начальных усло-
вий коррелирует с особенностями моделируемых процессов.
174
5.3. Моделирование движения и нагрева частиц порошка
в плазменной струе
Широко распространенным материалом для формирования
газотермических покрытий являются порошки, частицы кото-
рых представляют собой простые вещества (металлы, оксиды
и др.), композиционные материалы, механические смеси. Ана-
лиз результатов по формированию покрытий с помощью плаз-
менного напыления позволяет выделить основные требования
к частицам порошка:
при соударении с подложкой частицы должны находиться
в расплавленном состоянии;
перегрев их нежелателен;
химическое взаимодействие частиц с окружающей газовой
фазой, как правило, следует ограничивать (минимизировать);
их концентрация в потоке должна быть достаточно высокой
для обеспечения требуемой производительности процесса на-
пыления.
Выполнение указанных требований достигается обоснован-
ным выбором технологии газотермического напыления и оптими-
зацией технологических параметров, о чем упоминалось в гл. 3.
Рассмотрим поведение одиночной частицы при движении
в струе газа, предполагая, что частица простого вещества одно-
родна, имеет сферическую форму, изменение которой при дви-
жении в газовом потоке не учитывается. При этом закон баланса
приложенных к частице сил [18, 120] имеет вид
= (5-25)
где тр = рр V - масса частицы; рр - плотность частицы; Vp -
объем частицы; чр - вектор скорости частицы; Fp - силы, дей-
ствующие на частицу, находящуюся в струе плазмы (газа).
Из всех воздействий наиболее существенными являются
силы аэродинамического сопротивления Fa =-0,5£,g Sp х
Pg |vp ” vg| (vp ” vg) и тяжести Fg =PP g- Из условия баланса
приложенных к частице сил следует
175
™p-^+0’5^sppglvp-vJ (vp-vg)=ppg> (5-26)
где Pg и vg = (wg,vg, wg) - плотность и вектор скорости обтекаю-
щего частицу газа; - коэффициент аэродинамического со-
противления; Sp = к d2p - миделево сечение частицы; g - уско-
рение свободного падения.
Коэффициент аэродинамического сопротивления ^g= f (Re)
для различных режимов обтекания с учетом испарения, а также
введения поправок на разреженность газа приводится в источ-
нике [18]. Соотношение (5.26) - векторное уравнение относи-
тельно скорости частицы чр = (и 9v 9w ). Оно решается при
следующих начальных условиях:
v,L=(5-27)
где у 0 - начальная скорость частицы, при которой она попада-
ет в горячую струю газа на выходе из распылителя.
Учитывая источники [121, 122] и полагая, что скорость газа
и температура плазменной струи известны на всей дистанции
распыления частиц порошка, проведем некоторые преобразова-
ния рассматриваемого математического описания. Например, по
известной vg =(wg5vg?wg) и соотношению (5.26) нетрудно опре-
делить проекции скорости частицы vp = (и 9v 9w ). Для опре-
деления координат траектории движения частицы в струе газа
воспользуемся уравнением
Уравнение (5.28) имеет начальное условие в виде х| = xQ inp,
y|f=0 = 0, Zt=o = z0 .np. Координаты х0 inp, у0 .пр, z0 .np соответствуют
точке выхода частицы из транспортирующего канала (из распы-
лителя).
Таким образом, по установленной скорости частицы опреде-
ляется ее местоположение в пространстве в каждый момент вре-
мени. В результате можно проследить траекторию движения ча-
стицы от сопла до подложки.
176
Что касается температурного поля частицы в транспортиру-
ющей струе газа, то методика численного расчета температур
приведена в источнике [123]. Там же рассмотрены различные
примеры прогрева в зависимости от условий напыления.
Необходимо отметить, что в транспортирующей плазменной
струе частица порошка подвергается резкому воздействию вы-
соких температур (тепловому удару). При этом баланс энергии
(5.17) частицы в декартовой системе координат для изотропной
среды (тепловые свойства в координатных направлениях одина-
ковы) выражается следующим уравнением:
ат
РрСеР^7 = dlv<4Тр^ ’ 0< f < fK ’ (x,y,z)6П , (5.29)
a^
где Tp = T (x9y,z9f) - температура частицы в точке (x,y,z) в мо-
мент времени t, остальные величины с индексом р введены
аналогично.
При составлении баланса предполагали, что тепло перено-
сится в частицу только за счет теплопроводности. Кроме того,
условия теплообмена со всех сторон частицы одинаковы, так как
она достаточно мала и в процессе движения изменяется незна-
чительно.
Задача решается с учетом фазового перехода без явного вы-
деления фронта плавления с использованием параметра эффек-
тивной теплоемкости, значение которой изменяется в соответ-
ствии с температурой [124]. Решение задачи поясняет рис. 5.10.
Рис. 5.10. Декартова (а) и локальная (б) системы координат для описания дви-
жения и геометрии частицы
Как видно из рис. 5.10, x = rsin(0)sin(<p), y = rsin(0)cos((p),
z = rcos(0) в локальных сферических координатах, связанных
с центром частицы. Тогда тепловой баланс (5.29) перепишем
в виде
8Т 1 а Г , st 'I
dt г dr I or }
8Т
i а
г2 sin2 о а<р
r2sin(0)d0
8тЛ
X — •
р 8<р )
8Т )
X sin(0)—— +
р ае
1 8
Компоненты тензора напряжений внутри частицы
следующий вид:
(5.30)
имеют
8иг _ ди^ 1 Qur
dr ’ r<₽ 8r rsin(0) а<р г ’
18иг див ив
г а0 8г г ’
1 и, «е ctg(0) _
w rsin(0) а<р г г ’ ч>г r<f,’
1 8щ 1днф ифс^(0)
96 rsin(0) 8<р г а0 г
1 5ме иг ->1Ч
Qw= J + ’ %=cf<pe- (5-31)
rsm(0) ао г
Согласно принятым допущениям, температура не зависит от
атр дгр
направления, а производные —— и —— равны нулю. При этом
50 Эср
на границе области г = Rp условия теплообмена с окружающей
средой имеют особенности. Поскольку рассматриваются доста-
точно малые объекты, то можно полагать, что окружающий их
газ в точках поверхности частицы будет одинаковой температу-
ры. Тогда тепловую задачу рассматривают в области [0, Rp ] при
178
симметрии потока в точке г = 0 с теплообменом на границе
г = Rp. При указанных условиях теплообмена нестационарное
температурное поле зависит только от координаты г и времени
t, т. е. Тр = Т (r9t). В данном случае уравнение (5.30) упрощает-
ся, и его можно представить следующим образом:
р dt г2 dr
г2 Sri dr .
0<r<Rp.
(5.32)
Значение Rp определяется радиусом частицы (твердой, жид-
кофазной). Если поверхность частицы достигла температуры
кипения, то Rp определяется фронтом испарения.
Теплообмен на границе r = Rp с излучением по закону
Стефана-Больцмана соответствует уравнению
X — = аДТр-^) + Р6оДГ;-7;4), (5.33)
где Tg - температура горячего теплового потока плазменной
струи; а,о - коэффициент теплообмена, который приводится
в источнике [18].
Условие симметрии или ограниченности при г = 0 эквива-
лентно следующему соотношению для температуры:
limr2X —^- = 0. (5.34)
г—>0 Р Qr
Уравнения решают разностным методом [125]. Алгоритм ре-
шения тепловой задачи описан в монографии [123]: находят ско-
рость частицы; определяют положение центра частицы и темпе-
ратуру транспортирующего газа в этой точке эйлеровой систе-
мы координат; с учетом параметров плазменной струи в этой
точке (скорость, температура, давление) в лагранжевой системе
координат, связанной с центром частицы, находят температуру
и перемещения на выбранной сетке. Реализация алгоритма осу-
ществляется итерационным методом.
Для численного решения задачи вводят разностные сетки:
временная со, с шагом Atm; пространственная по радиусу о5л.
с шагом Az; (рис. 5.11).
179
^0.5 Л.5 ____ TjH.r-0.5
OB Ш.П1.. •...1.0 Rp
p r(> r} r, r, r/+l rVf p
Рис. 5.11. Разностная сетка cor и обозначения: c5r = {г : ri+1 = r + Ar+]},
i = O,Nr, ro=O, rNr = Rp; (o, ={zm+1 = Zm+A?„}, m = 0,N, , Zo=O, tN> =tK
Область решения на каждом временном слое покрывается
совокупностью Nr непересекающихся элементарных объемов
Nr
еГ1, =[rj_pz;] таких, что [0, Лр] =1К •в качестве неизвестной
t=i
принимаем температуру в центрах выбранных объемов Ti+0 5 =
Tp(ri+05,tm) и значения температуры на границах рассматривае-
мой области. Индекс р в обозначениях функций для простоты
записи отсутствует. В итоге для каждого элементарного объема
имеем одно неизвестное. Поскольку элементарные объемы не-
прерывно покрывают область и не пересекаются, количество не-
известных для решения задачи составляет NT =Nr+2. При
этом Nr определяется числом разбиения области на элементар-
ные объемы.
Систему уравнений для нахождения неизвестных построим
методом контрольного объема. Интегрируя уравнение (5.32) по
внутренним элементарным объемам е . = , имеем
(5.35)
где Ar, = z;+1/2 - z;_1/2 = 0,5(Az; + Д^); Az; = rM -rt; Tp. = Тр(г^т).
Функции p, Ce, X зависят от температуры, которая, соглас-
но принятым узлам сетки, определяется в полуцелых точках
^+05. Поэтому значения \.=X(z;,7p определим приближенно.
Выберем \ таким образом, чтобы обеспечить аппроксимацию
кр в точке ri9 например =Х(0,5(7]+05+7]_05)), или \ =
°>Ж+о,5+\-о,5)> или \=2Х /+0,5^/-0,5 /(^+0,5 +\-0,5) И ДР- Для
180
других функций рр1 =pp(rl,Tp4), cp i=cp(ri,Tp :), Tp i =Tp(rt,tm+l),
Тр4=Тр(г^т).
Система (5.35) содержит Nr уравнений относительно NTO —Nr +2
неизвестных. Для однозначного ее решения два необходимых
уравнения получим из аппроксимации условий (5.33) и (5.34).
Краевое условие (5.34) аппроксимируют следующим образом:

Гр,5-Гр Аг Го-Го
0,5 Az; 6 е,оРо \tm
= 0.
(5.36)
Нетрудно показать, что разностное краевое условие (5.36) имеет
погрешность аппроксимации +Atm) на решении уравне-
ния (5.32).
Граничное условие теплообмена аппроксимируем также со
вторым порядком точности, используя основное уравнение:
-Tg) + p ab(T*. -t;4))-v0j25
Т -Т
±Nr ±Nr-0,5
(5.37)
^Nr 2 Г _Л
2 rNr-0,25 ^e,Nr PjVr д^ — ”•
где \rNr =V,5brN ; r^_0 25 = rN -0,25Ar^ .
Совокупность уравнений (5.35) - (5.37) представляет собой
нелинейную систему относительно значений Тр.. Для ее реали-
зации построим итерационный процесс во внутренних узлах
z = l,...,7Vr-1:
Полученное линеаризованное уравнение перепишем относи-
тельно неизвестных в следующем виде:
«, СР ~ci СР +bi С? +Z =°> i = K..,Nr -1. (5.39)
181
Итерационный процесс для нелинейного уравнения (5.35),
аппроксимирующего граничное условие в нуле, можно предста-
вить следующим образом:
5+1 5+1 5+1
0 0,5Azi 6 е’° 0 \tm
Представляя в форме (5.39), перепишем предыдущее урав-
нение:
(5.40)
-с0 70(s+1) + 6оТ£+1)+/о=О. (5.41)
Аналогично строим итерационный процесс для граничного
условия (5.37):
aNf - cNr + fN=0. (5.42)
Здесь - приближение (5 +1) решения Ti+0 5. В качестве ну-
левой итерации можно использовать решение в предыдущий
момент времени, т. е. ^°0}5 = Ti+0 5.
В общей интерпретации систему (5.39) - (5.42) представим
в матричном виде относительно неизвестных Г0(л+1), То(^+1), +1),...,
5+1
г^-о,5> Введем вектор неизвестных Т = (T0(s+1), T0(s5+1), ?£+1),...,
^-о,5 >Г?+1))г • Тогда система уравнений имеет вид
(5+1) 5+1
А Т = F . (5.43)
(S+1)
Здесь А® - квадратная матрица размерности dim А = [Аог х N? ]
вида
I ь0
।---
I “ci
1---
I «2
Го’
j___
I о
182
Из формул (5.37) - (5.39) выражения для элементов матрицы,
например для / = 1,...,ЛГГ-1, можно представить следующим
образом:
ai
9
fyn ^-0,5 ?
7— . 2 Л-0,5 ’
Лт* /Xrit rt
bi
9
^-+0,5 у
~Г~ А 2 /'+0,5 >
Ат: Ат: т:
Ci=Pi Ce,i+ai+bi'
(5.44)
Необходимо отметить, что в связи с диагональным преобла-
(5+1)
данием матрицы А система решается методом прогонки, усло-
вия устойчивости которой выполнены, так как я. > 0, ft. > 0
и с. > аг + ft.. Критерием сходимости итераций является
|С? +s2, i = 0,...,Nr, (5.45)
где 8], 82 - заданные числа.
В случае невыполнения критерия на заданное количество
итераций необходимо уменьшить временной шаг AZw .
При вычислениях по уравнениям рассмотренной модели
температуру газа плазменной струи Т , положение центра ча-
5+1 * 5
стицы от начала движения I w+i и ее скорость в струе vp в теку-
щий момент времени определяют с учетом зависимостей
^+1 5+1 S S S
Tg=fAJJlm+},rxtr^ lm+l=lm+vPAtm,vP=fA^(lm+l,Rp).(5A6)
На основании изложенного в качестве примера проведем вы-
числительный эксперимент по уравнениям рассмотренной мо-
дели. При этом расчет нагрева частицы порошка в плазменной
струе сводится к совместному решению уравнений теплового
баланса (5.32) и движения частицы в струе (5.26). Предполагает-
ся, что известны температурные, скоростные характеристики
плазмы и точка ввода частицы в струю. Значения упомянутых
параметров плазмы можно выбрать по источникам [81,123], ана-
лизируя известные данные, которые приведены на рис. 5.12
и 5.13.
Согласно рис. 5.12, для нанесения качественного покрытия
предпочтительны условия, при которых распыляемые частицы
183
Рис. 5.12. Распределение температуры газа (смесь Аг и PQ в незагруженной
плазменной струе (электрическая мощность 30 кВт): 1 - дистанция от сопла 0 м;
2 - 0,02; 3 - 0,05; 4 - 0,08; 5 - 0,10; 6 - 0,15 м
Рис. 5.13. Распределение скорости газа вдоль оси незагруженной
плазменной струи
располагаются в зоне оси плазменной струи, где формируется
максимальная температура газового потока. Для этой зоны харак-
терна также наиболее высокая скорость газа. Создаются предпо-
сылки гарантированного плавления и высокоэнергетического со-
ударения жидкофазных частиц с подложкой, что способствует их
деформации и растеканию на поверхности изделия с получением
плотной и прочной структуры газотермического покрытия. Ука-
184
занные условия обеспечиваются оптимизацией угла и скорости
ввода распыляемых частиц в плазменную струю. В дальнейших
расчетах принято, что такие условия выполняются.
Что касается скоростной характеристики (рис. 5.13), то имеет
место заметное снижение скорости плазмы на воздухе при уве-
личении дистанции напыления. Этот фактор оказывает влияние
на движение и нагрев частиц в плазменной струе.
Для вычислительного эксперимента рассмотрим движение
и нагрев сферической частицы А12О3 диаметром 45 мкм в момен-
ты времени, соответствующие выбранной разностной сетке для
температуры. Решая совместно уравнения (5.43), (5.46) для каждого
временного слоя, установим скорость и положение частицы, а так-
же распределение в ней температурного поля. Средняя скорость
частицы вдоль оси плазменной струи приведена на рис. 5.14.
Как видно из рисунка, при вводе в струю скорость частицы
увеличивается до максимального значения с последующим
уменьшением. Аналогичный характер изменения скорости на-
блюдается и для частиц другого диаметра.
При моделировании нагрева распыляемого порошка А12О3
для завершения расчетов применялся критерий плавления цен-
тра частицы без ограничения дистанции распыления в вычисли-
тельных операциях. На рис. 5.15 приведены результаты расчетов,
согласно которым при времени t = 0,1 бе - 3 (кривая 7) происходит
Рис. 5.14. Средняя скорость движения частицы вдоль оси плазменной струи
185
г, к
2600
2400
2200
2000
1800
1600*"
1400-
1200
1000т .
800---т—।---1--1—1---1—---1——।—
0.0 02 0.4 г 0.6 0.8 1.0 */?р
Радиус
1 -t = 0f 1 бе - 3
2 -/ = 0,25е-3
Рис. 5.15. Распределение температуры внутри частицы по радиусу
плавление границ частицы. Последняя находится на расстоянии
I = 0,0184 м от начала полета в плазменной струе. При t = 0,25е - 3
(кривая 2) происходит дальнейший нагрев внутренних точек ча-
стицы, которая к этому времени переместилась на расстояние I =
0,0403 м. При t = 0,45е - 3 (кривая 3) имеет место полное проплав-
ление частицы на дистанции I = 0,0935 м, которая теоретически
является оптимальной для соударения распыляемого материала
с подложкой. Об этом также свидетельствует достаточно высокая
скорость частицы при I = 0,0935 м (см. рис. 5.14).
5.4. Моделирование тепловых процессов
и термических напряжений в системе покрытие - подложка
Вопросы моделирования в образцах сложной формы затруд-
няются ее влиянием на распределение температур и термиче-
ских напряжений. Для выяснения особенностей многофактор-
ного влияния целесообразно рассмотреть математическое опи-
сание процессов для образцов более простой формы, например
пластин. В этом случае задача сводится к описанию температур
и термических напряжений в пластине, состоящей из несколь-
ких слоев (подложка, первое покрытие, второе и т. д.) (рис. 5.16).
Физические предпосылки математического описания бази-
руются на следующих предположениях:
186
материал каждого слоя (подложка, покрытие) представляет
собой сплошную среду;
каждый слой рассматривается как однородный и изотроп-
ный с использованием для описания реологических соотношений;
деформации в точке тела (относительные удлинения и углы
сдвига) считаются малыми.
Предварительно рассмотрим задачу в одномерной постановке
с анализом температурных напряжений под воздействием горя-
чего теплового потока в изотропном упругом материале в виде
прямоугольной пластины, занимающей область -Lx <x<Lx,
-Ly<y<Ly, 0<z<Lz (рис. 5.17). На верхнюю поверхность
z = Lz воздействует горячий тепловой поток, температура кото-
рого Tg 2.
Принято, что образец жестко закреплен на нижней границе
z = 0. На остальных границах он свободен от внешних сил. Бо-
ковые стороны пластины теплоизолированы, а на нижней сторо-
не происходит теплообмен с окружающей средой, имеющей
температуру Tg х. При указанных условиях теплообмена неста-
ционарное температурное поле зависит только от одной про-
странственной координаты z и времени t. Поэтому рассмотрим
Т = T(z,t) и перемещение и = (0,0,г/), где u = u(z,f). Полагаем,
что в начальный момент времени пластина имеет комнатную
температуру и напряжения отсутствуют. С учетом допущений
187
Рис. 5.17. Одномерная постановка задачи
из одномерных уравнений термоупругости (5.20) и (5.23) в обла-
сти (0,Zz) справедливы соотношения
д2и да
Р---7 =----
St2 dz
д2и
или р —- =
н dt2
д
dz
dzjdz
~ дТ пгт1 д ( ди
рс—+рт— —
е dt dtldz
g Г st
dz
(5-47)
(5.48)
Граничные условия для z = 0 следующие:
перемещения и = 0 в связи с жестким закреплением;
теплообмен с окружающей средой описывается уравнением
X^ = atol(T-7;i), (5.49)
Я 7 ’’
где Tgi - температура окружающей среды; atoд - коэффициент
теплообмена.
Граничные условия для z = Lz следующие:
напряжения a zz = 0 в связи с отсутствием закрепления и внеш-
них сил;
теплообмен с горячим тепловым потоком при учете излучения
характеризуется соотношением по закону Стефана-Больцмана
* || = ato,2(7’-^2) + P^(7’4-^2), (5.50)
188
где 7^2 - температура горячего теплового
потока; ato 2 - коэффициент теплообмена.
Задачу (5.47), (5.48) решаем разностным
методом (рис. 5.18). При этом точками z^,
к = 1, Nz разобьем область расчета на элемен-
тарные объемы [zk,zk+l]. Температуру (на-
пряжение) определяем в центрах выделенных
объемов, а перемещения - на их границах,
т. е. в выбранных узлах zk. Для уточнения
аппроксимации граничных условий добавим
к неизвестным температурам 7^+0 5 значения
То и TN на границах области (0,Zz). Раз-
ностную схему построим путем интегриро-
вания уравнения теплового баланса по вну-
тренним элементарным объемам [zk,zk+l]
с использованием формул усреднения.
Величиной тт обозначим шаг по време-
Рис. 5.18. Область
расчета и разностная
сетка
ни для перехода от tm_x Ktm,w. tm = .
Шаг по пространству представляет собой Azk = zk+1 - zk. Вели-
чинам и, й и й соответствуют значения на временных слоях tm ,
и ^-2 в сеточных узлах гк,т. е. uk=u(zk,tm), йк ^u(zk,tm_1)
, ик =u(zk,tm_2), Тк+05 =u(zk+05,tm) и т. д.
Проинтегрируем уравнение (5.48) по выделенным объемам
[zk,zk+i] с использованием формул усреднения для некоторых
величин:
(5.51)
Т -Т
2 £+0,5 1 £+0,5
+ £+0,5 '-'с£+0,5
(5.52)
189
ГДе Р Ан-0,5 — Р(4н0,5 ) ’ ^еЛ+0,5 — (4+0,5) ’ P/t+0,5 — Р(4+0,5 ) ’ ^+1
^(0?5(7^+1>5 + 4+0,5 )) ? ^к = ^’^t^k+l + ^к) •
Аналогично интегрируя уравнение (5.47) по объему
tz*+o 5 > z*-o,5 К относительно которого рассматривается баланс
движения, получаем другое разностное выражение:
Р^ ик ~ик йк~ ик _
Р& (4+0,5 — 4,£+0,5 ) — Р&-1 (4-0,5 — 4,£-0,5 ) Z4- 4-qx
&к
=кГ(2ц1Л5 +Х„.!)^р-(2ц„.! + \„.,)
Д*Д *гк ^4-1 )
Разностные выражения (5.52) и (5.53) являются неявными
и аппроксимируют исходные соответствующие уравнения с пер-
вым порядком точности по пространству и времени, т. е. погреш-
ность аппроксимации схемы имеет порядок O(max(Az^ + А^)).
Преобразуем выражения (5.52) и (5.53) относительно неиз-
вестных величин:
^Ан-0,5 4-0,5 “ Q+0,5 4+0,5 + 4ч-0,5 4+1,5 + z_ _ ,ч
/• л л (5-54)
•4+0,5 + ^4+0,5 Uk + ^£+0,5 Uk+\ ~
Рк ик~1 —(1кик+ гк+\ ик+1+ ёк+ 4 4+о,5+ sk 4-о,5= о ?
где «*+о,5 ? Q+o,5 ? ^+о,5 ? Рк •••- функции от температуры.
К построенной системе следует добавить аппроксимацию
граничных условий:
при z = 0 имеем
г/0 = 0, Tk 0 — (Azj / 6) Се 0 р 0 х (То — То) / Atm = 0;
при z = Lz имеем
= 0 ’ 4i,o — (^1 6) Се 0 р,0 х (То —Tq)I Atm = 0.
В результате получена замкнутая нелинейная система взаи-
мосвязанных уравнений относительно неизвестных температур
Тк_0 5 и перемещений uk. Наиболее простое решение системы
190
возможно при построении итерационного процесса с внутрен-
ними итерациями по температуре:
'pO’+l) _ п I и 'pO’+D
2 £-0,5 с£+0,5 1 £+0,5 -Г£7£+0,5 1 £+1,5 -г
Л£+0,5
f +d u(q) + е u(q) = 0
J £+0,5 u£+0,5 uk e£+0,5 u£+l
(5.55)
Pk - 4k + Гк u™ + gk+tk T™ + sk T™ = 0.
Вначале решается первая группа уравнений (5.55), т. е. тепло-
вая задача при соответствующих граничных условиях, при пере-
мещениях с предыдущей q-й итерации. Решение нетрудно найти
методом прогонки, поскольку матрица относительно неизвестных
7^0 5 является трехдиагональной и имеет диагональное преобла-
дание. Полученное решение T^l, к = 0,Nz, используют при пе-
реходе к другой группе уравнений (5.55), т. е. к динамической за-
даче. Ее решают аналогично и находят перемещения u[q+1\
к = 0^z. Итерационный процесс проводят до выполнения неко-
торого критерия сходимости. Необходимо отметить, что все за-
висимые от температуры коэффициенты в системе (5.55) являют-
ся переходными от соответствующей предыдущей итерации.
Согласно принятым допущениям, w0 = 0 в точке z = 0, а при
z = Lz в отсутствие внешних сил (нагрузок) справедливо условие
azz = 0 . С учетом соотношений между напряжениями и переме-
щениями в упругой среде аппроксимируем это условие в пере-
мещениях со вторым порядком точности, используя основное
уравнение. Разностная аппроксимация имеет вид
(2ц + \ (TN - T0N ) =
z Д_ z z ’ z
Nz
Ujq 2,11^ +
-hzK p„ —---------\,
(Ч,)2
(5.56)
где uN и uN - два неизвестных перемещения.
Для определениянеизвестных перемещений в узлах разност-
ной сетки и(, i = \,Nz, применима формула
АЧ-1 + ГМ+1 + ^0,5 + ^-0,5 = ~fi, ( '
191
При решении задачи относительно напряжений можно дока-
зать правомерность уравнения
1 52су б2 о 1 + v д2Т
(5.58)
Базируясь на изложенном выше, перейдем к моделированию
остаточных температурных напряжений в системе покрытие -
подложка в двумерном случае.
Принимая во внимание информацию параграфа 5.2, созда-
дим пространственно-двумерную математическую модель, пред-
ставляющую собой описание механического равновесия линей-
но-упругой изотропной среды для каждого слоя (подложка, по-
крытие) с учетом температурных напряжений. Для плоского
поля последних имеются две компоненты перемещений v = (u,v),
£и
четыре компоненты деформаций Е = (гу) = е21
о
о
£12
8 22
О
(р
о
О,
И пять
а11 а12
компонент напряжений Е = (с\7) = o2i °22
,0 0
. При этом в об-
°зз j
ласти (x,z) внутри тела должны выполняться условие связи де-
формация - перемещение и закон Гука при температурном рас-
ширении:
еп =^-а(7’)(7’-Т0), е22 =^-а(Т)(Т-Т0),
OX OZ
1 ( ди dv )
£19 — £91 ——-------1---j
12 21 ’
21 oz ox J
(5.59)
= (2ц + Х)^ + Х^ - (ЗХ + 2ц)а(Г)(7 - Го),
OX OZ
012 =Ц
ди
---I--
dz дх)
(5.60)
192
= (2ц + X)— + X—- (ЗХ + 2ц)а(Т)(Г - Го),
OZ ох
<*2i = Н
ди 5гЛ
----'---
8z 8х J
(5.61)
а33 — X (а11 + а22) 5 а31—О’а32—0- (5.62)
2(л + ц)
Должны выполняться также уравнения равновесия:
foil , бст,2
8х 8z
^2L + ^22._pg = 0.
. 8х 8z
(5.63)
Система (5.63) может быть представлена через перемещения
в следующем виде:
82и 82и ч 82v _ ч 8Т
(2ц + Х)—у + ц—у + (Х + ц)——(ЗХ + 2ц)а —= 0,
8х 8z 8x8z 8х
р2 р2 pl ргр
(2ц + ?с)-у + ц-4 + (Х + ц)-^--(ЗХ + 2ц)а-—pg = O.
OZ OX OXOZ OZ
(5.64)
Граничные условия поясняются схемой на рис. 5.19.
Граничные условия на рис. 5.19 дополним равенством про-
екций напряжений на нор-
маль в точках контакта ГА. j
подложки и покрытия:
по|г. = по|г_. (5.65)
Равенство (5.65) спра-
ведливо при полном сли-
пании покрытия с подлож-
кой, что в компонентной
форме характеризуется вы-
ражением
Рис. 5.19. Граничные условия
193
(ОцЛх + CT12«Z)|^ = (аплх + о12лг)|г_.,
(<*2Л +a22«z)|^. = (°2Л +a22«z)|/7j /
(5.66)
где Гк — граница контакта между подложкой и покрытием (меж-
ду слоями).
Что касается краевых условий, то они задаются в точках
границы через перемещения или напряжения. Например, име-
ет место
m=0’vU=vU-
(5.67)
Рассмотренное моделирование тепловых процессов и терми-
ческих напряжений в системе покрытие-подложка, как пра-
вило, дополняется численным решением задачи. Это позволяет
реализовать в конкретных физических величинах прогнозиро-
вание указанных процессов, от которых во многом зависит каче-
ство напыленных материалов и перспективы внедрения покры-
тий. Численное решение осуществляют с использованием методов
конечных элементов и конечных разностей [126-128]. Первый
из них эффективен для сложных областей расчета, второй по-
зволяет более тонко приближать отдельные слагаемые в нели-
нейном уравнении. Остановимся на втором более наглядном
методе, который впоследствии адаптируем для решения услож-
ненных задач.
Для построения разностной схемы область покрытие-под-
нет нагрузок
жестко закрещена
Рис. 5.20. Область покрытие -
подложка
ложка, представленную на
рис. 5.20, разбивают на эле-
ментарные объемы с обозна-
чениями согласно рис 5.21.
Под воздействием нагрузок
элементарный объем может
перемещаться или деформи-
роваться, что характеризует-
ся изменениями его границ
и коррелирует с поведением
материала в целом. Прини-
194
------ Д\'; -------
1 *i+l
узлы основной сетки
О температура Т
А- перемещения и
а перемещения v
Рис. 5.21. Внутренний элементарный объем со^ и обозначения неизвестных
мая это во внимание, рассмотрим изменения границ и темпера-
туры в соответствии с рис. 5.21.
Как видно из рис. 5.21, перемещения и анализируются в точ-
ках (xi9zk+Q5), а перемещения v - в точках (xi+0,5,zk). Кроме
того, элементарный объем, для которого выводится уравнение
баланса температуры , совпадает с основным. Тогда вся об-
ласть состоит из непересекающихся объемов и справедливы со-
отношения
aT=\M^D’N>N*’N:=Nz-
1=1 к=1
(5.68)
По аналогии для и и v можно записать
®ik = ®Ь-0,5,к = 1Х-0,5Л+0,5 ] Х lZk > Zk+1 ] ’ Qi = U U = >
i=l к=1
N“=Nz9
(5.69)
Nvx Nvz
®ik = °\fc-0,5 = 1 X [Zk-Q,5 > Z£+0,5 ] > = UU = ’
i=\ k=\
nx=nx9 nz=nz+i.
(5.70)
Сочетание элементарных граничных (Г19 Г2 на рис. 5.19)
и внутренних объемов для искомых величин показано на рис.
5.22, согласно которому имеется = NxxNz , Nq =Nxx Nvz
и NTO =NtxxNtz ячеек для определения и, v и Т.
195
Рис. 5.22. Элементарные граничные и внутренние объемы
для искомых величин
На рис. 5.23 представлены обобщенная схема контрольных
элементарных объемов и комплекс обозначений при определе-
нии компоненты перемещения и. Анализируемые точки (сеточ-
ные узлы) отмечены маркером «треугольник».
Для вывода зависимостей по определению и рассмотрим
внутренний элементарный объем cd^ = [х._0 5, х.+0 5 ]x\zk, zk+1 ]
и уравнения равновесия (5.63) с интегрированием первого урав-
нения по выделенному объему:
fol2
dz

или
A*, -1 Л I L 8x 8z
dxdz = 0.
(5-71)
Преобразуем интегралы левой части:
196
Рис. 5.23. Обобщенная схема контрольных элементарных объемов (а) и ком-
плекс обозначений (б) при определении и
197
zk+\
f (Оц к=л,0, -On \x=^dz +
. Zk
Л+0.5
f (OJ2 Ui+1-oJ2Ut)dr =
xi-0.5
(^11 ^x=xi+0,5’Z=zk+0,5 ^11 b=Xi-0,5’Z=Z*+0,5 +
(^12 L— Y z—z ^12 Iy— Y Z—z ) 0}
л V. 1Z iJt—Xj ,Z—2^+1 1Z 1л—Xj ,Z—Z^ ' '
(5-72)
где Ax.-j = 0,5( Ax.-j + Ax.); Ax. = x/+1 - xt.
Вместо оп и o12 подставим выражения напряжений через
перемещения и температуру с использованием (5.60) и некото-
рых усреднений
(2ц(7Ц) + Х(7;л))
—~nk)(T.k
)
'LL- г. U- -J l
(2ц(7]_1Л) + Х(7;_1Л)) -и +
I Ax,-i
ui,k+l ui,k
Vi,£+1 Vi- 1Л+1
Ax,._,
ГДе Mq>,<i,4> — м(7^>,<,,*>) » T’cp,<i,k> ~ ^’^(Ti,k + ^i-l,k + 7f^-l + ) -
198
Перепишем (5.73) относительно неизвестных ui k в следую-
щем виде:
ai,k ui-\,k ~ ci,k ui,k + fy,k ui+\,k + ei,k ui,k+i + di,к ui,k-\ = ~fi,k • (5-74)
В формуле (5.74) z = 2,A“ -1, к = 2.NUZ -1. Кроме того, имеем
2ц(?;_и) + Х(7;_и) 2И(71Л) + Х(71Л)
ai к =--=^=------- ’ bi к = —=5=------ ’
AVi ’ AVi Аг.

Ci,k ai,k + Ъцк + + di k ,
М'ср,<г’Л+1> J _
i,k~
~ Тнач,1,к) ~ ~ Гна4,-1Л)
(5.75)
Vi-1,£+1) P'ep,^*,^ (Vi,k V-l,#)]*
Аппроксимационные уравнения равновесия в блоках, при-
мыкающих к границе, получают аналогично с учетом соответ-
ствующих граничных условий. Так, для вывода уравнений вдоль
границы Г2 надо интегрировать по блокам .д> = ®._0 5д =
[^1-0,5 ’ ^г+0,5 ] Х [Z1 ? Z2 ] ’ = 2, Nx — 1 (рИС. 5.24).
Проинтегрируем первую зависимость равновесия в системе
(5.63) по контрольному объему :
1
V
д^и ! ^12
дх dz
de> = 0
или
__i
Лх, -1 L Sx dz
dxdz = 0.
(5.76)
После преобразования интегралов имеем
199
Рис. 5.24. Вид элементарных граничных объемов вдоль Г2
dx = 0.
(5.77)
С учетом граничных условий на Г2 получим
1
Дх.-i
U. лл —U
(2^(ТЦ) + \(ТЦ))^-^
Х(7; )2Ц22к_р(7; )(7; )
Az,
200
U- 1 “ W; 1 1
(2ц(7]_1;1) + Жи)) ’ А ’ + )х
Ax;_i
(5.78)
ГДе Мср,<«,2> = м(^ср,<1,2>) ’ ^ср,<|-,2> = 0» 25 (7^ 2 + Ti l 2 + Ttд + Ti Xд) .
Перепишем (5.78) относительно неизвестных перемещений
ui X в следующем виде:
^z,i i,i — ^z,i ^z,i "I" ^z,i Ч+м "I" ^z,i ^z,2 — fi,\ •> i ~ ~ 1 • (5.79)
Параметры a, b, с, e.f варьируются согласно зависимостям
_ (2ц(7]д) + Х(7]д)) _ (2ц(7]д ) + Х(7]д))
^Z 1 ---- ? 1 ----- ?
Ах,.,! Ах,._! ’ Ах,._! Ах,.
М(7]д)_
Azt
С/Д =«/д + Ь1Л+^,1’
vf ? _ Ч- 1 ?
A^-W-^7’ +
Ax,_i Azt
Р(2]д) (7]д -^ДД)-Р(^-1Д) (^-1Д
Ах,_1
(5.80)
i=2,iv;-l
В табл. 5.1 приведена обобщенная информация по аппрокси-
мационным уравнениям для неизвестных ut к, определяемых
в области покрытие - подложка в соответствии с рис. 5.20 и 5.23.
201
Таблица 5.1. Обобщенная информация по аппроксимационным
уравнениям для неизвестных ц. к
Расположение контрольных элементарных объемов в области расчета Вид уравнения
Внутренние блоки, i = 2,У“ -1, £ = 2,У“-1 Граничные блоки ( Г2), i = 2,7\Г -1, к = \ Граничные блоки ( Г4 ), i = 2,NX -1, k = Nuz Угловой блок (граница Г2 и Г\), z = 1, к = \ Угловой блок (граница Г2 и Г3), i = Nx, к = Х Угловой блок (граница Г3 и Г4 ), i = Nx, k = Nuz Граничные блоки (ГД i = 1, £ = 2,У“-1 Граничные блоки ( Г3), i = Nx, k=2,N“-l Граничные блоки ( Г4 ), i = 2,7V" — 1, k = N" Is ₽ Is Т Т ₽ Т « Я -С Я £ Я £ я 4? * 4- “ -к* 4- • (О U1+ Т - А 4. С - X к + L + J, + -° о >> £ 24 V Я У Y .4 Я < + < + £ + “ х £ + “ ЕГ £ й ЕГ й £ Г К г X Г i + + X | 24 + “| Я + “| 24 е d ~ И? 3, ? > 1 г- -4 1 т- l j- Jr-1 II II || Ъ HlT Hl> ° £ ° £ ° £ g о £ + “ “ “ - г । ё1 я + £ я'+ В я со ТО ТО и Ч || ТО .24 Г> .~4 ,~Ч _я О 1 ° р> 1 II 1 Л' N+N| 1 1 1 7 =ч >° -° J 1 X о « Л Л Л ® N иГ' иГ' иГ' + Й*' 11 + + + + + + + °
Примечание. Приведенная система уравнений является замкнутой
относительно искомых и. к .
202
Что касается компоненты перемещения v, то для ее опреде-
ления также применяется изложенная выше методика контроль-
ного объема. При этом интегрируют второе уравнение системы
(5.63) по каждому из элементарных объемов (внутренних и гра-
ничных). Дополнительно отметим полную аналогию алгорит-
мов решения для перемещений и расчета температур.
Система уравнений, построенная в данном параграфе, пред-
ставляет собой математическое описание процессов формирова-
ния смещений и напряжений. Система позволяет прогнозиро-
вать возникающие остаточные термические напряжения в газо-
термическом покрытии. Проблема точности прогнозирования
обусловлена необходимостью учета пластических свойств мате-
риала. Для учета можно использовать разработки параграфа 5.1.
Согласно [129], такой учет должен базироваться на следующих
принципах:
необходимо знать деформации, при которых имеет место
пластическое течение материала;
нужно знать связи пластических деформаций с возникаю-
щими напряжениями;
следует учитывать упрочнение материала в процессе пла-
стической деформации.
Для удобства исследования температурных полей внутри
рассматриваемого образца покрытие-подложка можно создать
графический интерфейс с визуализацией данных и результатов
с помощью объектно-ориентированных технологий программи-
рования в среде Windows. При этом одна из наиболее простых
оболочек для анализа результатов содержит следующие элементы.
1. Блок «основа» с исходны-
ми данными, характеризующи-
ми подложку, на которую нано-
сится покрытие. Здесь указыва-
ются размер подложки (длина,
толщина), ее материал и началь-
ная температура. В качестве
примера на рис. 5.25 показан ин- Рис 5 25 Блок ввода данных
терфейс «основа» для стального для подложки
основа
длина 1_к= I 5 (см] | ввести |
толщина Lz- | (L5 |см] | ввести |
материал ] steel А36 | ввести |
температура 293 [К | ввести J
203
толщина Lz1 = | о"б
материал | Fc8OB2O ▼]
пористость = | 5 [ЭД
начальная ।
температура | 1400 [К]
|ввести[
| ввести |
| ВЕ-ести |
[ ввести |
Рис.5.26. Блок ввода данных
для покрытия
образца длиной 5 см, толщи-
ной 0,5 см, имеющего началь-
ную температуру 293 К. По-
сле нажатия кнопки «ввести»
данные присоединяются к про-
грамме.
2. Блок «покрытие» со-
держит данные по напылен-
ному материалу. В отсутствие
покрытия полагают Zzl = 0 .
В качестве примера на рис. 5.26 показан интерфейс «покрытие»
для напыленного материала Fe80B20 толщиной 0,5 см, пористо-
стью 5% и начальной температурой 1400 К. Наличие кнопки
«пористость» позволяет проанализировать поле температур по-
крытия в зависимости от предполагаемых значений указанного
параметра.
3. Блок «граничные условия» содержит данные о характере
теплообмена с окружающей среды на различных участках гра-
ницы области расчета. Данные представлены вертикальными
колонками цифр (рис. 5.27). В первую колонку вводят внешние
температуры со стороны границ Г1, Г2, ГЗ, Г4; во вторую - циф-
ровые обозначения типов граничных условий. При этом цифре 1
соответствует постоянная температура на границе, 2 — теплооб-
мен через границу без излучения, 3 - теплообмен с излучением,
4 - теплоизолирующая стенка. Третий столбец предназначен
для исследования влияния интенсивности теплового потока че-
рез соответствую-
щую границу обла-
сти. На рисунке по-
казан ввод данных
в случае воздействия
горячего теплового
потока с температу-
рой 900 К на верх-
нюю часть области
Рис. 5.27. Блок данных для граничных условий
покрытие - подлож-
204
ка. При этом боковые и нижняя стороны охлаждаются окружаю-
щей средой температурой 300 К, а на границе контакта покры-
тия и подложки рассматриваются условия сопряжения (1 и 2).
Для просмотра результатов имеются окна: верхнее с иллю-
страцией распределения температуры в области расчета в теку-
щий момент времени; нижнее с иллюстрацией изменения тем-
пературы со временем в точке области (х, z), координаты кото-
рой выбираются.
Решение задачи начинается после нажатия кнопки «старт».
Манипулируют также кнопкой «останов», которая служит для
временного останова программы для предварительного просмо-
тра результатов и в случае необходимости изменения гранично-
го температурного режима. Кнопка «продолжить» предназначе-
на для решения задачи после предварительного останова. Завер-
шение программы происходит по выбранному критерию
окончания решения.
Рис. 5.28. Внешний вид оболочки с иллюстрацией результатов расчета для
момента времени t = 1с
205
На рис. 5.28 показан пример работы программы с иллюстра-
цией результатов расчета в окнах оболочки. Результаты приве-
дены для момента времени 1 с от начала решения задачи.
В верхнем окне показано распределение температуры в об-
ласти (х, z) в текущий момент времени. В нижнем окне зафикси-
ровано изменение температуры со временем в выбранной точке
(х = 2 см и z = 0,5 см). Последняя находится внутри области на
границе контакта покрытия и подложки. График демонстрирует
динамику изменения температуры в точке в течение 1 с. Соглас-
но графику, за счет холодной подложки происходит быстрое
охлаждение, затем температура повышается.
При варьировании входных данных можно быстро проана-
лизировать тепловые режимы в образце. Это удобно для выбора
необходимых параметров в зависимости от цели исследования.
5.5. Математическое описание растекания
расплавленной частицы после соударения
с твердой подложкой
Степень растекания оказывает существенное влияние на
плотность и прочность формирующегося покрытия. При чис-
ленном решении уравнений модели растекания можно опреде-
лить площадь физического контакта частицы с подложкой, на
котором развивается адгезионное взаимодействие и диффузия.
Все это оказывает непосредственное влияние на работоспособ-
ность напыленных материалов.
Наиболее качественные плазменные покрытия формируют-
ся из расплавленных частиц, взаимодействующих с подложкой
и между собой. Процесс растекания расплавленной частицы -
это движение жидкости по твердой поверхности. Математиче-
ское описание жидкой фазы должно соответствовать реологии
вязкой среды. Кроме того, для адекватности описания необходи-
мо учитывать температурные зависимости свойств жидкости.
Необходимо также отметить, что высокое импульсное давле-
ние от соударения частицы с подложкой создает предпосылки
деформации последней в пределах десятых долей микрометра.
206
Рис. 5.29. Начальная конфигурация области расчета при соударении частицы
с подложкой
Поэтому следует рассматривать модель растекания при напря-
женно-деформированном состоянии подложки.
Схематично момент соударения частицы с подложкой изо-
бражен на рис. 5.29.
Для описания растекания жидкой фазы целесообразно уста-
новить ее реологические соотношения, которые задаются тен-
зором напряжений. Для большинства жидкостей напряжение
в некоторой точке линейно зависит от скорости деформации сплош-
ной среды. Согласно источнику [112], закономерность деформации
такой ньютоновской жидкости, т. е. связь тензора напряжений
с компонентами скорости, характеризуется уравнением
=~р^у +т] ^- + ^~ +5, (5.81)
где v. — компоненты вектора скорости v; — символ Кронеке-
ра; ц - коэффициент динамической вязкости; ц' - второй коэф-
фициент вязкости.
Что касается объемной вязкости, то она определяется как
т]о = 2/Зт] + ц'. Обычно коэффициент цо полагают пренебрежи-
мо малым [113], тогда при цо = 0 имеем ц' = -2/Зц.
Перепишем уравнение (5.81) через касательные напряжения:
(5-82)
где - вязкий тензор касательных напряжений.
207
Согласно принятым допущениям, определяется из фор-
мулы
2 <4
—5» Л—~ •
3 lJ dxk
S=T1
—L + —J-
^дх.
(5.83)
Моделирование движения при растекании расплавленной ча-
стицы проведем исходя из основных законов гидродинамики
[130]. Для этого выделим бесконечно малый фиксированный жид-
кофазный объем и применим к нему закон Ньютона, в соответ-
ствии с которым действующие силы равны произведению массы
р единичного объема на ускорение жидкости. Тогда справедливо
соотношение
р— =----J-
dt дх.
(5.84)
где Пу = Р8у + ру.уу - аг?. и обозначает тензор плотности по-
тока импульса [130]; о = (агу) - вязкий тензор напряжений;
Jv Sv z д ч
— =-----i-(vA)v - полная производная по времени, которая
dt 8t
включает изменение скорости в неподвижной точке простран-
ства и изменение скорости, связанное с движением жидкости.
На основании изложенного выше получим уравнение коли-
чества движения для выделенного объема
(5.85)
где слагаемое (1) - изменение количества движения за единицу
времени; (2) - изменение за счет движения жидкости, т. е. за счет
конвекции; (3) - механические напряжения, действующие на вы-
деленный объем; (4) - массовые силы, отнесенные к единичному
объему (для жидкости это сила тяжести, вследствие чего pf = pg ).
Из закона сохранения массы (5.12) несжимаемая жидкофаз-
ная среда характеризуется div v = 0, а компоненты вязкого тен-
зора напряжений упрощаются:
208
В рамках принятых допущений математическое описание
движения расплава имеет вид
divv = 0, (5.87)
р~- + V(pvv) = -- V? + Vo + pg , (5.88)
dt p
где v = (Vj, v2, v3) - вектор скорости расплава в точках области Q;
Ч, v2, v3 _ проекции вектора скорости на оси х, у, z\P- давле-
ние; р - плотность.
Что касается условий на границах течения, то между поверх-
ностью твердого тела (подложки) и вязкой жидкостью генериру-
ются силы молекулярного сцепления. При этом слой жидкости,
непосредственно контактирующий с твердым телом, «прилипа-
ет» к последнему (задерживается) [130]. Тогда граничное усло-
вие заключается в нулевой скорости жидкости на неподвижной
твердой поверхности:
vn = 0, (5.89)
где п - единичный вектор нормали.
Сила, действующая на твердую поверхность, контактирую-
щую с жидкостью, представляет собой поток импульса. Упомя-
нутый параметр, отнесенный к элементу поверхности df, мож-
но рассматривать как Tlikdfk = (риук -Gik)dfk [130]. Учитывая,
что dfk = nkdf, v = 0, находим силу 7?, действующую на едини-
цу площади поверхности подложки:
pi = = Рп1 - ° Л ’ (5.90)
где Р - давление в жидкости (расплаве); - <siknk - сила трения
слоев вязкого расплава по касательной к поверхности подложки.
К разновидностям граничных относятся условия, касающие-
ся интерфазы жидкость (расплав) - газ. Необходимо отметить,
что растекающаяся на подложке жидкофазная частица граничит
209
с газом, вязкостные напряжения которого малы. Тогда напряже-
ния интерфазы уравновешиваются силами давления и поверх-
ностного натяжения жидкости, а также силами давления Pg га-
зовой среды. В данном случае поверхность расплава является
свободной, а баланс сил на ней (в различных формах) имеет вид
(Р-Р)п = у А'п+оп, (5.91)
= yKnt ~^iknk -
'-------V-------' "----V----' к
(1) (2) '-------V----'
(3)
(5-92)
где (1) - результирующее давление по нормали к свободной по-
верхности; (2) - касательные силы поверхностного натяжения;
у - коэффициент натяжения; К — сумма главных показателей
кривизны точек свободной поверхности; (3) - сила трения слоев
вязкого расплава по касательной к свободной поверхности; nt,
пк - компоненты вектора внешней нормали п.
Перейдем к выбору системы координат и основных уравне-
ний. Полагаем, что задача симметрична относительно угла 0.
Это позволяет снизить размерность задачи и рассматривать ее
в двумерной постановке в цилиндрической системе координат
(рис. 5.30).
Введем безразмерные переменные: r = r/R^, z = z/R^,
u = ulVQ, v = v/K0, ^^/(T^/Fo), Р = Р/(рК02). Дополнительно
введем безразмерные критерии: Re = Fo7?op/T], FFe = pF027?0/y,
Fr = /(7^ g). Тогда уравнения (5.87), (5.88), моделирующие
движение вязкой несжимаемой жидкости, в новой системе коор-
динат имеют вид
Z
Рис. 5.30. Система координат
и обозначения
1,0(™) + 0г = О1 (5 93)
г 8г 8z
8и 8и ди 8Р
----\-U---h V---------+
dt dr 8z dr
(5-94)
1o(rc) og
____v rr / _|_rz___uu
r dr 8z r
210
dv dv dv dP 1 6(rcrz) dczz 1
— + u— + v— =--------+ —b—+ ----. (5.95)
dt dr dz dz r dr dz Fr
Условие баланса сил для интерфазы жидкость (расплав) - газ
(5.91) также преобразуется:
(P-P)nr = y-£-nr + orr nr+arz nz, (5.96)
We
(,p-pg)nz^y^-nz+azznz+arznr, (5.97)
° 1/1/Z?
fl 1 ]
где К = Kx+ K2\ ----1-; , K2 - кривизна главных нор-
Rz)
мальных сечений поверхности; nr.nz - проекции единичного
вектора внешней нормали на соответствующие координатные
оси; у - поверхностное натяжение; <у = (п1?.)/(рК02) - тензор вяз-
ких напряжений. Здесь уравнения (5.96) и (5.97) характеризуют
свободную, подвижную поверхность, которая определяется
в процессе вычислений.
Компоненты тензора напряжений в новых переменных име-
ют вид
2 du
с =----------, с
rr Re dr ;
2 dv _ 2 и
Re dz ’ ee Re r ’
1
Re
с
' du dv^
----1---
^dz dr>
a,
cre = aer = 0> aze = = 0 • (5-98)
Выделим влияние давления в одно уравнение, что позволит
соответствующим образом моделировать эллиптическую при-
роду течения. Для этого дифференцируем (5.94) по г, (5.95) по
z и суммируем их с учетом условия неразрывности (5.93). По-
лучим следующие записи уравнения влияния давления:
d2P d2P -dudv
—r +—T = - — + — +2------------
dr dz1 dz dr
(5.99)
211
(5.100)
dr2 dz2 dz dz drj
Что касается условий на границах, то их задают с использо-
ванием уравнений Навье - Стокса (5.94) и (5.95), которые содер-
жат производные давления по направлениям г и z. Стационар-
ное эллиптическое уравнение (5.100), как правило, решают мето-
дами установления и последовательной верхней релаксации.
В обоих случаях применяется градиент давления в нормальном
8Р ~
направлении — к границе области, который вычисляется по
дп
соответствующему уравнению движения с учетом граничных
условий для скоростей.
Задачу решают приближенно с определением поля скоростей
и давлений, для чего рассматриваемую область частицы, кото-
рая растекается на подложке, разбивают на элементарные объе-
мы линиями rt = idr и zy = jdz . Тогда область решения разбива-
ется на основные элементарные объемы сог7 =[^,^+1]x[zy,zy+1],
т. е. получают фиксированную в пространстве эйлерову расчет-
ную сетку. При этом течение расплава представляют дискрет-
ной моделью как совокупность объемов с фиксированной мас-
сой, которые перемещаются через неподвижную сетку. Измене-
ние положения расчетной точки (объема), отнесенное ко времени,
рассматривается как скорость (обычная трактовка Лагранжа).
При решении задачи анализируются сеточные узлы для неиз-
вестных, приведенные на рис. 5.31.
Вид внутренних и граничных элементарных объемов для
скоростей и давлений аналогичен сетке при моделировании те-
пловых процессов и термических напряжений. Объемы для ис-
комых величин и, v и Р обозначим через o>uh, :
= {(^ ’^7+0,5)’ * = = =rN’
j = 1>NZZ> Z1 = °>5> ZNzz = ZN~ 0^dz}9
= {(^+0,5 ’zj )>z = 1?-^rr ’ r\ ~ 5, rN^ =rN — 0,5Jz;
j ~ zi = znz ~ zn}>
212
~ {(Л+0,5 ’ Zj+0,5 )’ Z —
=0,5,r^ =rN-G,5dr\
j = UC *i=<V>,
ZNzz = ZN — 0’ ^Z} •
Необходимо отметить, что ва-
рианты конечно-разностных ап-
проксимаций (приближений) для
задач гидродинамики обсужда-
ются в источниках [18, 63, 114,
120]. Представляют интерес схе-
мы с аппроксимацией по потоку.
При построении разностной схе-
мы для компоненты скорости и
по контрольному объему ш._0 5j =
Рис. 5.31. Шаблон узловых точек
в элементарном объеме at : о -
точки сетки для давления Ри-
точки сетки для компоненты ско-
рости и; □ - точки сетки для ком-
поненты скорости v; п - точки
пересечения координатных линий
интегрируем уравнение (5.94)
[w^o,5№rzy+i]:
drdz =
дР । 1 | ae6
8r г 8r 8z г
drdz, (5.102)
где - площадь выбранного объема.
Получение разностных аналогов для слагаемых (5.102) про-
водится подобно способу дискретизации двумерных задач, опи-
санному в предыдущих разделах. Используя усреднения и ап-
проксимации интегралов, получают разностные схемы для
определения неизвестной компоненты.
Дополним систему уравнений (5.93) - (5.102) условиями при
t = 0 и ограничениями составляющих скорости на твердой под-
ложке:
?
M = 0,v = -l,P = Pg+—,SQ(0) = {(r,z): r2+z2=l}, (5.103)
g We
u = 0, v = 0 при z = 0.
(5.104)
213
Ограничения для давления на твердой подложке выводятся
из уравнения движения (5.95). На линии г = 0 справедливы
условия симметрии:
dv 8Р
и = 0, — = 0, — = 0 при г = 0. (5.105)
дг дг
Таким образом, имеется система уравнений относительно
неизвестных компонентов скорости и = u(r.> z, t), v = v(r, z, t),
давления P = P(r, z, t) и поверхности SQ(^) , лимитирующей
область течения расплава. При этом кривизна и составляющие
вектора главной нормали nr, nz (см. рис. 5.30) также неизвестны
и подлежат определению.
Отметим, что в каждый момент времени форма жидкофаз-
ной частицы на подложке лимитируется свободной поверхно-
стью d£l(t), на которой уравновешиваются внутренние и внеш-
ние силы, существенно усложняющие задачу. Основная пробле-
ма построения численного алгоритма состоит в нахождении
решения и, v, Р в области, изменяющейся от самого решения.
Иными словами, определение формы частицы связано с нели-
нейной задачей выявления поля скоростей и давлений в области,
изменяющейся от этих же переменных.
При движении жидкости через фиксированную эйлерову
сетку на ней образуются разные типы ячеек: полные, пустые
и дробные (неполные). В каждый момент времени тип ячеек и их
положение могут варьироваться в зависимости от свободной по-
верхности жидкофазной частицы на подложке. Для выделения
дробных ячеек наиболее доступна методика с применением
функции объема Д. [131-133].
При определении давления и скоростей в сеточных узлах
необходимо знать нормали и кривизну в точках свободной по-
верхности, которые, согласно источникам [131-133], находят
приближенно через функцию объема соседних ячеек. При этом
допускается погрешность, являющаяся основным недостатком
методики.
С учетом изложенного выше построим алгоритм, который
позволяет по функции объема установить координаты точек сво-
214
бодной поверхности. Правомерность построения обусловлена
следующими предпосылками. При линейном движении распла-
ва в элементарном объеме достаточно двух точек (маркеров) для
описания свободной поверхности жидкой фазы в дробной ячей-
ке. Такое количество маркеров также обеспечивает определение
нормалей и радиусов кривизны в точках свободной поверхно-
сти, которые необходимо аппроксимировать при численном ре-
шении. Поэтому алгоритм предусматривает 12 типов дробных
ячеек, отличающихся видом пересечения свободной поверхно-
сти с фиксированной сеткой области расчета (рис. 5.32).
Для каждой ячейки необходимо знать ее площадь и длины
сторон, через которые течет расплав. При существенном умень-
шении размеров ячейки, например, для 0 < ftj < 0.05 могут
нарушиться условия устойчивости разностных схем. В этом
случае ячейку следует укрупнять (объединением с одной из
соседних).
В дальнейшем решение задачи сводится к определению ис-
комых величин на фиксированной сетке в известной области,
ограниченной твердой поверхностью, линией симметрии и кри-
Рис. 5.32. Типы дробных граничных ячеек, содержащих свободную поверх-
ность (темные области представляют собой жидкий расплав): б}7), ~ участ-
ки сторон ячейки, доступные для течения жидкости; izzi - жидкость; • - мар-
керы границы; <-----------направление обхода вдоль границы
215
Рис. 5. 33. Фрагмент расчетной области (значения функции объема и соответ-
ствующие типы ячеек): а - функция объема; б - типы ячеек
о
вой, описывающей свободную границу расплава. По результа-
там анализа функции объема f.. на рис. 5.33 приведен фрагмент
сеточной области у твердой подложки для текущего момента
времени. Согласно рис. 5.33, имеются пустые ячейки (типа 0,0)
дробные с /у < 1, полностью занятые жидкой фазой типа 13.
Обозначим точки-маркеры в локальной дробной ячейке че-
рез Si(Z) и . Индекс (/) указывает номер ячейки при упоря-
дочении для описания свободной поверхности. Кривая, про-
веденная через все локальные точки-маркеры, приближенно
аппроксимирует свободную поверхность, ограничивающую область
течения жидкости (расплава). Упорядочение точек на свобод-
—□ точки свободной поверхности
Рис. 5. 34. Упорядочение точек на свободной
поверхности
ной поверхности, соот-
ветствующее фрагмен-
ту расчетной области
на рис. 5.33, показано
на рис. 5.34.
Для определения сво-
бодной границы рас-
плава находят коорди-
наты точек-маркеров.
Пусть они представляют
собой (^(Z), z£°), т. е.
S^S,^, z«). Сос-
тавим выражение для
216
координат через сеточные узлы и неизвестные части сторон
дробных ячеек, открытых для течения. С учетом построения
точек-маркеров в каждой такой ячейке имеется два неизвест-
ных ( 6jZ) и б2)), для которых выполняется условие = б2+1),
7 = 1,2,...
Можно полагать, что границу расплава в ячейке описы-
вает уравнение z = к г + b . Параметры к и b представим через
координаты точек-маркеров S^Oi, zj, S2}(r2. z2), т. e.
£ = (z2 -zx)l((r2 -fJ и b = zx -krx.
Определим в обобщенной форме объем цилиндроида, огра-
ниченного сверху непрерывной поверхностью z = /(х,у), снизу -
плоскостью z = 0, с боков - прямой цилиндрической поверхно-
стью, которая вырезает из плоскости Оху область D:
D
(5.106)
Тогда объем жидкофазного материала в полной ячейке в цилин-
дрической системе координат находят по формуле
VtJ., = j j rAzJrJcp = kfAfAz ,
(5.107)
где г =0.5(z;.+z;.+1).
Объем жидкофазного материала Vy в дробной ячейке можно
представить телом вращения одной из фигур на рис. 5.32 вокруг
оси Oz. Например, с помощью фигуры, которая соответствует
ячейке шестого типа, получают тело вращения величиной Vy ,
определяемой как разность
объемов усеченного ко-
нуса (радиусы оснований
г = г., г = г.+ , высота
(радиус
г = ri9 высота 62}) (рис. 5.35).
Тогда выражение для
Vy через неизвестные 6^Z)
имеет вид шестого типа
Рис. 5. 35. К вычислению объема ячейки
62°) и цилиндра
217
= лЗ®3(2°(а;. + 5<Z) /3), (5.108)
где 3® -неизвестные, т. е. V.k = F^(8jZ), 32Z)) .
Границу жидкости в рассматриваемой ячейке описывает
прямая SXS29 проходящая через точки Sf0 =S1(Z)(z;+6jZ),z.)
и S2l) =S2l)(ri9zj + 6^Z)) с угловым коэффициентом к = -62)/6([1)
и b = zk -к(г. +5jZ)).
Что касается ячейки первого типа (см. рис. 5.32), то она
характеризуется следующими параметрами: точки-маркеры
5\(/) = ^1° (ri+i > zk + $1(/)) и S2l) = S2l) (ri , zk + 62}; уравнение сво-
бодной поверхности z = kr + b с к = -(8^ -6jZ))/Ar и b = zk +
6jZ) -krM. При этом объем жидкофазного материала Vg нахо-
дят по формуле
2 л ri+\
Vy - j j r^(kr + b~) - zdq =
о 4
2 л rM
j j r^kr + zy + 3<Z) -krM - zk~^drdq> = (5.109)
° ri
2n[Az3 /3 + r2 (3<° -Ц+1)/2][+1 = a213<Z) + a22&‘\
где «n = |W+I -rMrf -r2); al2 = ^(r2+l + rMrt -2r2).
Аналогично определяют объемы расплава частицы, расте-
кающейся на подложке при напылении, для всех типов дробных
ячеек.
При построении системы уравнений для определения 6{Z),
учитывают, что жидкость перетекает из одной ячейки в со-
седнюю через общую с ней сторону. В данном случае выполня-
ется условие 6{Z) = б2+1) = 6Z и количество неизвестных для всех
L дробных ячеек составляет L +1. Таким образом, необходимо
получить L +1 уравнение. Указанную систему построим с ис-
пользованием функции объема/^.. Последняя свидетельствует
о доле (объеме) жидкости в ячейке. Упомянутый параметр мож-
но проанализировать также через искомые координаты точек-
218
маркеров, принимая во внимание условие V'k = ^(6{Z), 8^) . В ре-
зультате правомерны L уравнений относительно неизвестных 6Z:
V^=Vtj f^l = V 2. L. (5.110)
Недостающее уравнение получают из закона сохранения мас-
сы для всей жидкофазной частицы на подложке. При этом не-
сжимаемая жидкость характеризуется сохранением объема,
т. е. в начальный и текущий моменты времени имеет место усло-
вие V(t) = Ио. Общий объем жидкофазной частицы V(t) форми-
руется из полных и дробных ячеек, которым соответствуют
Vik = г Ar Az и Vy =^/(б{/)>$2)) ПРИ ^ = 1? •••> L.B данном случае
справедливо равенство
7(t) = Е =Vo- (5111)
о<4<1 4=1
Нелинейная система (5.110), (5.111) содержит £ + 1 уравнение
относительно L +1 неизвестных 6Z. Решение системы находят с
применением итерационного метода. В качестве нулевого при-
ближения 6Z принимают середины сторон ячеек, где размеще-
ны точки-маркеры 5Z:
б; = 0,5(т; + ri+1) или 5? = 0,5(zt + zi+1) . (5.112)
Критерием сходимости итераций является
|б;+1 -з;|<£15;, /=i,2,...,z, (5.НЗ)
где £j - достаточно малое заданное число.
Решением системы являются величины 6Z, 6{Z), и выра-
жения для координат (^\z^) точек-маркеров 5Z =5z(z;(Z),zf)).
По известной системе точек {5Z} можно построить функцию, ко-
торая аппроксимирует свободную поверхность расплава частицы
на подложке. Для фрагмента поверхности сложной формы (боль-
шее количество точек-маркеров) определяют давление и поле ско-
ростей жидкости с применением уравнения Пуассона (5.100).
Интегрирование (5.100) по полному элементарному объему
% =[^ ^+i]x[z7 ?z7+i] приводит к неявной разностной схеме для
расчета давлений в полных ячейках:
219
р -Р
1 z+0,5,j+l,5 1 z+0,5,j+0,5
(5.114)
z+0,5,j+0,5 z+0,5,j-0,5 ^--ч _>ч
=== * Vi+0,5,j+0,5 = "
-------- 2u2
где Ari+1 = 0,5(Az;+] + Az;); й+0Ду+0>5 = -2[i/fv? -v_u_] + — .
Разностные схемы для дробных ячеек получают интегриро-
ванием (5.100) по элементарным объемам расплава в зависимо-
сти от их типа (см. рис. 5.32). Преобразуя интегралы по границе
и учитывая условия на свободной поверхности, получаем 12 раз-
личных разностных схем.
Система уравнений (5.114) решается относительно неизвест-
ных /?+оду+о,5 методом установления. Нормали п и величины
кривизны К в граничном условии Лапласа (5.91) находят вдоль
уже известной кривой линии, описывающей с помощью точек
} свободную поверхность. Например, для определения К ис-
пользуют следующее выражение:
г2 (r'z" - z'r") + [(г')2 + (z')2 ]rz'
= 2r2[(r')2+(z')2]3/2
(5.115)
Здесь штрихи означают производную вдоль линии, аппрокси-
мирующей свободную поверхность.
Необходимо отметить, что при расчете 5^ алгоритм реше-
ния можно уточнить по углу смачивания срс в первой дробной
ячейке, контактирующей с твердой подложкой. Для этого при-
нимают во внимание соотношения г'=-cosср и z' = sincp на
линии контакта z = 0. Тогда выражение (5.115) преобразуется
к виду
„ п • sincpc
—z coscpc-r smcpc+---------
г
(5.116)
Обобщая изложенную выше информацию, отметим основ-
ные этапы алгоритма численного решения, которое проводится
220
рекуррентно по временным слоям с постоянным или перемен-
ным шагом по времени. В качестве нулевого приближения для
неизвестных выбирают значения с предыдущего временного
слоя. При этом на текущем временном слое численный итераци-
онный алгоритм включает в себя следующие этапы:
определение поля скоростей из разностного аналога уравне-
ний движения, построенных для (5.94), (5.95) методом контроль-
ного объема, с градиентом давления и учетом граничных усло-
вий в области с предыдущей итерации;
определение функции объема ячеек с расплавом по установ-
ленному полю скоростей на фиксированной эйлеровой сетке;
выделение граничных ячеек, контактирующих с газом, и ана-
лиз их типа;
упорядочение ячеек вдоль границы интерфазы жидкость (рас-
плав) - газ, т. е. вдоль свободной поверхности;
определение координат точек-маркеров для отслеживания
границы свободной поверхности с использованием неизвестных
5,, которые находят из уравнений (5.110), (5.111);
определение давления, соответствующего фрагменту поверх-
ности сложной формы (большее количество точек-маркеров),
с учетом граничных условий при решении итерационного урав-
нения (5.114).
В процессе расчетов итерационный алгоритм повторяется до
выполнения некоторого критерия сходимости. Затем осущест-
вляется переход к следующему временному слою.
На рис. 5.36 приведены результаты расчета растекания жид-
кофазной сферический частицы оксида алюминия А12О3 с на-
чальным диаметром 20 мкм. Скорость частицы при соударении
с твердой стальной подложкой принимали равной 200 м/с.
Как видно из рис. 5.36, результаты расчета дают наглядное
представление о степени растекания жидкофазной частицы, ко-
торая соударяется с подложкой. При этом можно оценить пер-
спективы получения плотного и прочного газотермического по-
крытия, а также площадь физического контакта частицы с под-
ложкой, на котором развивается адгезионное взаимодействие
и диффузия. Сопоставление аналогичных результатов для раз-
221
3 4
t = 0 t = 0,1 мкс I = 0^ мкс
t = 0,4 мкс
I = 0,6 мкс
Рис. 5. 36. Изменение формы расплавленной частицы при растекании
на подложке
личных материалов и режимов их распыления позволяет пред-
варительно сравнивать работоспособность нанесенных материа-
лов, что создает предпосылки обоснованного выбора наиболее
эффективного защитного покрытия. Сопоставление результатов
при варьировании режима распыления одного и того же мате-
риала позволяет оптимизировать технологический параметр
(например, скорость полета частицы).
5.6. Моделирование размерного формообразования
при нанесении покрытий
При нанесении покрытий одной из актуальных и практиче-
ски не решенных проблем является управление геометрически-
ми размерами покрытий. Для определения технологических па-
раметров, соответствующих требуемой толщине нанесенного
материала, общепринятым является эмпирический подход по-
вышенной трудоемкости. Это вызывает необходимость увеличе-
ния технологических припусков (с коэффициентом запаса), что
приводит к неоправданным потерям материала и повышению
трудоемкости операций механической обработки нанесенных
слоев. Завышенный припуск при обработке твердых материалов
222
приводит к возрастанию интенсивности изнашивания металлоре-
жущего инструмента, что, в свою очередь, отрицательно влияет
на качество поверхности изделий. Обеспечение управления раз-
мерами и рельефом покрытий особенно актуально при восстанов-
лении и упрочнении крупногабаритных изделий с наплавкой
и напылением износо- и коррозионно-стойких материалов.
По сравнению с наплавкой управление размерами покрытий
при газотермическом напылении представляет собой более
сложную проблему, обусловленную формированием покрытия
путем стохастического дискретного пространственного сумми-
рования микрообъемов расплавленных частиц. Вместе с тем
размерное формообразование в данном случае возможно путем
прогнозирования и технологического обеспечения степени де-
формации наносимого материала, его пористости, профиля ва-
лика или «металлизационной фигуры» (распределение материа-
ла по толщине в пятне напыления). Необходимо также отметить,
что получение слоев с контролируемыми геометрическими па-
раметрами возможно при условии стабилизации кинематики от-
носительного перемещения изделия и газотермической горелки
при стабилизации технологических режимов напыления. Это
обеспечивается механизацией и автоматизацией технологии на-
пыления покрытий.
Для управления размерами и формой макрогеометрию на-
пыленных покрытий удобно задавать, используя два параметра:
среднюю толщину и волнистость. Эти параметры задают номи-
нальную толщину слоя и ее разброс. Прогнозирование указан-
ных параметров путем моделирования процессов размерного
формообразования выполняется с принятием следующих допу-
щений:
напыление осуществляется последовательным наложением
параллельных валиков напыленного материала с шагом S;
скорость относительного движения изделия и распылителя
в процессе нанесения покрытия постоянны;
единичные пятна напыления, образующиеся при каждом
единичном цикле работы установки, идентичны по форме, раз-
мерам и другим показателям;
223
Рис. 5.37. Основные схемы перемеще-
ния распылителя и изделия: 1 - распы-
литель; 2 - изделие
для процессов нанесения
покрытий и формообразова-
ния характерны три основ-
ные схемы взаимного пере-
мещения распылителя и де-
тали (рис. 5.37). Они должны
обеспечить напыление слоя
с заданными геометрически-
ми параметрами: толщиной
и равномерностью. В общем
случае взаимное перемеще-
ние распылителя и детали
складывается из двух состав-
ляющих: линейной скорости
v и поперечной подачи S.
С учетом принятых допу-
щений средняя толщина слоя
напыленного покрытия свя-
зана с условиями напыления
следующим уравнением [134]:
8 = g 7C°F, (5.117)
vSp Ро™
где q - среднемассовый рас-
ход напыляемого материала;
v - скорость перемещения пятна распыления (аппарата) относи-
тельно поверхности; 5- шаг поперечной подачи распылителя; р
- плотность напыляемого материала; ротн - относительная плот-
ность напыленного покрытия; Ко - коэффициент использования
материала; F- показатель формообразования валика.
Связь волнистости покрытия с условиями напыления описы-
вается уравнением
А = 0,7
(5.118)
где 2а - диаметр пятна напыления.
224
При напылении покрытий на поверхности тел вращения на-
личие кривизны приводит к уменьшению угла встречи напыляе-
мых частиц с поверхностью детали и, следовательно, к измене-
нию условий динамического взаимодействия частиц с основой.
Это проявляется в снижении коэффициента использования по-
рошка и плотности покрытия. Экспериментально установлено,
что при равенстве радиуса кривизны поверхности основы и диа-
метра пятна напыления или меньшем пятне коэффициент ис-
пользования материала, плотность покрытия, ширина напыле-
ния слоя и показатель формообразования практически одинако-
вы как на криволинейной, так и на плоской поверхностях.
При меньших радиусах кривизны поверхностей отклонение
показателей напыления на криволинейных поверхностях от по-
казателей для плоских поверхностей составляет более 10%. Сле-
довательно, закономерности (5.117) и (5.118) можно распростра-
нять на поверхности вращения, радиус кривизны которых боль-
ше диаметра пятна напыления.
Концентрация двухфазного потока в процессе напыления
вдоль его оси, а следовательно, и уменьшение диаметра пятна
напыления сопровождаются повышением эффективности про-
цесса нанесения и плотности покрытия, особенно для поверх-
ностей деталей с малыми радиусами кривизны. Так, уменьше-
ние диаметра пятна газопламенного напыления до 10 мм путем
его обжатия сжатым воздухом внутри проницаемой камеры по-
зволяет повысить плотность покрытий из порошка алюминие-
вой бронзы до 99,5%.
Закон нормального распределения статистически достовер-
но аппроксимирует реальное распределение материала в пятне
напыления. Связь профиля поперечного сечения единичного ва-
лика с условиями напыления описывается экспоненциальным
уравнением [134,135]
z(x)= J-^o£exp(-Ax2), (5.119)
vp Р™
где z(x) - высота напыленного валика в поперечном сечении
в текущей точке с координатой х; К - коэффициент сосредото-
225
ченности экспоненты, описывающей профиль напыленного ва-
лика.
Рассматривая процесс формирования сплошного покрытия
как геометрическое суммирование взаимно перекрывающихся
при напылении слоев (валиков), можно описать связь средней
толщины 5 = (8min + 8max)/2 и волнистости А = 1 - 8min/8max по-
крытия с условиями напыления по уравнениям, имеющим хоро-
шую сходимость с результатами эксперимента:
8 = 0,42 ZqN= g ^°F,
VSP Poth
(5.120)
z x 1 28
A = 0,77V’1’28 = 0,71 — | , z0=^, S=—, (5.121)
12a J 0 vp Poth 2a
где z0 - максимальная толщина (высота) напыленного валика;
N - кратность перекрытия текущей точки напыляемыми вали-
ками; a - полуширина напыленного валика.
В формулах (5.120) и (5.121) аргументами функций А и 8 яв-
ляются две группы факторов: независимые активно управляемые
технологические параметры v, S, q\ зависимые технологические
параметры К^, ротн, 2a, F, зависящие от конкретного режима на-
пыления. Поэтому практическое использование формул (5.120)
и (5.121) для расчета и прогнозирования условий напыления по-
крытия с заданными геометрическими характеристиками 5 и А
требует предварительного экспериментального определения
значений А*о, ротн, 2a, F.
Для экспериментального определения значений А*о, ротн, 2a,
F следует напылить за один проход распылителя слой покрытия
(валик) при заданных режимах с известными значениями у и q, а
затем измерить его ширину 2a и высоту z0. Числовое значение
выражения K^F/p^ определяется по результатам замеров с ис-
пользованием формулы
^^ = 0,416 2aZ°Vp . (5.122)
Pan, Я
226
Средняя толщина 5 и волнистость А определяют макрогео-
метрию газотермического покрытия и изменения его по толщи-
не. Однако волнистость покрытия при шаге поперечной подачи
аппарата, приближающейся к значению параметра а, практиче-
ски равна 0. При использовании стандартных распылителей зна-
чение а, как правило, находится в пределах 10-15 мм. Сопловые
наконечники газопламенного аппарата могут обеспечить распы-
ление, при котором а составляет величину менее 5 мм. При
этом для нанесения за один проход слоя покрытия толщиной
около 1 мм теоретически рассчитанная и экспериментально
установленная подача распылителя составляет величину менее
1 мм. Волнистость покрытия в данном случае практически ис-
ключается.
Наряду с расчетными зависимостями (5.117)—(5.122) для
управления размерами и формой напыленных покрытий необхо-
димо учитывать степень влияния на размерное формообразова-
ние параметров газопорошковой струи распылителя и ее пере-
мещения относительно изделия. Анализируя значимость ука-
занных параметров, исходят из того, что напыленный слой
образуется путем взаимного наложения напыленных валиков,
отстоящих один от другого на расстоянии, равном величине по-
перечной подачи 5, а поперечное сечение напыленного валика
характеризуется законом нормального распределения и описы-
вается с достаточной точностью уравнением
z(x) = z0e~Kx2, (5.123)
где е - основание натурального логарифма.
При суммировании валиков сечение всего слоя покрытия
с учетом зависимости (5.123) находится из выражения
5 = У z_. =z0e~Kx2 +z0e-K^2 + z0e~K™2 +... +zoe~K[x-^ .
I и и и и
(5.124)
Из соотношения (5.124) видно, что толщина напыленного
слоя 5 и его равномерность зависят от 5 и характеристик попе-
речного сечения валика z0, К. Известно, что коэффициент К
227
определяется типом распылительного устройства, свойствами
распыляемого материала и режимом работы распылителя. Тол-
щина напыленного валика z0 является функцией нескольких пе-
ременных, главными из которых можно считать производитель-
ность процесса напыления Gnp и скорость перемещения газотер-
мической горелки v относительно изделия. Проанализируем
влияние Gnp и у на параметр z0.
Производительность процесса напыления определяется мас-
сой нанесенного материала, например порошка, в единицу вре-
мени:
Спр=СЛ (5.125)
где Gn - производительность порошкового питателя; KG - коэф-
фициент использования порошка.
Величина KG для данного материала является функцией па-
раметров режима напыления, главными из которых при плаз-
менном напылении можно считать природу и расход рабоче-
го газа, дистанцию напыления, мощность электрической дуги
и к. п. д. распылителя.
Если напыление проводится на одном режиме работы рас-
пылителя, то величина Gn определяется очевидной зависимостью
Gn= 8^-, (5.126)
тК0
где 5 - толщина напыленного слоя; Fo - площадь, на которую
напылен слой; р - среднемассовая плотность напыленного ма-
териала; т - продолжительность напыления.
Для выяснения влияния скорости у и производительности
питателя Gn на толщину валика z0 рассмотрим участок валика,
длина которого I соответствует времени напыления т со скоро-
стью у. Количество напыленного на этом участке материала
определяется из уравнения
(5.127)
где f- площадь поперечного сечения валика; I - длина участка
валика, соответствующая времени напыления т.
228
Учитывая схему, представленную на рис. 5.38, и полагая, что
поперечное сечение валика описывается зависимостью (5.123),
получаем выражение
f = 2z0 je ** dx.
о
С учетом уравнения (5.127) и (5.128) запишем
zo —
GnK0
а
2pvj dx
о
(5.128)
(5.129)
Соотношение (5.129) показывает, что максимальная толщина
напыленного валика находится в прямой пропорциональной за-
висимости от производительности порошкового питателя Gn
и обратной пропорциональной зависимости от скорости переме-
щения газотермической горелки v относительно изделия. Соот-
ношение (5.129) подтверждено результатами экспериментов.
Прогнозирование параметров размерного формообразования
с использованием теоретических зависимостей (5.117) - (5.129)
и экспериментальных данных позволило разработать рекомен-
дации для управления толщиной напыленного покрытия, чтобы
избежать его волнистости как следствия распределения частиц
материала в струе распылителя по нормальному закону.
Во избежание волнистости рекомендуются соответствую-
щие подачи распы-
лительного аппарата
и скорости его пере-
мещения, при кото-
рых нанесенное по-
крытие формирует-
ся равнотолщинным.
Скорости относитель-
ного перемещения
распылитель-деталь,
рекомендуемые аме-
Рис. 5.38. Схема поперечного сечения напыленно-
го валика
229
риканской фирмой «Sulzer Metco», находятся в пределах 6-
30,5 м/мин, а подачи аппарата - 6-12 мм. Это позволяет исклю-
чить перегрев изделий выше температуры 550-600 К. При пода-
че порошков в струю распылителя от 1,1-2,3 (керамических) до
4,5-9 кг/ч (металлов и сплавов) слой покрытия, наносимого за
один проход, находится в пределах 0,01-0,2 мм. Скорости пере-
мещения при напылении, рекомендуемые швейцарской фирмой
«Castolin», составляют 20-25 м/мин. При этом подачи аппарата
равны 3-5 и 5-7 мм при расходах порошка, подаваемого в струю
распылителя, соответственно 3-4 и 6-8 кг/ч. Такие режимы по-
зволяют получить максимальную толщину слоя покрытия за
один цикл около 0,2 мм.
В соответствии с другими данными, приведенными фирмой
«Castolin», скорости относительного перемещения аппарат-
изделие составляют 30-60 м/мин при подачах аппарата 0,042-
0,5 мм/об (шаг) и расходах порошка 0,7-1,5 кг/ч. В результате
толщина слоя покрытия за один проход аппарата относительно
цилиндрического изделия составляет 0,8-1,5 мм. Для исключе-
ния перегрева изделия в процессе напыления производится ак-
тивное охлаждение его сжатым воздухом, жидким СО2, азотом,
водой и т. п.
Анализ зависимостей (5.117)—(5.129) показывает, что управ-
ление толщиной напыленного покрытия достигается также пу-
тем варьирования относительной плотности (пористости) нане-
сенного материала. При разработке рекомендаций для эффек-
тивного варьирования указанного параметра использовались
экспериментальные данные, представленные в табл. 5.2.
Полученные данные свидетельствуют о том, что варьирова-
нием конструкции сопла и дистанции напыления возможно из-
менение пористости в 2 раза и более. Наряду с изложенными
выше рекомендациями для практики напыления разработаны
технологические основы размерного формообразования, кото-
рые касаются обоснования толщины покрытий и кинематики
напыления типовых поверхностей деталей. Минимальную и до-
статочную толщину покрытий 5п мин обусловливают следующие
факторы:
230
Таблица 5.2. Результаты исследований влияния режимов газопламенного
напыления и особенностей конструкции сопла распылителя
на пористость покрытий
Номер сопла Напыляемый материал Размер частиц по- рошка, мкм Дистанция напыле- ния, м Производи- тельность на- пыления, кг/ч Пористость горизонталь- ная, % Пористость вертикаль- ная, %
1 ПГ-СРЗ 40-100 о,1 6-8 1,26 0,55
1 ПГ-СРЗ 40-100 0,15 6-8 2,27 0,99
2 ПГ-СРЗ 40-100 0,1 6-8 0,58 0,91
2 ПГ-СРЗ 40-100 0,15 6-8 0,81 0,4
3 ПГ-СРЗ <50 0,1 6-8 0,3 0,33
3 ПГ-СРЗ <50 0,15 6-8 1,65 0,9
4 ПГ-СРЗ 40-100 0,1 4-6 1,04 1,02
4 ПГ-СРЗ 40-100 0,15 4-6 0,176 0,43
4 ПГ-СРЗ 40-100 0,1 6-8 0,88 0,75
4 ПГ-СРЗ 40-100 0,15 6-8 0,92 1,25
Примечание. Аналогом напыляемого материала ПГ-СРЗ является
порошок ПР-Н73Х16СЗРЗ [9].
минимальная рабочая толщина покрытия 8р мин, получаемая
при окончательной механической обработке детали;
инимальный общий припуск на обработку покрытия Zo мин
(для керамических покрытий Zo мин = ОД мм, для металличе-
ских - 0,2 мм);
пространственное отклонение расположения поверхности
покрытия относительно базовых поверхностей заготовки дета-
ли Рзаг ;
погрешность установки детали при механической обработке
покрытия 8П; если обработка осуществляется со сменой устано-
вочных баз, учитывают значение 8П на последней операции, при
которой окончательно формируется неравномерность напылен-
ного материала по толщине [136];
толщина переходного слоя Дн между основным металлом
и материалом покрытия (отличается химическим составом,
структурой и свойствами от материала покрытия).
Параметр 8р мин, в свою очередь, получают суммированием
следующих составляющих:
231
толщина покрытия 8П н, достаточная и необходимая для обе-
спечения нормального функционирования изделия, а также для
возможности его восстановления;
толщина слоя покрытия на изнашивание 8П и, обеспечиваю-
щая требуемый ресурс работы изделия; обычно имеет место ли-
нейная зависимость между путем трения L и величиной износа,
что позволяет рассчитать 8П и как произведение IL (I - интенсив-
ность изнашивания) [137, 138];
высота неровностей 7?zn, полученных при окончательном пе-
реходе механической обработки покрытия (учитывается, когда
процесс разрушения напыленного материала зависит от морфо-
логии его поверхности, например при эксплуатации изделия
в коррозионной среде).
Параметр рзаг может быть представлен как векторная сумма
Рзаг = Рзаг Р заг’ (5.130)
где р'заг_ пространственное отклонение расположения поверхно-
сти заготовки, подготовленной под покрытие; р" - дополни-
тельное пространственное отклонение расположения подготов-
ленной под покрытие поверхности, возникающее в процессе га-
зотермического напыления.
С учетом перечисленных факторов минимальная и достаточ-
ная толщина наносимого покрытия определяется по формуле
$п. мин — $р. мин + Z0 мин + 1р заг + Р заг + £п1 + Аг (5.131)
При расчете 8П мин составляющие элементы формулы опре-
деляют по справочной литературе, по результатам эксплуатаци-
онных испытаний на изнашивание типовых деталей с покрыти-
ями, по результатам металлографического анализа напыленных
покрытий.
Что касается кинематики газотермического напыления типо-
вых поверхностей деталей, то она базируется на основных урав-
нениях, моделирующих размерное формообразование. В част-
ности, напыление однослойного покрытия на плоскую поверх-
ность адекватно отражается зависимостями (5.117) и (5.118).
232
При нанесении покрытий на тела вращения необходимо учи-
тывать, что вследствие кривизны поверхности подложки усло-
вия динамического взаимодействия напыляемых частиц с кри-
волинейной основой отличаются от условий взаимодействия
с плоской поверхностью. При этом изменяются параметры F,
/>отн, 2а. Вместе с тем изменение становится заметным при на-
пылении на поверхности, радиус кривизны которых меньше ди-
аметра пятна напыления [139]. С учетом указанного обстоятель-
ства в дальнейшем анализируется напыление покрытий на тела
вращения с радиусом кривизны, превышающим диаметр пятна
напыления. При соблюдении принятого ограничения особен-
ность напыления покрытий на тела вращения проявляется только
в изменении кинематики процесса. Линейные кинематические
параметры у и S в случае напыления на тела вращения задаются
показателями линейно-угловых перемещений газотермической
горелки и детали ф, у, Z, X (рис. 5.39). В общем виде зависи-
мости исходных линейных кинематических параметров v и S
описываются следующими уравнениями:
У (х) = arc tg , (5.132)
ах
Х(х) = х + L sin у (х), (5.133)
Рис. 5.39. Обобщенная схема напыления покрытия на поверхность
тела вращения
233
Дх) = ф(х) = z(x) + L cos y(x), _ <7cp(x) _ v(x) dt z(x) (5.134) (5.135)
у (х) - - [arctgz(x)], at at (5.136)
Х(х)=^^- = dt v(x)S(x) । £б/у(х) 2tiz(x) dt cosy(x), (5.137)
Z(x)=^^- = dt v(x)S(x) । Ldy(x) 2tiz(x) dt siny(x), (5.138)
где х - текущая координата центра пятна напыления; z(x) - про-
филь образующей тела вращения; L - дистанция напыления;
у(х) - угол ориентации распылителя; X, Z - координаты теку-
щего положения распылителя; ф - частота вращения (скорость
углового перемещения) детали; у - скорость углового перемеще-
ния распылителя; X,Z - горизонтальная и вертикальная со-
ставляющие линейной скорости перемещения распылителя.
В частных случаях зависимости (5.132)—(5.138) конкретизи-
руются, управление кинематическими параметрами газотерми-
ческого напыления задается в функции координаты текущего
положения пятна напыления. Для нанесения равнотолщинного
покрытия (8, v, S = const) на типовые тела вращения можно ис-
пользовать закономерности управления кинематическими пара-
метрами, представленные в табл. 5.3 и полученные, согласно
расчетным схемам, на рис. 5.40.
Уравнения (5.117), (5.118) для плоской поверхности и уравне-
ния в табл.5.3 для поверхности тел вращения позволяют теоре-
тически определить условия газотермического напыления по-
крытий заданных средней толщины и волнистости. При этом
определяются условия для наиболее распространенных типовых
деталей машин, подлежащих восстановлению и упрочнению.
Последовательность определения условий напыления с расче-
том кинематических параметров процесса приведена в табл. 5.4.
234
235
Таблица 5.3. Закономерности управления кинематическими параметрами напыления покрытий
на типовые поверхности
Типовая поверхность Расчетная схема по рис. 5.20 Уравнение образующей Текущие координаты Скорость перемещений
Цилиндрическая а z = R0 у = 0 Х(х) = х Z — Rq + L Ф =v/R0 у = 0 X = vS / 2 nR0 z =o
Коническая б z(x)=R0-xtgy y = arctg[(7?0-7?1)/l] Х(х) = х + L sin у Z(x) = z (х) + cos у Ф = v/(/?0-xtgy) у =0 X (x) = vS cos y/2rc (Rq - x tg y) Z = vS sin y/2 л (Rq - x tg y)
Дисковая в х = 0, z = var у = 90° X=L Z(z) = z Ф (z) = v/z Z (z) = vS72Ttz у =0 x=o
Сферическая г z(x)= yjl^-x2 у (x) = arc cos (x/Rq) X(x)=x + Lyl'i-(x/R0)2 Z (x) = z(x) + Lx / Rq ф(х)= v/yl^-x2 У (x) = 2tiS Ф (x) /(Rq + L) X (x) = У (x) 2tiS cos y(x)(7?0 + £)/ Rq Z (x) = у (x) 2tiS sin y(x)(7?0 + £)/ Rq
Рис. 5.40. Схемы напыления покрытий на цилиндрическую (я), коническую
(б), дисковую (в) и сферическую (г) поверхности
Таблица 5.4. Последовательность расчета кинематических параметров
напыления покрытий с размерным формообразованием
Номер этапа Содержание этапов расчета Параметры управления формообразованием
1 Определить исходные данные: требования к геометрическим параметрам покрытия (средняя толщина напыленного материала должна быть минимальной и достаточной 5 = 5П мин) диапазоны регулирования параметров управления формой по техническим харак- теристикам оборудования конфигурация и размерные характеристи- ки образующей тела вращения Уравнение (5.35), S-Anax q, v, S, ф, X, Z
2 Оптимизировать режимы напыления по коэффициенту использования напыляемого порошка Ка
3 При фиксированных значениях q и у напы- лить валик с замером его ширины 2а и высоты zG
236
Продолжение табл. 5.4
Номер этапа Содержание этапов расчета Параметры управления формообразованием
4 Рассчитать числовое значение A’0F/pOTH и определить константы режима напы- ления Уравнение (5.26), A'oF/Poth= °’416 2az0vP/«’’ Р. 2а
5 Рассчитать максимально допустимое значе- ние поперечной подачи 5тах Уравнение (5.22), ^=18,32^- 2а
6 Задать значения двух параметров управле- ния формой с учетом ограничения на по- перечную подачу (S < 5тах) 5, v или 5, q
7 Рассчитать значения третьего параметра управления формой (q или у). Если напы- ляемая поверхность плоская, выполнить этап 8. Если напыляемая поверхность кри- волинейная, выполнить этап 9 Уравнение (5.21), q^vSpp^/Kf v = qK0F/pmBp8S
8 Уточнить полученные значения параметров управления формой по техническим харак- теристикам оборудования. Завершить расчет
9 Рассчитать скорость вращения детали или аппарата для напыления ф (х), табл. 5.3
10 Рассчитать параметры текущего ориентиро- вания и углового перемещения аппарата для напыления у(х), у (х), табл. 5.3
11 Рассчитать текущие значения координат аппарата для напыления Дх), Z(x), табл. 5.3
12 Рассчитать текущие значения линейных составляющих скорости перемещения аппа- рата для напыления X (х), Z (х), табл. 5.3
13 Уточнить расчетные значения кинематиче- ских параметров по техническим характе- ристикам оборудования. Завершить расчет
237
Проведенные исследования и полученные зависимости по-
зволяют определить необходимые номинальные значения, а так-
же диапазоны и закономерности регулирования технологиче-
ских параметров управления формой по заданным требованиям
к средней толщине и волнистости покрытий, конфигурации де-
тали и режиму напыления. В свою очередь, требования к сред-
ней толщине и режиму напыления обосновываются расчетно-
аналитическим и экспериментальным путем.
В настоящее время имеются необходимые технологические
предпосылки для создания систем активного управления про-
цессом, предупреждающих отклонения толщины напыляемых
покрытий от заданного уровня из-за стохастических изменений
условий напыления. Процесс напыления должен протекать под
контролем ЭВМ, и в необходимых случаях параметры управле-
ния формой корректируются с помощью алгоритма прогнозиро-
вания.
5.7. Исследование и моделирование адгезионной прочности
покрытий с учетом химических связей
напыляемого материала
Направления моделирования, рассмотренные в параграфах
5.3 и 5.5, позволяют осуществлять текущее прогнозирование ад-
гезии с корректировкой и оптимизацией режимов напыления
покрытий. Основанием для прогноза являются показатели дви-
жения и нагрева распыляемых частиц, их растекания на под-
ложке, которые вычисляют по уравнениям указанных моделей.
Вместе с тем вычислительный эксперимент характеризуется до-
статочно трудоемкой подготовкой, включая формирование базы
исходных экспериментальных данных. Устранение упомянуто-
го недостатка в определенной степени достигается при исполь-
зовании расчетных зависимостей, предложенных в работе [140].
Зависимости получены для прогнозирования металлических
и ковалентных связей на границе покрытие-подложка при на-
пылении металлических и керамических материалов соответ-
ственно. В первом случае связи между ионами через «электрон-
238
ный газ» (в граничных интерметаллидных соединениях) описы-
ваются уравнением
Z7 _ ^>Ме । ^>Ме'I QQ\
^Ме-е-Ме’ ~ л 'л *
4л£0ГМе-е 4л£0ГМе’-е
где ^ме-е-Ме' “ энергия связи между ионами через электронный
газ, Дж; gMe и gMe, - величины зарядов положительных ионов
металла, Кл; Se - величина зарядов «электронного газа» элемен-
тарной кристаллической ячейки, Кл; гМе_е, гМе,_е - расстояние
между центрами ионов и «электронного газа», м; 80 - электри-
ческая постоянная, Ф/м( 80 = 8,8542-Ю-12 Ф/м).
В формуле (5.139) расстояния гМе_е, гМе,_е между центрами
ионов и «электронного газа» составляют половину диаметров
ионов, так как последние в решетке интерметаллида упакованы
плотно и габаритные размеры области «электронного газа» эле-
ментарной кристаллической ячейки металла приравниваются
к нулю. Согласно формуле (5.139), при прочих одинаковых усло-
виях энергия ^ме-е-Ме' снижается с уменьшением величины за-
ряда Se «электронного газа» между ионами интерметаллидного
соединения, который равен сумме зарядов валентных электро-
нов элементарной кристаллической ячейки интерметаллида.
Если на границе покрытие-подложка образуются различные
химические соединения, то дальнейшие расчеты осуществляют
для интерметаллида с минимальным значением ^ме-е-Ме' ^ри
этом для наименее прочного интерметаллида суммарная энер-
гия связи, характерная для моля соединения, составляет
= ^Ме-е-Ме' min ^А, 140)
где Na - постоянная Авогадро, равная 6,022045 • 1023.
При корректировке Ем поправочным коэффициентом умень-
шения (химическое взаимодействие покрытия с основой имеет
место не по всей напыляемой поверхности) возможен укрупнен-
ный расчет, принимая коэффициент Кп равным величине поряд-
ке 0,6, что правомерно с учетом данных [39, 101].
Моделирование ковалентных связей базируется на кванто-
вых представлениях с анализом структурных схем молекул про-
239
дуктов химического взаимодействия покрытия с подложкой.
При этом анализируют наличие ковалентных связей как между
одинаковыми, так и между разными атомами молекул. Энергия
каждой из связей обусловлена обменной плотностью электриче-
ского заряда, возникающей при движении двух отдельных элек-
тронов у разных ядер. Для расчета этой энергии волновая функ-
ция \|/ двух электронов связи в системе из пар протонов и элек-
тронов может быть представлена в виде
у = Ф (rv Гг) % (Sp s2), (5.141)
где Ф (г1? г2) - функция координат г1? г2 электронов; % (51? s2) -
функция проекций спинов s2 электронов.
Известно, что для частиц с полуцелым спином, к которым
относятся электроны, полная волновая функция у должна быть
антисимметричной относительно перестановки пары частиц.
Обозначая через \]fa (1) и \\fb (2) волновые функции отдельных
электронов ковалентной связи, согласно рекомендациям В. Гей-
зенберга, координатную составляющую функции у представля-
ют в виде
Ф (Г1’= ±(5-142)
где знак плюс соответствует суммарному спину электронов 5=0
(спины отдельных электронов антипараллельны, спиновая функ-
ция % антисимметрична относительно перестановки спиновых
переменных).
Волновая функция определяет вероятность обнаружения ча-
стицы в момент времени t в точке пространства с координатами
х,у, z (вероятность состояния - квадрат волновой функции). Воз-
можность состояния, при котором валентные электроны, обоб-
ществленные парой соседних атомов, находятся в одной и той
же точке, оценивается зависимостью
| Y I2 = I Ф (rp rj при гг = r2 |2х|% (Sp sj при S = 0|2. (5.143)
Как видно из зависимости (5.143), вероятность совмещения
электронов увеличивается с возрастанием Ф (г1? г2) в случае
240
суммирования в правой части уравнения (5.142). В данном слу-
чае среднее расстояние между электронами уменьшается, а плот-
ность отрицательного заряда между двумя положительно заря-
женными ядрами соседних атомов и потенциальная энергия
связи указанной системы повышаются, что обеспечивает устой-
чивость молекулы продукта химического взаимодействия за-
щитного покрытия и подложки при образовании химической
связи.
Потенциальная энергия связи системы ядро а — обобщест-
вленные электроны - ядро b обусловлена кулоновскими силами
между положительными ядрами и отрицательной плотностью
двух электронов связи (е | Т|2):
£=g>M2) + gt(eM2) (5144)
4теоО,5Г>а 4таоО,5Д,
где ga, gb - величины зарядов ядер а и b; Da, Db - диаметры ато-
мов а и Ь.
В формуле (5.144) параметр (е |у|2) обозначает плотность за-
ряда, соответствующую волновой функции двух обобществлен-
ных электронов. Этот параметр включает плотности е|уя(1)|2 |\|/^
(2)|2, е|у6 (1 )|2 lva (2)|2, еуа (1) (1) (2) (2), (1) Va (1)
V* (2) \\fb (2). Последние две плотности - обменные (комплекс-
ные), т. е. каждый из электронов находится одновременно в со-
стояниях \\fa и \\fb, что имеет физический смысл с точки зрения
квантовых представлений. Появление новой обменной плотно-
сти обеспечивает устойчивость молекулы, образующейся за счет
ковалентной связи. Это утверждение справедливо наряду с изло-
женным выше вероятностным объяснением увеличения плотно-
сти отрицательного заряда обобществленных электронов и до-
стижения необходимой энергии связи (уравнения (5.142) и (5.143)).
С учетом всех составляющих плотности заряда е|у|2 зависи-
мость (5.144) приобретает вид
£ = Vo(l)|2 |vt(2)|2 +|ЖД1)|>О(2)|2 +
v:(W(i)v;(2X(2)+v;(i)vji)v:(2)vt(2)i]} {4^ o^j-1+
241
Il 4,(1)I214(2)|2 + |4(1)Г |va(2)|2 +
v:(l)4(l)4(2)va(2) + V;(l)4(l)v:(2)4(2) |]} {4яеоО,5Р6}-1.
(5.145)
При подстановке в формулу (5.145) расчетных данных вели-
чины ga, gb, Da, Db, va (1), Va (2), 4 (1), Vz, (2), vl (1), 4 (2), 4
(1), \\f*b (2) определяют с учетом [141-143].
Адгезия напыленного покрытия лимитируется наименее
прочным элементарным соединением в молекуле продукта хи-
мического взаимодействия покрытия и подложки. Если наиме-
нее прочное элементарное соединение характеризуется одной
ковалентной связью, то эта связь и ее энергия, определенная по
формуле (5.145), принимаются для дальнейших расчетов как па-
раметр Еков. В других случаях наименее прочное элементарное
соединение может формироваться не одной, а несколькими ко-
валентными связями в количестве п. Тогда параметр Еков опре-
деляется из выражения
Ект = пЕ. (5.146)
Если в результате химического взаимодействия покрытия
и подложки в граничной зоне образуются молекулы различных
веществ, то параметр Еков определяется для всех отличающихся
молекул. Согласно разработанному методическому подходу, по
параметру Еков min молекулы с наименее прочной ковалентной
связью устанавливают суммарную энергию Ем ков для моля ука-
занного вещества (формула (5.140)). Корректировка величины
Ем ков поправочным коэффициентом уменьшения Ки осущест-
вляется по аналогии с рассмотренными металлическими связями.
Моделирование металлических и ковалентных связей на
границе покрытие-подложка и полученные расчетные зависи-
мости адгезионного фактора характеризуются тем, что они обе-
спечивают несложные инженерные расчеты при невысокой тру-
доемкости формирования базы исходных данных. Что касается
использования полученных зависимостей для прогнозирования
эксплуатационных свойств наносимых материалов, то типич-
242
ным примером этого является газотермическое напыление ан-
тикоррозионных покрытий.
Для антикоррозионных покрытий адгезионный фактор за-
щиты имеет существенное значение. Это обусловлено тем, что
продукты коррозии стремятся выделиться на границе раздела
покрытие-подложка, вызывая расклинивающий эффект с раз-
герметизацией защищаемой поверхности.
Сравнивая энергию связи покрытие-подложка Ем с энергией
образования того или иного оксида Еобр, можно судить о пер-
спективах выделения его между напыленным и основным мате-
риалами. Если энергия связи превышает энергию образования,
то перспективы выделения оксида не благоприятны. С возрас-
танием параметра Ем — Еобр выделение компонентов ржавчины
затрудняется, защита от коррозии за счет адгезионного фактора
напыленного покрытия усиливается. Для определения Еобр ре-
комендуется использовать данные [144]. Как показали расчеты,
энергия металлической связи коррозионно-стойкого покрытия
из алюминия с подложкой из стали составляет величину Ем =
5340 ккал/моль. Согласно данным [144], энергия образования
оксидов FeO, Fe2O3, Fe3O4 составляет соответственно Еобр =
58,4; 177,1; 242 ккал/моль. В рассматриваемом примере значи-
тельная разность (Ем~Еобр) свидетельствует о том, что предпо-
сылки выделения компонентов ржавчины на границе алюмини-
евое покрытие - стальная подложка не существенны. Сравнение
разности (Ем~Еоб^) для различных напыленных материалов по-
зволяет прогнозировать их защитные свойства в условиях кор-
розионных воздействий среды, обоснованно выбирать опти-
мальные составы материалов и корректировать технологию их
нанесения.
Наряду с коррозионно-стойкими покрытиями адгезионная
прочность является важным показателем работоспособности
и других типов нанесенных материалов. Поэтому второй при-
мер вычислений по формулам (5.139) и (5.145) касается износо-
стойких покрытий из самофлюсующихся сплавов на основе ни-
келя (Ni-Cr-B-Si), а также из композиционных СВС-порошков
FeCr(NiCr) - твердая смазка - 50(70)% TiC.
243
Результаты исследований переходной зоны от покрытий
Ni-Cr-B-Si к стальной подложке свидетельствуют о том, что
характерной фазой этой зоны является интерметаллидное сое-
динений Ni3Fe (карточка ASTM 38-419). Указанный интерме-
таллид представляет собой продукт химического взаимодей-
ствия упомянутого покрытия с подложкой. Для определения
его внутренней энергии связи по уравнению (5.139) необходи-
мо учитывать следующее. При переходе в состояние иона же-
лезо и никель отдают валентные электроны. Принимая отрица-
тельный заряд электрона равным 1,6021892 • 10-19 Кл, валент-
ность Ni и Fe - 2 и 6 соответственно, величину Хе уравнения
(5.139) для элементарной кристаллической ячейки Ni3Fe нахо-
дят как Хе = (2 + 6)-1,6021892-Ю’19Кл = 12,818-Ю’19Кл. Поло-
жительные заряды ионов никеля и железа в узлах кристалличе-
ской решетки интерметаллида имеют следующие величины:
-Ni+2 - 2 • 1,6021892 • 10’19 Кл = 3,205 • 10’19 Кл,
-Fe+3-6-1,6021892-Ю’19Кл = 9,614-Ю’19Кл.
Принимая электрическую постоянную 80 равной 8,8542*
10-12 Ф/м, половины диаметров ионов Ni и Fe - 1,24 • 1О-10
и 1,27 • Ю10 м и подставляя в уравнение (5.139) значения параме-
тров, получают величину энергии связи в элементарной кри-
сталлической ячейке соединения Ni3Fe:
3,205-Ю’19-12,818-Ю’19
Ni-*’Fe 4-3,14-8,8542-Ю’12 • 1,24-Ю’10 +
9,614.10-'».12 818-10-'’ 1|171.10-,( Дж.
4-3,14-8,8542-10 -1,27-10
Согласно уравнению (5.140), суммарная энергия связи, харак-
терная для моля вещества, составляет
£м = 1,171-Ю’16 -6,022045-Ю23 =7,052-Ю7 Дж/моль =
7,052 • 107 • 0,2388 = 1,684 • 107 кал/моль = 16 840 ккал/моль.
244
При корректировке Ем поправочным коэффициентом умень-
шения ( Кп = 0,6) окончательно получено = 10104 ккал/моль .
Результаты исследований покрытий из композиционных
СВС-порошков FeCr(NiCr) - твердая смазка - 50(70)% TiC дают
основание полагать, что характерной фазой переходной зоны от
таких покрытий к подложке из стали является сложный оксид
Fe2O3 • TiO2. Он представляет собой продукт химического взаи-
модействия TiO2 покрытий с FeO подложки. Упомянутый слож-
ный оксид образован за счет ковалентных связей. При этом
энергия плазменного напыления покрытия в определенной сте-
пени затрачивается на возбуждение атома Ti для создания кова-
лентной связи с активным атомом Fe. Согласно расчетам по фор-
мулам (5.140) и (5.145), энергия указанной связи Fe - Ti для моля
вещества Fe2O3 • TiO2 составляет Ем = 12 780 ккал/моль.
При корректировке полученной энергии поправочным коэф-
фициентом значения Кп дифференцировали в зависимости от
состава и свойств того или иного покрытия FeCr(NiCr) - твердая
смазка - 50(70)% TiC. Учитывали, что величина Ки пропорцио-
нальна параметру растекания соударяющихся с подложкой рас-
пыляемых частиц. Это правомерно, так как имеет место прямая
зависимость между количеством образовавшихся химических
связей и площадью проекции затвердевшей частицы на подлож-
ку. Тогда величины Кп TiC z для покрытий, содержащих TiC, мож-
Таблица 5.5. Результаты экспериментальных исследований растекания
частицы при соударении с подложкой
Распыляемый материал Площадь проекции затвердевшей частицы на подложку, мкм2
Ni80Cr20 + 10% графита + 55%TiC 7445
БеСгЗОМоЗ + 10% графита + 70%TiC 6491
FeCr30 + 10% графита + 70%TiC 6285
ПГ-ХН80С2Р2 (ПГ-СР2) 9973
ПГ-ХН80С4Р4 (ПГ-СР4) 10346
Примечание. Порошки ПГ-ХН80С2Р2 (ПГ-СР2), ПГ-ХН80С4Р4
(ПГ-СР4) относятся к самофлюсующимся сплавам на основе никеля, при рас-
пылении которых на подложку Кп = 0,6 [39, 101].
245
Таблица 5.6. Энергия химических адгезионных связей
износостойких покрытий
Распыляемый материал Значение параметра Ем ккал/моль
Ni80Cr20 + 10% графита + 55% TiC 5730
БеСгЗОМоЗ + 7% графита + 70% TiC 5000
FeCr30 + 10% графита + 70% TiC 4860
Самофлюсующийся сплав на основе никеля 10100
но принимать с учетом известного коэффициента и результатов
экспериментальных исследований параметра растекания (табл.
5.5). При этом Кп TiC z / 0,6 принимали равными соответствую-
щим соотношениям площадей проекций затвердевших частиц
на подложку. Полученные из указанных соотношений значения
Лп Tic i использовались при корректировке энергий адгезионной
связи. Окончательно рассчитанные энергии ковалентных адге-
зионных связей Ем упомянутых покрытий приведены в табл. 5.6.
Данные табл. 5.5 и 5.6 могут использоваться для сравнительного
анализа свойств газотермических покрытий.
Глава 6
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ УЛЬТРАЗВУКОВОГО
ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ
6.1. Предпосылки методического подхода
Моделирование рассмотрим на примере нанесения биокера-
мических покрытий из гидроксиапатита для изготовления вну-
трикостных имплантатов и покрытий из самофлюсующегося
сплава на основе никеля для изготовления деталей трибосопря-
жений. С учетом механизма формирования наносимых материа-
лов, изложенного в параграфе 4.2, принято, что решающую роль
при сглаживании гауссовой неравномерности в толщине и по-
ристости напыляемых покрытий будут играть следующие фак-
торы ультразвуковой кавитации:
стохастичность генерации кавитационных пузырьков на слу-
чайно распределенных по площади пятна напыления газовых
зародышах в метастабильной жидкой фазе покрытия;
микроперемешивание жидкой фазы как за счет хаотических
кумулятивных микровихрей, возникающих при захлопывании
кавитационных пузырьков, так и за счет акустических течений;
повышение пористости при значительной доле суммарного
объема кавитационных пузырьков в объеме метастабильной
жидкости (это характерно для большого индекса кавитации).
Наряду с факторами ультразвуковой кавитации предусмо-
трено также учитывать объемную усадку распыляемых частиц,
вызывающую появление пор в местах скопления дислокаций за
счет инициирующего газа, выделяющегося из жидкого материа-
ла при укладке частиц в слой.
Для доказательства правомерности принятых физических
процессов кавитационного ультразвукового напыления доста-
точно показать, что метастабильное жидкое состояние суще-
247
ствует на поверхности подложки хотя бы несколько периодов
ультразвуковых колебаний. Предположим, что на поверхность
подложки (толщина /, коэффициент температуропроводности %
и коэффициент теплопроводности К) напылен круговой слой
расплавленного материала (толщина £, радиус г0, удельная те-
плоемкость сн, плотность рн и начальная температура t0, отсчи-
танная от температуры пластины). В этом случае такой жидкий
слой можно считать круговым импульсным источником тепла с
энергией
Р = лг02£снрнг0. (6.1)
Возникающая при этом задача теплопроводности аналогич-
на той, которая была рассмотрена в [95], где для радиальной
температуры поверхности пластины было получено следующее
выражение:
t =---------------л — е*т , (6.2)
Kr0!(k2+/i2) + 2hV т
где h = Н/К (Н — коэффициент теплообмена); т - время остыва-
ния; к — наименьший положительный корень характеристиче-
ского трансцендентного уравнения tg kl = 2kh/(k2 - Л2).
В рассматриваемом случае г » I и к1 = 2/г//, что приводит
к уравнению
t =_____—_______
Kr^hl + h^y\ т ’ ( - ?
Полагая в этом уравнении среднерадиальную температуру
равной температуре кристаллизации напыленного слоя t = f ,
отсчитанной от температуры пластины, и время остывания рав-
ным времени кристаллизации (т = ткр), при малых временах кри-
сталлизации ткр с //(2%/г) экспоненту можно принять равной еди-
нице и получить следующее выражение:
2лГ0£СнРн^0
К(4М + к212)^
(6-4)
248
При расчете параметра h для оценки коэффициента тепло-
обмена можно воспользоваться известным критериальным урав-
нением теплообмена акустического трения:
Nu= шах
(6-5)
где Nu = 2HrJKn - теплообменный критерий Нуссельта; отах -
амплитудная колебательная скорость частиц в ультразвуковой
волне; %н и Кн - коэффициенты температуре- и теплопроводно-
сти метастабильной жидкости напыленного слоя. Отсюда следу-
ет, что выражение для коэффициента теплообмена имеет вид
Н _ ^н^тах 1
2ro
(6-6)
При интенсивности ультразвука W - 10 Вт/см2, отах =
3000 см/с [61], Кп = 0,201 Вт/(см • К), = 0,054 см2/с, г0 = 3 см,/=
18 кГц для слоя Ni-Cr-B-Si на стальной подложке получаем Н=
1,31 Вт/(см2 • К). При Кн = 2,42 • 10“2 Вт/(см К), = 6 • 10’3 см2/с
для слоя биокерамики из гидроксиапатита (ГА) на титановой
подложке получено Н = 0,47 Вт/(см2 • К). Тем самым время жиз-
ни метастабильной жидкости можно оценить в т = 1,56 • 10-2 с
для напыления сплава Ni-Cr-B-Si и в ткр = 0,45 с для напыле-
ния ГА, что доказывает реалистичность предлагаемой модели,
так как метастабильное жидкое состояние существует несколь-
ко периодов ультразвуковых колебаний (самофлюсующийся
сплав - 284 периода и ГА - 82 • 102 периодов).
Результаты расчета времени кристаллизации по формуле
(6.4) для напыленных слоев ГА и Ni-Cr-B-Si (ПГ-СР4) при ва-
рьировании коэффициентов теплообмена Н в широких пределах
представлены в табл. 6.1.
Из таблицы видно, что при частоте ультразвука f = 18 кГц
метастабильный жидкий слой в зависимости от коэффициента
теплообмена варьирует свое время существования, измеренное
в периодах колебаний, от 14,9 до 17,6 • 104 периодов (самофлю-
сующийся сплав) и от 20 до 24 • 104 периодов (гидроксиапатит).
249
250
Таблица 6.1. Расчет времени кристаллизации ткр
Я,Вт/(см2К) од 0,3 0,5 0,7 1 1,5 2 3 5
h, см-1 0,49 1,46 2,44 3,41 4,88 7,32 9,76 14,6 24,4
Vе (слой Ni-Cr-B-Si) 9,71 1,01 3,2-10-1 1,6-Ю"1 6,6-Ю-2 2,4'Ю-2 9,4-103 3,710“3 8,2-Ю-4
Vе (слой ГА) 13,5 1,37 0,45 0,21 9,2-Ю"2 3,4-10"2 1,610"2 5,3-10“3 1,110"3
Показанная реалистичность изложенных выше принципов
моделирования ультразвукового плазменного напыления дает
основание в качестве базовой физико-математической модели
выбрать дифференциальное уравнение динамики развития ка-
витационной области [61]. Это уравнение отражает решающую
роль ультразвуковой кавитации при сглаживании гауссовой не-
равномерности в толщине и пористости напыляемых покрытий.
Упомянутое уравнение имеет следующий вид:
dn
dx
п
Мт0
— kQn2 +
тп
Мт0
п(г = 0) = п0,
(6.7)
где п — концентрация кавитационных пузырьков в слое напылен-
ной метастабильной жидкости; М - число осцилляций микропу-
зырька до его «захлопывания»; т0 - период ультразвуковых коле-
баний титановой (стальной) подложки с частотой /; Л/т0 - время
жизни кавитационного микропузырька; - константа скорости
бинарной коалесценции, т. е. слияния объемов микропузырьков
при их двойных столкновениях (тройными столкновениями мож-
но пренебречь [61]); т — число «осколков» кавитационного микро-
пузырька, возникших после его анизотропного «захлопывания»
и являющихся вновь образованными зародышами кавитации, т. е.
т - это коэффициент цепного размножения кавитации.
Первый член в правой части базового дифференциального
уравнения (6.7) описывает исчезновение микропузырьков за счет
захлопывания, второй - уменьшение концентрации микропу-
зырьков из-за бинарной коалесценции, третий - рост концентра-
ции микропузырьков по механизму цепного размножения.
В дальнейшем предусмотрены преобразования базового
уравнения (6.7) с учетом условий плазменного напыления для
получения аналитических зависимостей, включающих техноло-
гические параметры и позволяющих расчетным путем прогно-
зировать размеры пор (кавитационных микропузырьков) и сред-
нюю объемную пористость покрытий.
Как отмечалось, принято, что наряду с факторами ультра-
звуковой кавитации поровое пространство формируют вторич-
ные процессы объемной усадки распыляемых частиц:
251
охлаждение и уменьшение объема напыленной частицы про-
исходит при наличии когезионных связей со стороны других ча-
стиц. Такие связи препятствуют свободной усадке частицы, при
уменьшении объема которой в местах скопления ее дислокаций
образуются поры. Этот процесс инициируется газом, выделяю-
щимся из жидкого напыляемого материала при его укладке
в слой. В свою очередь, выделение газа является следствием
предварительного взаимодействия распыляемого материала
с газовой технологической средой;
по известному объему шарообразных гранул наносимого ма-
териала и коэффициенту его термического расширения рассчи-
тывается объемная усадка частиц;
по отношению усадки к объему гранул определяется состав-
ляющая порового пространства, дополняющая кавитационную
пористость покрытий.
Что касается методики моделирования формирования ми-
крорельефа поверхности в системе напыленных на подложке ча-
стиц при плазменном ультразвуковом напылении, то в качестве
базовой может быть предложена феноменологическая модель
деформации частицы при ее соударении с деталью, учитываю-
щая динамическое состояние. Исходными параметрами базовой
модели являются теплофизический коэффициент (определяется
по номограмме В. В. Кудинова), время кристаллизации частицы,
период ультразвуковых колебаний подложки, диаметр частицы
до соударения с деталью, коэффициент температуропроводно-
сти, скорость частицы в момент соударения и скорость колеба-
ний подложки.
Наряду с изложенным выше методическим подходом к моде-
лированию процессов важным этапом разрабатываемой методи-
ки исследований является экспериментальная проверка адекват-
ности получаемых теоретических зависимостей. Для эксперимен-
тальной проверки предусмотрено применение технологической
оснастки для введения ультразвука в зону плазменного напыле-
ния. Оснастка включает следующие основные устройства:
ультразвуковой генератор (УЗГ) с рабочей частотой 28-32 кГц
и выходной мощностью 150 Вт, выполненный на полупроводни-
252
ковых транзисторах и состоящий из задающего генератора и уси-
лителя мощности;
преобразователь ультразвуковой пьезокерамический;
волновод-концентратор, передающий ультразвуковые коле-
бания преобразователя на образцы, закрепленные в специаль-
ной державке, соединенной с волноводом-концентратором (име-
ется возможность реализации параллельных и перпендикуляр-
ных плазменному потоку с частицами колебаний подложек
образцов).
Для газотермического напыления покрытий из ГА и сплава
Ni-Cr-B-Si служит плазменная установка УПУ-ЗД с порошко-
вым питателем TWIN-10. Плазменное напыление с наложением
ультразвуковых колебаний осуществляется по схеме в соответ-
ствии с рис. 6.1.
Для экспериментальной проверки адекватности получаемых
теоретических зависимостей наносили покрытия толщиной ОД-
ОД мм на торцы стальных цилиндрических и на плоскости пла-
стинчатых титановых образцов. Структуру покрытий (их пори-
стость, поверхностную зону с микрорельефом) изучали на шли-
фах поперечного сечения напыленных образцов.
Исследование шлифов проводили на металлографическом
микроскопе MeF-З фирмы «Reichert» (Австрия) при увеличени-
Рис. 6.1. Схема ультразвукового плазменного напыления: 1 — плазмообразую-
щий газ; 2 - место введения напыляемого материала; 3 - источник питания
плазмотрона; 4 - катод; 5 - анод; 6 - подложка; 7 - волновод-концентратор,
передающий ультразвуковые колебания; 8 — преобразователь ультразвуковой
пьезокерамический; 9 - ультразвуковой генератор
253
ях 200, 500 и на полуавтоматическом анализаторе изображения
(МОР-АМОЗ, AutoScan), на котором получали количественную
информацию о пористости нанесенных материалов.
6.2. Математическое описание процессов формирования
объемной пористости покрытий
при ультразвуковом напылении
Анализ общего решения уравнения динамики развития ка-
витационной области (6.7) показывает, что динамика развития
достаточно быстротечна и за время т > 5М т0 / (т - 1) устанав-
ливается стационарная концентрация микропузырьков псл » nQ,
которая выражается соотношением [61]
где Mtq — время жизни кавитационного микропузырька; т0 =
/-1 - период ультразвуковых колебаний титановой подложки
с частотой f.
Если и является средней скоростью взаимного сближения
кавитационных микропузырьков, \|/ < 1 - вероятность бинарной
коалесценции, &R — резонансный радиус кавитационных микро-
пузырьков, то имеет место зависимость
к0 = лТ?2и\|/.
(6.9)
(6.10)
Тогда стационарное решение (6.8) приобретает вид
п __
При времени кристаллизации метастабильной суспензии ка-
витационных микропузырьков, большем упомянутого времени
установления стационарного состояния кавитационного поля,
т. е. при ткр > 5М т0 / (т - 1), объемная пористость т| формируе-
мого напыленного покрытия определяется из уравнения
4 d3 4(m-l)/R
т] = -лЯ X, = --—
3 3 Мйу
(6.И)
254
В уравнении (6.11) учитывается, что пора имеет форму шара при
частотно-амплитудной зависимости ц = ц (Л И7)? которая зада-
ется размером R и устойчивостью М кавитационных микропу-
зырьков.
Для расчета R при частотах f < 104-105 Гц, обеспечивающих
получение кавитационных микропузырьков с R > 10-3 см, и пре-
небрежимо малыми (в сравнении с напорным давлением частиц
в плазме) лапласовскими давлениями можно воспользоваться
формулой Минаэрта:
^=j_ S
2л/V Рн
(6-12)
где у = ср/су — отношение удельной теплоемкости при постоян-
ном давлении к удельной теплоемкости при постоянном объеме
для парогазовой среды, содержащейся в кавитационном микро-
пузырьке (показатель адиабаты); рн - плотность напыленного
слоя; Рн - гидродинамическое давление в метастабильном напы-
ленном расплаве, которое при умеренных интенсивностях уль-
тразвука совпадает с упомянутым выше напорным давлением.
Параметр Рн изменяется с радиальной координатой по зако-
ну Гаусса [95]:
^=Рн(^'Г2/2Ъ2, (6.13)
где Уо - скорость частиц в плазменном потоке вдоль его оси.
Усреднение напорного давления по радиальной координате г
в пределах 0 < г < г0 позволяет получить следующее выражение:
^“Рн^егГСи) = О361рЛ2,
(6-14)
Z Г _ 2
где erf (у) = —= \е х dx - функция ошибок [145].
л/л J
Поэтому средний радиус резонансного кавитационного ми-
кропузырька, получаемый при подстановке (6.14) в (6.12), со-
ставит
255
— P\/v
r = 0,187-^-.
Согласно экспериментальным данным, приведенным в ис-
точнике [61], можно положить
М=—L, (6.16)
fjw
где р - некоторый эмпирический коэффициент, а 1 Вт/см2 <
W< 32 Вт/см2.
На основании выражений (6.11), (6.15), (6.16) получаем сле-
дующее уравнение для средней пористости напыленного с уль-
тразвуком покрытия:
^0,249("-1)^^. (6.17)
pvv
Уравнение (6.17) свидетельствует с том, что средняя пори-
стость пропорциональна /, Ко и >Jw.
Разрабатываемые биокерамические покрытия, содержащие
гидроксиапатит, предназначены для внутрикостных титановых
имплантатов. Эффективность вживляемости имплантатов с по-
крытиями из ГА достигается при условии, что R и ц достаточно
велики одновременно. Поэтому при ультразвуковом плазменном
напылении ГА возникает оптимизационная задача с двумя ука-
занными выходными параметрами. Для ее решения можно вве-
сти некоторые стандартные величины /?ст и цст, отвечающие
медико-техническим требованиям к имплантатам рассматрива-
емого типа, а также безразмерные коэффициенты KR = R IRCT
и /^ = й /т)ст- Составив их произведение, получаем
n = KRK^. (6.18)
Выражение (6.18) представляет собой функцию, которая
уменьшается при снижении любого из двух параметров каче-
ства напыленного покрытия из ГА. Поэтому задачу оптимиза-
ции можно решать поиском максимума этой функции по оче-
видному алгоритму:
256
If = n(f, W*, УЦ) = max[7Z(/, W, Fo)], (6.19)
В уравнении (6.19) звездочкой помечены оптимальные зна-
чения параметров. При этом стандартные технические требова-
ния будут превышены при 77* > 1. Подставляя полученные выше
теоретические значения R и ц в (6.18), имеем выражение
1
(6.20)
77 = 0,047
Pw ПсЛ
Согласно выражению (6.20), оптимизационный параметр П
не зависит от частоты ультразвука 4 слабо зависит от интенсив-
ности ультразвука П ~yjW и существенно зависит от квадрата
осевой скорости плазменного потока П ~ Vq . Скорость при по-
стоянной силе тока в плазменной струе и постоянном расходе
рабочего газа достаточно быстро убывает с расстоянием X от
среза сопла плазменной горелки по закону Ио ~ 1/Х [33], поэтому
в грубом приближении П ~ 1/Х2. Тем самым оптимизационный
параметр будет непрерывно увеличиваться при уменьшении
расстояния до подложки, повышении силы тока, расхода рабо-
чего газа и при росте интенсивности ультразвука. Последнюю
можно увеличивать до некоторой критической величины Жкр,
при которой скорость частиц расплава в амплитуде ультразву-
ковой волны wmax начинает превосходить осевую скорость ча-
стиц плазменного потока Ио, следствием чего будет упругое от-
талкивание расплавленных плазменных капель от озвучиваемой
подложки. Известно, что амплитудная скорость wmax связана со
скоростью звука в расплаве wH соотношением [61]
и
max
2W
(6-21)
V PA
Тогда выражение критического значения параметра П принима-
ет вид
(6.22)
(m-l)^'2 1
77 = 0,097 -----
puypHwH r|J
Необходимо отметить, что при Ио = wmax = 250 м/с имеем
РКкр =120 Вт/см2 и это является достаточно трудно достижимым
257
[33, 61]. Поэтому возможность получения критического значе-
ния параметра и его превышения с нарушением технологии уль-
тразвукового плазменного напыления практически исключается.
Для распыляемых порошков биокерамики получены расчет-
ные данные, позволяющие прогнозировать значение средней
объемной пористости покрытий в зависимости от дистанции
плазменного напыления и интенсивности ультразвука. Расчеты
выполнены по формуле (6.17), которая для исключения эмпири-
ческого коэффициента использовалась в преобразованном, бо-
лее удобном виде:
П^О,249(?Я21)Го^. (6.23)
v\\fM
При подстановке в формулу (6.23) значений параметров учи-
тывалась информация источника [61], в соответствии с которым
принято, что у = 4/3, \|/ = 1, и = 400 см/с и ткр > 5М т0 / (т - 1).
Кроме того, М(Т) = 8, М(2) = 6, М(3) = 5, М(5) = 3, М(10) = 2,
Л/(100) = 1, где цифрами в скобках обозначена интенсивность
ультразвука W, Вт/см2. Для оценки и подстановки Ко (скорости
частиц в плазменном потоке) учитывалась функция Ко (X) при
токе дуги плазмотрона 450 А и расходе рабочего газа 30 л/мин
[33]. Результаты расчетов при ультразвуковом плазменном на-
пылении биокерамики приведены в табл. 6.2.
Таблица 6.2. Расчетные данные
по средней объемной пористости покрытий
Параметр W, Вт/см2 Параметр X, см
6 7,5 10 15
1 0,19 0,13 0.05 0,32
2 0,43 0,34 0.24 0,17
3 0,52 0,30 0.22 0,09
5 — 0,50 0,36 0,14
10 — — 0,54 0,29
100 - - - 0,43
В соответствии с табл. 6.2 пористость более 0,3 (медико-
технический стандарт) достигается при W = 2-10 Вт/см2 и X =
258
6 -10 см. Для уточнения требуемых W и X можно воспользовать-
ся соотношением (6.18), положив в качестве стандартных цст =
0,5 и 7?ст = 1 • 10“2 см. Результаты расчетов оптимизационного
параметра П=77(Х, W) приведены в табл. 6.3.
Таблица 6.3. Расчетные данные по оптимизационному параметру
Параметр W, Вт/см2 Параметр X, см
6* 7,5 10 15
1 0,41 0,32 0,16 0,02
2 0,93 0,73 0,50 0,08
3* 1,12* 0,50 0,26 0,04
5 — 0,84 0,43 0,07
10 — — 0,65 0,11
100 - - - 0,21
Согласно данным табл. 6.3, оптимальное значение Л* = 1,12
достигается при напылении со средней дистанции X* = 6 см при
интенсивности облучения W* = 3 Вт/см2, в 3 раза превышающей
пороговую W= 1 Вт/см2 (для использования кавитации) и намно-
го меньшую критической Жкр =120 Вт/см2.
Что касается ультразвукового плазменного напыления само-
флюсующихся сплавов Ni-Cr-B-Si, то требования к оптималь-
ной пористости и размерам пор получаемых износостоких по-
крытий отражают необходимость формирования стабильных
слоев смазки между трущимися поверхностями. При этом важ-
ным свойством покрытий является их маслоудерживающая спо-
собность, которая зависит от порового пространства.
Как показали исследования, для покрытий из самофлюсую-
щихся сплавов Ni-Cr-B-Si (структура представляет собой соче-
тание связующего твердого раствора, сложной эвтектики, пер-
вичных кристаллов карбидов и боридов) условия эффективного
аккумулирования и выделения жидких масел обеспечиваются
поровым пространством при средних пористости 0,04-0,05
и размерах пор 5-10 мкм. Расчетные данные, позволяющие про-
гнозировать значение средней объемной пористости покрытий
Ni-Cr-B-Si в зависимости от дистанции плазменного напыле-
259
ния и интенсивности ультразвука, получены аналогично напы-
лению биокерамики, о чем подробно упоминалось выше. Рас-
четные данные свидетельствуют о том, что оптимальная пори-
стость 0,04-0,05 достигается при W = 4 Вт/ см2 и X = 14 см.
Как отмечалось при разработке методического подхода (см.
параграф 6.1), при моделировании процессов формирования по-
ристости с ультразвуковым плазменным напылением необходи-
мо учитывать объемную усадку напыленных частиц. При моде-
лировании этой доли пористости, согласно принятой методике,
определяется объем шарообразной напыляемой частицы:
V= 1/6 mfi, (6.24)
где d - диаметр напыляемых частиц, который подчиняется нор-
мальному закону распределения.
Нанесенная на подложку частица охлаждается в интервале
температур от момента соударения с подложкой до комнатной
температуры (Тг - Т2). Первую из температур Тх находят по урав-
нению нагрева частицы в период ее движения в плазменной
струе [79]:
(6’25)
где То - начальная температура плазменной струи на срезе соп-
ла, равная 10 000 К; 7?0 - радиус выходного отверстия на срезе
сопла, равный 3 мм; (70 - начальная скорость газа (плазмы) на
срезе сопла, равная 2500 м/с; % - константа, равная 0,1; tv и тт -
параметры уравнения, рекомендации по расчету которых приво-
дятся в источнике [79].
По известному объему частиц, образующих покрытие, и ко-
эффициенту термического расширения их материала рассчиты-
вается объемная усадка частиц АК, вызывающая появление пор
в местах скопления дислокаций за счет инициирующего газа,
выделяющегося из жидкого материала при укладке частиц
в слой:
АК=КРтАТ,
(6.26)
260
(6.27)
где Рт - коэффициент объемного термического расширения ма-
териала, образующего покрытие; АТ - интервал температур,
в котором происходит усадка частиц (АТ = Тх - Г2).
Пористость за счет объемной усадки находят по формуле
у V V т
Расчетные данные, полученные по формуле (6.27), свиде-
тельствуют о том, что порообразование при объемной усадке
напыленных частиц не оказывает существенного влияния на
оптимизацию режимов для формирования требуемой общей по-
ристости покрытий при ультразвуковом плазменном напылении
биокерамики (гидроксиапатита) и цу составляет не более 8-10%
от пористости за счет ультразвуковой жидкофазной кавитации.
Вместе с тем в случае нанесения покрытий из самофлюсующе-
гося сплава Ni-Cr-B-Si влияние порообразования при объем-
ной усадке напыленных частиц заметно возрастает. При этом цу
составляет 17-19% от пористости за счет ультразвуковой жидко-
фазной кавитации. Поэтому для оптимизации режимов напыле-
ния сплава Ni-Cr-B-Si с использованием формулы (6.23) значе-
ние требуемой пористости, формируемой за счет ультразвуковой
жидкофазной кавитации, необходимо скорректировать попра-
вочным коэффициентом уменьшения (г|ст1 = г|ст - г|стА:п, кп =
1,17-1,19).
6.3. Математическое описание процессов формирования
микрорельефа поверхности покрытий
при ультразвуковом напылении
В соответствии с предложенным методическим подходом
(см. параграф 6.1) в качестве базовой принята феноменологиче-
ская модель деформации жидкофазной или вязкопластичной ча-
стицы при ее соударении с подложкой, учитывающая динами-
ческое состояние частицы и подложки. Если время кристаллиза-
ции частицы ткр мало и не превышает период ультразвуковых
колебаний подложки т0, то формирование высоты растекающей-
261
ся частицы hx (высоты неровности микрорельефа) описывается
выражением

а2Хн+л/дХн^а-Хна
(К + ^)(1-И)
(6.28)
где кх = 0,16-0,2; к2 = 100-120; а - теплофизический коэффици-
ент, определяемый номограммой, полученной В. В. Кудиновым;
D - диаметр исходной частицы; %н - коэффициент температуро-
проводности; V- скорость частицы в момент соударения с под-
ложкой; Vk - скорость колебаний подложки в амплитуде ультра-
звуковой волны; ц - коэффициент Пуассона.
Значение параметра V определяется по формуле [79]
f= , (629)
v ч
где Rq - радиус выходного отверстия на срезе сопла, равный
3 мм; UQ- начальная скорость газа (плазмы) на срезе сопла, рав-
ная 2500 м/с; X- расстояние вдоль оси плазменной струи от сре-
за сопла; tv - параметр уравнения (рекомендации по расчету па-
раметра приведены в монографии [79]).
Значение Vk в уравнении (6.28) характеризует воздействие
ультразвуковых колебаний подложки на растекающуюся части-
цу. Поэтому эффективное значение Vk определяется по формуле
(6.21).
Как отмечалось, уравнение (6.28) справедливо, если время
кристаллизации частицы мало и не превышает период ультра-
звуковых колебаний подложки. Кроме того, оно служит для рас-
чета высоты растекшейся частицы от первого импульсного воз-
действия со стороны поверхности подложки в случае превыше-
ния времени кристаллизации периода колебаний. Если время
кристаллизации превышает период колебаний, то после тормо-
жения частицы о поверхность материал частицы будет нахо-
диться под воздействием импульсной скорости Vk и подвергать-
ся дополнительному растеканию. Количество таких импульсов
п определяется из соотношения п = т /т0, а формирование высо-
262
ты застывшего агломерата при повторяющихся импульсах опи-
сывается зависимостью
*,=Ua2z,+^FV—I <б-зо>
где k3 = y/h~JD (i = 2,3,ri).
В соответствии с зависимостью (6.30) высота агломерата, за-
стывшего на поверхности покрытия при воздействии ультразву-
ка, будет меньше, чем при обычном напылении. Это подтверж-
дается фотографиями микрорельефа поверхностей плазменных
покрытий из гидроксиапатита (рис. 6.2).
Согласно рис. 6.2, микрорельеф поверхности при ультразву-
ковом напылении формируется из растекшихся частиц: дисков,
образований в виде сферических лунок, микротрещин. Микро-
рельеф поверхности, полученной при напылении без воздей-
ствия ультразвуком, отличается большей величиной краевых
углов смачивания растекшихся частиц, что хорошо заметно на
фотографиях. Это означает, что высота частиц также больше.
По мнению авторов работы [146], высота частиц при напыле-
нии на статичную подложку на 30-50% превышает значение
того же параметра при ультразвуковом плазменном напылении.
®:.1
а б
Рис. 6.2. Фотографии микрорельефа поверхностей плазменных покрытий из
гидроксиапатита (х2500): а - напыление без воздействия ультразвуком; б -
ультразвуковое напыление
263
Касаясь отличий, необходимо также отметить увеличенные по
сравнению с наложением ультразвука размеры микротрещин на
поверхности покрытий. Вместе с тем при напылении на статич-
ную подложку отсутствует характерный для наложения ультра-
звука элемент микрорельефа - сферические лунки или углубле-
ния на дисках (растекшихся частицах). Лунки могут быть следами
лопнувших кавитационных пузырьков, возникших в материале
агломерата до его кристаллизации под действием звукового дав-
ления. Таким образом, при моделировании микрорельефа по-
верхности в системе напыленных на подложку частиц следует
дополнительно учитывать ультразвуковую жидкофазную кави-
тациию. Для ее учета можно использовать уравнение (6.15), ко-
торое описывает формирование среднего радиуса резонансного
кавитационного микропузырька. При этом правомерно допуще-
ние о том, что максимальные углубления на растекшихся части-
цах-дисках составляют половину среднего радиуса. Тогда полу-
чают следующее выражение:
йл =0,0935^£»0,1^£
(6.31)
где Лл - кавитационные углубления на растекшихся частицах;
у = cp!cv - отношение удельной теплоемкости при постоянном
давлении к удельной теплоемкости при постоянном объеме для
парогазовой среды, содержащейся в кавитационном микропу-
зырьке (показатель адиабаты).
Что касается микротрещин на поверхности покрытий, то эта
составляющая микрорельефа формируется за счет объемной
усадки растекшихся (закрепленных) частиц, при которой в про-
цессе уменьшения их объема в местах скопления дислокаций
в структуре частиц образуются микротрещины. Для учета ми-
кротрещин как составляющей микрорельефа проанализированы
следы их зарождения и развития под нагрузкой в объеме напы-
ленного материала в целом. Зарождение и развитие микротре-
щин представляют собой хрупкое разрушение материала. Поэто-
му анализ выполнен на хрупких изломах по сечению покрытий
264
из гидроксиапатита и самофлюсующегося сплава Ni-Cr-B-Si,
являющихся объектом исследований. При подготовке хрупкого
излома на противоположной покрытию стороне пластинчатого
образца вырезали лунку с последующим охрупчиванием мате-
риалов жидким азотом. Исследование хрупкого излома прово-
дили на сканирующем электронном микроскопе «Nanolab-7»
фирмы «Оптон» (Германия). На рис. 6.3 приведена фотография
хрупкого излома покрытия из самофлюсующегося сплава Ni-
Cr-B-Si (ПР-Н70Х17С4Р4), полученного плазменным напыле-
нием с наложением ультразвуковых колебаний частотой 28 кГц.
В соответствии с рис. 6.3 микротрещины при хрупком раз-
рушении материала покрытия развиваются как в зернах его
структуры, так и по локальным границам зерен. Согласно рис.
6.3, протяженность следов зарождения и развития микротрещин
в поперечном сечении покрытия ПР-Н70Х17С4Р4 составляет
5-10 мкм и может быть принята в качестве значения условного
параметра 77, характеризующего вероятную глубину усадочных
микротрещин Лмтр, формирующих микрорельеф поверхности
покрытия. Значение параметра Н для других покрытий опреде-
ляют аналогично. Тогда справедливо следующее выражение:

(6.32)
Уравнения (6.28), (6.30)-(6.32) составляют физико-матема-
тическую модель процессов формирования микрорельефа по-
верхности покрытий при
ультразвуковом плазмен-
ном напылении. При этом
максимальную высоту
микронеровностей в слу-
чае локального сочетания
высоты растекшихся час-
тиц-дисков, кавитацион-
ных углублений и уса-
дочных микротрещин по-
лучают суммированием
расчетных значений по
Рис. 6.3. Фотография излома покрытия
ПР-Н70Х17С4Р4, полученного ультразву-
ковым плазменным напылением (хЮОО)
265
Рис. 6.4. Теоретическая зависимость высоты частиц гидроксиапатита, растек-
шихся и застывших на поверхности покрытия, от скорости распыляемых ча-
стиц и амплитуды ультразвуковых колебаний подложки (/=28 кГц)
упомянутым уравнениям. На рис. 6.4 представлены расчетные
данные в виде теоретической зависимости высоты растекшихся
частиц гидроксиапатита от параметров ультразвукового плаз-
менного напыления. Расчеты выполнены по уравнениям (6.28),
(6.30). Для иллюстрации влияния амплитуды ультразвуковых
колебаний подложки А она выбрана в качестве одного из неза-
висимых параметров напыления с учетом Vk=f (А).
Для проверки адекватности разработанных теоретических
зависимостей по методике, изложенной в параграфе 6.1, получе-
ны экспериментальные образцы покрытий. В табл. 6.4 приведе-
ны сравнительные данные о пористости ц и микрорельефе h по-
верхности исследуемых покрытий, прогнозируемых по физико-
математическим моделям и на экспериментальных образцах.
При этом в качестве данных приведены оптимальные величины
показателей ц и h как наиболее значимые для разработки техно-
логических процессов.
В соответствии с табл. 6.4 теоретические значения пористо-
сти и высоты микронеровностей отличаются от эксперименталь-
ных значений не более чем на 12,5-15,4%, что свидетельствует
об адекватности предлагаемых физико-математических моде-
лей. Необходимо также отметить, что теоретические значения
пористости меньше по сравнению с экспериментальными. Это
объясняется неучтенным в уравнениях порообразованием вслед-
ствие неплотной укладки частиц, разбрызгивания частиц при
266
Таблица 6.4. Данные для проверки адекватности теоретических
зависимостей
Покрытие Показатель покрытия и технологиче- ские параметры его получения Теоретическое значение показателя Экспери- ментальное значение Различие резуль- татов,%
Гидрокси- апатит г) =/(Х = 60 мм, W= 3 Вт/см2, Аг+Н2 = 1,8 м3/ч, 1= 450 А) Л =/(Х = 60 мм, W= 3 Вт/см2, Аг+Н? = 1,8 м3/ч, 1= 450 А) 0,44 24 мкм 0,51 21 мкм 13,7 12,5
Сплав Ni-Cr-B-Si •q =/(Л. = 150 мм, W= 4 Вт/см2, N2= 1,8 м3/ч, 7=250 А) й =/(Х = 150 мм, W= 4 Вт/см2, N,= l,8 м3/ч,7=250А) 0,042 13 мкм 0,049 11 мкм 14,3 15,4
соударении с подложкой в результате особенностей кристалли-
зации материала частиц. Вместе с тем, как показывает проверка
адекватности модели, значимость упомянутых процессов при
ультразвуковом плазменном напылении невелика. Что касается
высоты микронеровностей поверхности, то ее теоретические ве-
личины превышают экспериментальные данные. Это, очевидно,
объясняется достаточно низкой вероятностью в практике напы-
ления случаев локального сочетания высоты растекшихся
частиц-дисков, кавитационных углублений и усадочных микро-
трещин, суммирующихся при определении максимальной высо-
ты микронеровностей по уравнениям модели.
Глава 7
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ФОРМИРОВАНИЯ
АМОРФИЗИРОВАННЫХ СТРУКТУР
ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ЧАСТИЦЫ РАСПЛАВА
С ТВЕРДОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ
ПРИ ПЛАЗМЕННОМ НАПЫЛЕНИИ
7.1. Математическое описание процессов формирования
центров кристаллизации (аморфизации)
в композиционных плазменных покрытиях
Моделирование проводилось в два этапа:
1) представление математического описания процессов в об-
щей форме с рассмотрением основных принципов взаимодей-
ствия между атомами зарождающихся центров кристаллизации
и аморфной фазой;
2) уточнение математического описания с получением удоб-
ных для расчета уравнений и построением графических зависи-
мостей для определения времени образования заданного коли-
чества кристаллической (аморфной) фазы.
На первом этапе взаимодействие атомов охлаждающейся на
подложке напыленной частицы рассматривалось с учетом сле-
дующих принципиальных процессов:
а) зарождение в метастабильной жидкой фазе элементарных
аморфизированных квазикристаллов («кластеров») с последую-
щим ростом кристаллического ядра (рис. 7.1);
б) корреляционное разрастание в виде смеси из конкурентно
взаимодействующих аморфизированных и нанокристаллических
объемов.
Принято, что в метастабильной жидкой фазе элементарные
«кластеры» накапливаются пассивно (постепенно). Это опреде-
ляется упругими свойствами низкотемпературной фазы - ядра
(у) [147]. Аморфизированную оболочку ядра считаем активным
компонентом реакции (и). Схема комбинации из возможных
моно- и бимолекулярных параллельных цепных реакций между
268
ядром и оболочкой в аморфизированном квазикристалле может
быть представлена в виде
пхи < k',kl—>п2v, п3и + n4v< >n5v, (7.1)
где ni9 kj~ - константы и скорости реакций взаимодействия.
Кинетику заполнения пространства, в котором образуется
устойчивая структура из аморфизированных оболочек и микро-
кристаллических ядер разросшихся «кластеров» можно пред-
ставить в виде
2и < kl >v, u + v < ^ > 2v . (7.2)
Предполагая пространственную однородность объемов, при-
ходящихся на доли микрокристаллических ядер и аморфизиро-
ванных оболочек, в изотропном приближении трансформирова-
ние структуры в зоне реакции может быть описано следующей
системой уравнений:
— = Д —- - 2кхи2 - k2uv + Р(и), (7.3)
dt dr
- = D2^- + k?u + k2uv-G(y), (7.4)
dt dr
где Dx и D2 - коэффициенты
диффузии; г - радиус «класте-
ра»; Р(и) и G(v) - функции, за-
висящие от материала и тем-
пературы структурообразования
«кластера» Тс.
Для упрощения математиче-
ского анализа свойств системы
дифференциальных уравнений
(7.3) и (7.4) целесообразно рас-
сматривать происходящие про-
цессы в предельно локализован-
ном объеме (в пределе - в точке),
полагая независимость функций
и и v от пространственных пере-
Рис. 7.1. Элементарные «кластеры»
в виде микрокристаллических ядер
(Я) с аморфизированными оболоч-
ками (АО)
269
менных. Тогда система уравнений (7.3) и (7.4) изменяется, в ре-
зультате получаем
— = -Ицд2 - k2uv + Р(и), (7.5)
dt
— = +к2и + k2uv - G(v). (1.6)
dt
Анализируя систему уравнений (7.5) и (7.6), представляю-
щую собой математическое описание процессов кристаллизации
и аморфизации в общей форме, можно отметить, что имеют место
закономерное зарождение «кластеров» с последующим ростом
кристаллического ядра и корреляционное разрастание в виде сме-
си из конкурентно взаимодействующих аморфизированных и на-
нокристаллических объемов. Уточнение математического опи-
сания с получением уравнений для определения времени образо-
вания заданного количества кристаллической (аморфной) фазы
осуществлялось на втором этапе моделирования.
На втором этапе при рассмотрении кинетики кристаллиза-
ции учитывались процессы, которые отражены в зависимостях
(7.1)-(7.6). Тогда при плазменном напылении покрытий возмож-
ность образования аморфной структуры в жидкофазной быстро
охлаждаемой частице на подложке определяется частотой обра-
зования в ней способных к росту зародышей кристаллической
фазы, скоростью роста кристаллов и охлаждения расплава.
Согласно теории Джонсона-Мела-Аврами [148], относитель-
ное количество х малой доли кристаллической фазы, обра-
зующейся за время t (в предположении постоянства частоты
гомогенного зародышеобразования и роста сферических кри-
сталлов), определяется из выражения
x = y(VroMV4), (7.7)
где \|/ГОм “ частота гомогенного образования кристаллическо-
го зародыша кристаллической фазы; vK - скорость роста кри-
сталла.
Значение параметра угом в стационарных температурных
условиях Т рассчитывается по уравнению
270
DN
Угом=— exp
ao
AGA
RT/
(7-8)
где D - среднее значение коэффициента диффузии атомов через
границу расплав - кристалл; N— объемная концентрация (число)
атомов в единичной ячейке; aQ - средний атомный диаметр ком-
понентов охлаждаемого материала; AG - свободная энергия об-
разования кристаллического зародыша в 1 моле вещества.
Для металлических расплавов в соответствии с теорией Уль-
мана-Дэвиса [149] также имеет место зависимость
DN
Жгом = —exp
aQ
1,07
7]2A7]2J’
(7-9)
где Тх - отношение 77ТПЛ; А^ - отношение (Гпл - Т)1Т^, Тпл -
температура плавления материала покрытия.
Скорость роста кристалла в уравнении (7.7) можно опреде-
лить, используя рекомендации [149]:
= -— 1-ехр
aQ _
А7]АЯ\
RT J
(7.Ю)
где f— относительное количество узлов на поверхности расту-
щего кристалла, в которых может происходить присоединение
атомов из жидкости; АН молярная теплота плавления.
Согласно источнику [148], выполняется соотношение Сток-
са-Эйнштейна:
(7.Н)
37П](7Х
где к - постоянная Больцмана; ц (Г) - температурная зависи-
мость динамического коэффициента вязкости. Тогда из урав-
нения (7.7) с учетом выражений (7.8)—(7.11) имеет место зави-
симость
t _9,ЗП(П
кТ
з
яохехр
1,07
7]3А7]2
,3,г , ( N/NH
f N 1-ехр------1--
( RT
-|3
1/4
(7-12)
271
Полученную зависимость целесообразно применять для оцен-
ки структурных превращений при нанесении газотермических
покрытий с формированием кристаллических и аморфных фаз.
Это обосновано тем, что уравнение (7.12) включает ряд важных
факторов структурообразования. В частности, оно учитывает
природу композиционного материала покрытия, содержит ха-
рактеристики кристаллизующихся фаз, оговаривает темпера-
турно-временные условия их образования, отражает изменение
диффузии в низко- и высокотемпературном диапазоне.
Уравнение (7.12) позволяет построить графическую зави-
симость температура-время-превращения. При этом можно
определить время t, необходимое для образования заданного ко-
личества х кристаллической фазы. Возможность образования
аморфной структуры в жидкофазной быстро охлаждаемой ча-
стице на подложке коррелирует с величиной х. Чем больше зна-
чение х, тем меньше вероятность формирования аморфной
структуры.
Графические зависимости температура-время-превращения
для плазменных покрытий Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 (CaF2) +
55% TiC показаны на рис. 7.2.
При построении графических зависимостей температура -
время - превращения для плазменных покрытий Ni80Cr20 +
12,5% MoS2 (CaF2) + 55% TiC исходные расчетные данные пред-
/да
1100
МО
son ______I_____!_____L I j
io~5 ioT* ю~3 ш'г //Л7 г, с
Рис. 7.2. Кривые время-температура-пре-
вращения для плазменных покрытий
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 (CaF^ + 55% TiC:
1 - появление доли кристаллической фазы,
равной 1%; 2 - доля 10%; 3 - доля 100%
ставляли собой усреднен-
ные величины, полученные
с учетом соответствующих
величин отдельных ком-
понентов указанных по-
крытий [150, 17]. Значение
параметра f составляло
0,2 АТ^ [148], а температу-
ра плавления композици-
онного материала - 2300 К.
Графические зависи-
мости на рис. 7.2 преду-
смотрено использовать в
272
сочетании с теоретическими кривыми охлаждения распылен-
ных плазмой частиц на подложке. Кривые охлаждения будут по-
строены по расчетным данным, полученным при разработке
физико-математической модели формирования полей темпера-
тур и скоростей охлаждения композиционных частиц Ni80Cr20
+ 12,5% MoS2 (CaF2) + 55% TiC. При этом температуру выделе-
ния кристаллической фазы можно определить по точке пере-
сечения кривых охлаждения с нижней ветвью диаграмм на
рис. 7.2. По степени пересечения или по его отсутствию можно
судить об объемном содержании кристаллической и аморфной
фаз в формируемом плазменном покрытии. Согласно рис. 7.2,
для полной аморфизации напыленной частицы Ni80Cr20 +
12,5% MoS2 (CaF2) + 55% TiC время ее охлаждения до темпера-
туры 1100 К не должно превышать 10-3 с.
7.2. Моделирование влияния на склонность
к аморфизации соотношения между размерами атомов
элементов покрытий
В процессе аморфизации образуются массивы атомов с высо-
кой плотностью упаковки («кластеры»). Склонность к формиро-
ванию таких «кластеров» в значительной мере определяется раз-
мерным соотношением между атомами. Для математического
описания упомянутой связи приняты следующие допущения:
все расчеты приводятся к элементарному (единичному) сое-
динению шарообразных контактирующих атомов аморфной
фазы (например, твердого раствора) покрытия;
суммарный объем аморфной фазы состоит из объемов со-
прикасающихся без зазоров кубов, каждый из которых охваты-
вает шарообразные контактирующие атомы элементарного сое-
динения (рис. 7.3);
критерием плотности упаковки атомов в «кластере» являет-
ся разность между суммарным объемом соприкасающихся без
зазоров кубов и суммарным объемом шарообразных атомов эле-
ментарного соединения (например, соединение атомов никеля
и хрома твердого раствора Ni-Cr);
273
Рис. 7.3. К определению суммарного объема элементарного соединения ато-
мов аморфной фазы (соединение типа Ni-Cr)
значения функции разности зависят от размерного соотно-
шения между атомами, которое характеризуется параметром 8,
представляющим собой Rx/R2 (R\ — больший атомный радиус
элементарного соединения);
чем меньше значение функции разности, тем больше плот-
ность упаковки атомов и их склонность к формированию аморф-
ной фазы.
С учетом принятых допущений суммарный объем эле-
ментарного соединения аморфной фазы определяется из выра-
жения
V,=m%Rl+n%^ (7.13)
8
где п - количество атомов меньшего радиуса (Т?2 = R^s), образу-
ющих элементарное соединение аморфной фазы с атомом боль-
шего радиуса R^ в количестве т.
Суммарный объем шарообразных атомов элементарного
соединения аморфной фазы определяется из выражения
4 . 4 R*
Г/ = m—TiRl + п—л—1-. (7.14)
274
С учетом (7.13) и (7.14) функция разности А описывается
уравнением
7?3
А - J7, - F,1 - 3,8 m/?3 + 3,8«4-, (7.15)
£
где т, и, Rx представляют собой известные фиксированные ве-
личины, для которых необходимо рассчитать значения перемен-
ной 8, соответствующие минимальным значениям функции раз-
ности А, т. е. установить пределы изменения размерного соот-
ношения между атомами обусловливающие наиболее
плотную упаковку атомов в «кластерах». Как отмечалось, это
характеризует склонность атомов формировать аморфную фазу.
Если в уравнении (7.15) произведения 3,8mRf и 398nR* пред-
ставить как фиксированные постоянные величины А и В соот-
ветственно, то упомянутое уравнение принимает вид
Д = Л + -^-.
£
(7-16)
Согласно зависимости (7.16), функция разности А является
степенной. На рис. 7.4 показаны графики такой функции при
различных показателях степени.
Согласно рис. 7.4, резкое снижение скорости уменьшения
и асимптотическое изменение
степенной функции с увели-
чением независимой пере-
менной при отрицательных
показателях степени начина-
ется с точки пересечения гра-
фиков у = и у = х . Анало-
гично можно утверждать,
анализируя функцию разно-
сти А, для которой значение
независимой переменной 8,
соответствующее характер-
ной точке пересечения, опре-
деляется из уравнения
Рис. 7.4. Графики степенной функции
при различных показателях степени
275
е = Д = 4- (7.17)
8
Сопоставление уравнений (7.16) и (7.17) свидетельствует
о том, что последнее уравнение не учитывает постоянную Л, так
как ее величина характеризует лишь вертикальное смещение
функции разности А и не оказывает влияния на значение неза-
висимой переменной 8, соответствующее характерной точке пе-
ресечения этой и линейной функций от 8. С учетом зависимости
(7.17) имеет место выражение
е = ^5=^з,8п/?13. (7.18)
Зависимость (7.18) моделирует влияние на склонность к амор-
физации соотношения 8 между размерами атомов элементов по-
крытий. Установленному по этой зависимости соотношению
(равному или превышающему е) соответствуют минимальные
значения функции разности А, максимальная плотность упаков-
ки атомов в аморфной фазе-«кластере» и склонность к аморфи-
зации.
С использованием уравнения (7.18) в качестве примера про-
анализируем склонность к аморфизации соединения типа Ni-Cr,
для которого п и Rx равны 1 и 1,28 А. Тогда расчетное предпо-
чтительное значение 8 должно составлять >^/3,8-1-1,28 , т. е.
> 1,48, что согласуется с экспериментальными данными [151].
7.3. Математическое описание перспектив аморфизации
за счет процессов формирования полей температур
и скоростей охлаждения из расплава распыленных плазмой
композиционных частиц на подложке
Согласно данным [148], процесс аморфизации в условиях
сверхбыстрого охлаждения из расплава можно рассматривать
как фазовый переход II рода. Поэтому наличием скрытых теплот
фазовых переходов при затвердевании материала частицы на
подложке можно пренебречь. Наличие оксидов и газов на по-
верхности подложки в определенной степени препятствует те-
276
плопереносу от охлаждаемого материала. Неидеальность тепло-
вого контакта можно учесть введением коэффициента теплопе-
редачи по закону Ньютона. В предположении одномерного
теплового потока в направлении подложки математическую за-
дачу охлаждения на ней распыленной частицы сформулируем в
следующем виде:
где Т - температура частицы на подложке; t - время охлажде-
ния; а - параметр, представляющий собой отношение Кп /к;
К71 — коэффициент теплопередачи, учитывающий сопротивление
переносу тепла на границе частица-подложка (по закону Нью-
тона); X - коэффициент теплопроводности материала частицы;
z - текущая координата в направлении теплопередачи по норма-
ли к подложке.
При начальных условиях Т = То, t = 0 имеют место уравнения
— = 0 приz = 0, — = а(Т-Td) при z = h. (7.20)
где То - температура расплавленного композиционного материа-
ла частицы на подложке; Td - температура подложки; h - высота
растекшейся частицы.
Для решения параболического уравнения (7.19) необходимо
сделать следующие допущения:
расчет проводится в отсутствие внутренних источников тепла;
несмотря на большие градиенты, соблюдается неравенство
т «ЪЛТ,
р dt
(7-21)
где тр - время релаксации; q - тепловой поток;
конвективным теплообменом можно пренебречь, так как
имеет место соотношение
(Gr, Рг) « 103,
где Gr и Рг — критерии Грасгофа и Прандтля.
(7.22)
277
С учетом допущений, а также известной практики инте-
грального преобразования Лапласа для решения задач распре-
деления тепла и температур воспользуемся упомянутым опера-
тором при интегрировании уравнений (7.19) с условиями (7.20).
Интегральное преобразование Лапласа математически описыва-
ется выражением
00
L [Т(0] = T(s)= J estT(t)dt = и,
О
(7.23)
где s - комплексная переменная (5 = 0 + /со).
С учетом выражения (7.23) вместо уравнений (7.19) и (7.20)
имеем зависимости
ай2
62и 1 8гГ
—т "I---
&2 z 8z у
= su-TQ,
(7.24)
— = 0 при z = 0, — = -а и —- I при z = h, (7.25)
8z 8z I s J
Уравнение (7.24) можно привести к однородному уравнению
путем замены:
и = v + T0/s.
(7.26)
С учетом соотношения (7.26) и замены переменной z = hx по-
лучены выражения
82v 1 8v sh2v
----Г "I----------2~
8х х дх а
(7.27)
о о / \
— = 0 прих = 0, — = -a/z v + —-- прих=1. (7.28)
8х 8х I s J
При исследовании тепловых процессов в областях с круго-
вой или цилиндрической симметрией, что характерно для рас-
сматриваемого случая охлаждения напыленной и растекшейся
на подложке частицы, целесообразно использование функции
Бесселя. Вводя в (7.27) обозначение ц = - sh2 /а2, получают урав-
278
нение для такой функции. При этом общее решение дифферен-
циального уравнения (7.27) имеет вид
v(z, s) = v(/zx, s) = v(x, s) = q JQ (px) + c2NQ (px), (7.29)
где Jo, No - цилиндрические функции нулевого порядка первого
и второго рода (функции Бесселя и Неймана) соответственно.
Из граничных условий (7.28) имеют место следующие зави-
симости: pc/o (0) + pc2X (0) = 0, (7.30) T -T " ^01) = ah C1Jo(p) + ^ (7.31) L s _
Отсюда находят и с2 из соотношений:
C =0 c = (732) 2 ’ 1 .[pJ/^-aVo^)]’ b J
Принимая во внимание соотношения (7.26) и (7.32), получа-
ют общее решение уравнения (7.29):
w(z, 5) = а/г(Г0~^)-- т Г, (733)
S[рЛ(р)-аМ)(ц)] ) s sq2(s)
где q^s)- функция вида ah(TQ-Td)JQ +T0#2(s); q2(s) -
\ h J
функция вида \xJx (p) - ahJQ (ц).
После обратного преобразования Лапласа, примененного
к функции (7.33), получено выражение
Сто +1(0
Т(z, t) =-- f u(z, s)estds .
Замкнув контур интегрирования для вычислений в левой
полуплоскости, имеем
(7-34)
T(z, f) = Удвыч [u(z, s)est;s = 5И] + выч [u(z, s)est',s = 0], (7.35)
где sn - корни уравнения q2(s) - pJj(p) - a/zJ0(p) - 0.
279
Таким образом, если sn представляет собой и-й корень урав-
нения q2(s) = 0, то sn = -ц2а2//г2.Корни ^-действительные,
простые и находятся в отрицательной части оси абсцисс. С уче-
том этого и зависимостей (7.33)-(7.35) для вычислений адекват-
ны следующие выражения:
выч [i/(z, s)est; s = sn] = ^Sn^e n =
8&(Sn)
4T0-Td)J0 /
{ h J
к[Л2(М+Л2(ми)] eXP<
2 2 A
,1
h2 ’
выч [u(z, s)esl; 5 = 0]= = т .
g2(0)
(7.36)
(7.37)
Принимая во внимание выражения (7.36) и (7.37), решение
(7.35) окончательно преобразуется к виду

T(z,t) = Td+(T0-Td)£
п=1
Mn[j2(Mn) + Jo(M»)]
exp
а
~h~
. (7.38)
t
Дифференцируя зависимость (7.38) по времени t, можно по-
лучить уравнение для определения скорости охлаждения жид-
кофазных распыленных частиц на подложке:
7(z,0 = ^ =
dt
g(ro-7;)^2Jofr)J1(K)MH f M2a2
h1 Л2(Ю+Л2(Ю I h1 J
(7.39)
Уравнения (7.38) и (7.39) описывают формирование полей
температур и скоростей охлаждения из расплава распыленных
плазмой частиц. При этом математическое описание касается
частиц покрытия граничного с подложкой слоя, для которого
280
справедливы изложенные выше теоретические положения. На
рис. 7.5 показана кинетика охлаждения частиц такого слоя по
результатам расчетов с использованием математического описа-
ния. В качестве примера рассмотрены графические зависимости
изменения температур распыленных композиционных частиц
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 (CaF2) + 55% TiC. Температуры расплава
композиции и стальной подложки соответственно принимали
Го = 2300 К и Td = 300 К. Расчеты проводились с учетом справоч-
ных данных [17, 145, 150]. Графические зависимости приведены
в сочетании с теоретическими кривыми температура - время -
превращения, рассмотренными в параграфе 7.1. Это позволяет
оценить объемное содержание кристаллической (аморфной)
фазы в быстро охлаждаемом материале плазменного покрытия.
Согласно рис. 7.5, на условия аморфизации материала замет-
но влияет толщина h деформированных при соударении с под-
ложкой частиц. Если последние имеют толщину не больше 10 мкм,
то у них образуется практически полностью аморфная структу-
ра. При h > 10 мкм начинают-
ся кристаллические структу-
рообразования в граничном
с подложкой слое частиц
плазменного покрытия. Об
этом свидетельствует пересе-
чение теоретических кривых
1 (температура-время-прев-
ращения) и 7 (охлаждение ча-
стицы при h = 20 мкм).
При использовании урав-
нений (7.38) и (7.39) для по-
лучения расчетных данных
в случае охлаждения частиц
поверхностных слоев покры-
тий под параметром z следует
понимать расстояние от сво-
бодной поверхности частицы
до подложки через ранее на-
Рис. 7.5. Кинетика охлаждения на сталь-
ной подложке напыленных композици-
онных частиц Ni80Cr20 + 12,5% MoS2
(CaF^ + 55% TiC: 1 - появление доли
кристаллической фазы, равной 1; 2 -
доля 10%; 3 - доля 100%; 4 - толщина
напыленной частицы 2 мкм; 5-5;
6-10; 7 - толщина 20 мкм
281
Рис. 7.6. Кинетика охлаждения на
стальной подложке через слои по-
крытия толщиной 0,7 мм напы-
ленных композиционных частиц
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 (CaF2) + 55%
TiC: 1 — появление доли кристалли-
ческой фазы, равной 1%; 2 - доля
10%; 3 - доля 100%; 4 - толщина на-
пыленной частицы 2 мкм; 5-5;
6-10; 7 - толщина 20 мкм
несенные слои покрытия с изме-
нившимся коэффициентом тепло-
передачи. Кинетика охлаждения
частиц через слои нанесенного
покрытия показана на рис. 7.6.
Важным фактором проводи-
мого моделирования является
учет возможности дополнитель-
ного нагрева частиц и распада
их первичной аморфной струк-
туры в поверхностных слоях
покрытий. Охлаждение поверх-
ностных слоев затруднено тем,
что снижается теплопередача от
них через пористые (с газовыми
включениями), предварительно
нанесенные слои, общая толщи-
на которых постоянно увеличи-
вается при напылении покры-
тий. В таких условиях охлажде-
ния возрастает роль дополнительного нагрева поверхностных
слоев плазменной струей и наносимыми частицами, возможен
распад первичной аморфной структуры предварительно нане-
сенных частиц поверхности. Для оценки упомянутого нагрева
использовался опыт преобразований теоретических уравнений
распределения тепла и температур в областях с круговой или
цилиндрической симметрией [88, 89]. С учетом преобразований
при дополнительном нагреве кратковременно действующим ис-
точником тепла уравнение (7.39) принимает вид
т п3
5T\z,t) 2ucb^ \ 5С /" ( мХ
dt (.8c)3hj^n) + J2M I 5c J
(7-40)
где Tf - температура дополнительного нагрева сформировавше-
гося поверхностного слоя; ас - температуропроводность покры-
282
(7.41)
тия; 5С - толщина слоя, испытывающего дополнительное тепло-
вое воздействие; z - расстояние по глубине поверхностного
(с первичной аморфной структурой) слоя, на котором определя-
ется его температура Г'; b - напряжение теплового источника.
Параметр b находят из соотношения
CpS
где Q - количество тепла, отдаваемого затвердевающей части-
цей; Сир- теплоемкость и плотность материала покрытия; S -
площадь поверхности затвердевающей частицы со стороны под-
ложки.
Представляя остывающую частицу в виде цилиндра высо-
той h при допущении равенства значений Сир этой частицы
и материала ранее напыленного слоя, получаем
6 = /г(Оо-Ог), (7.42)
где 0О - разность между Го и QT- разность между температу-
рой частицы Г, определяемой по уравнению (7.38), и Td.
Таким образом, с помощью выражений (7.40)-(7.42) можно
оценить термические циклы в поверхностных слоях покрытий
под остывающими напыленными частицами. При этом, сопо-
ставляя циклы дополнительного нагрева с критической темпе-
ратурой распада первичных аморфных структур поверхностных
слоев, прогнозируют перспективы распада. Критическую темпе-
ратуру принимают равной 0,4-0,6 от температуры плавления
распыляемого материала [151].
Как видно из параграфа 7.3, при моделировании процесса
формирования полей температур и скоростей охлаждения рас-
пыленных частиц для прогнозирования их аморфизации важ-
ным исходным параметром является теплопроводность компо-
зиционного материала частицы. Рекомендации по оценке этого
параметра приводятся в источнике [152].
Глава 8
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ПОСЛЕДУЮЩЕЙ
ОБРАБОТКИ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ
8.1. Математическое описание процессов передачи
энергии импульса плазменной струи в покрытие
При моделировании процессов передачи энергии учитывают
следующее. Тепловой поток в изделие и давление ударной вол-
ны на поверхность покрытия зависят от плотности плазмы в им-
пульсе плазменной струи. По мере удаления от среза электрода
поперечное сечение плазменной струи постепенно увеличивает-
ся. В соответствии с рис. 8.1, судя по профилю импульса ком-
прессионного плазменного потока в продольном направлении,
радиус его поперечного сечения увеличивается по линейной за-
висимости
Ar£ = Ztga, (8.1)
где а - половина угла расходимости плазменного потока в его
Рис. 8.1. Фотография свечения им-
пульса плазменного потока при
съемке кинокамерой (частота съем-
ки-125 ООО кадр/с)
продольном сечении (определя-
ется при съемке кинокамерой по
фотографиям свечения плазмы);
L - дистанция обработки (рас-
стояние от среза электрода до
обрабатываемой поверхности
покрытия).
По мере увеличения попе-
речного сечения плазменной
струи соотношение между плот-
ностями плазмы в различных
сечениях (между уровнями энер-
гетических воздействий в этих
сечениях) определяется из вы-
ражения
284
= =--------- = ---------ГЛ-------- (8.2)
Mi SL (r0+\rL) r0 +2r0Ztga + (£tga)
где r0-радиус поперечного сечения импульса плазменной струи
на срезе электрода (возможно определение г0 путем замеров на
фотографии свечения плазмы).
Тепловой поток в изделие и давление ударной волны на по-
верхность образца (уровень энергетического воздействия) в за-
висимости от дистанции импульсно-плазменной обработки
с учетом изменения плотности плазмы по уравнению (8.2) опре-
деляются из выражения
О =0 = rn°r°2
L ° No r02+2r0£tga + (£tga)2 ’
(83)
где Ql - уровень энергетического воздействия на поверхность
образца покрытия в поперечном сечении импульса плазменной
струи на дистанции обработки L; Qo - уровень энергетического
воздействия импульса в сечении на срезе электрода; W - энер-
гия, запасаемая накопителем установки КСПУ, зависящая от
суммарной емкости батареи конденсаторов С и зарядного напря-
жения U (W = 0,5CU2); г|0 - энергетический к. п. д. разряда
в основной ступени КСПУ, определяемый как отношение вкла-
дываемой в разряд энергии к запасаемой в накопителе (г|0
составляет ~ 0,8 для всех исследованных режимов работы [153]).
Поглощаемая покрытием плотность мощности q имеет гаус-
сово распределение:
(8-4)
где qm - максимальная плотность мощности на оси импульса
плазменного потока; £ - коэффициент, учитывающий изменение
плотности мощности по радиусу сечения потока г.
Величину qmL в сечении плазменного потока на дистанции
обработки газотермического покрытия, т. е. величину макси-
мальной поглощаемой покрытием плотности мощности, находят
с учетом формы кривой гауссова распределения параметра q.
Для этого используют выражение
285
энергия импульса
патока плазмы Q
Illi IIIIIIIIIIIIIII I I I
Рис. 8.2. К расчету максимальной плотности мощности на оси импульса плаз-
менного потока
q L = X-— = 4К----т, (8.5)
4mL SL л(г0 +Ztga)4
где К- поправочный коэффициент для учета соотношения между
qmL и условной плотностью мощности QLISL при равномерном
распределении энергии импульса в сечении SL (К = 2,0-2,2). Фи-
зический смысл поправочного коэффициента поясняется рис. 8.2.
Основной тепловой вклад в нагрев поверхностных слоев по-
крытия вносится со стороны плотности мощности на оси им-
пульса плазменного потока и составляет часть энергии qmL, ко-
торую находят из выражения
(8-6)
где ц7 - тепловой к. п. д. импульса плазменного потока, пред-
ставляющий собой долю его энергии, трансформируемой в те-
пловой поток и в обрабатываемое покрытие (по данным источ-
ника [154], т|г = 0,3).
Система уравнений (8.1) - (8.6) позволяет определить переда-
ваемую в покрытие тепловую энергию при воздействии на него
импульсом плазменной струи. При этом учитывается дистанция
воздействия как важный технологический параметр. Необходимо
также отметить, что с учетом дистанции представляется возмож-
ность определить длительность передачи энергии импульса в га-
зотермическое покрытие. Для этого находят время полета частиц
плазмы тпл до обрабатываемого покрытия, используя выражение
286
^=L/vm, (8.7)
где упл - скорость плазменной струи импульса (упл = 2 • 105 м/с).
Тогда длительность передачи энергии импульса в покрытие на-
ходят, используя выражение
т =т — т =т —L!v. (8.8)
э имп пл имп пл
8.2. Математическое описание процессов нагрева покрытия
энергией импульса плазменной струи
Нагрев поверхностного слоя покрытия происходит благода-
ря внешнему тепловому потоку импульса плазменной струи, со-
ставляющими которого являются энергия электронов, ионов,
нейтральных атомов, а также лучистая энергия. При этом тепло-
вой поток (плазменная струя) имеет осесимметричную форму.
Для теплового потока характерны температура ~ 30 000 К и дли-
тельность во времени 200-500 мкс. В таких условиях динамика
нагрева (температурного поля) покрытия чрезвычайно высока.
Поэтому для ее расчета и прогнозирования активизирующегося
механизма упрочнения покрытия предпочтительно численное
моделирование процессов нагрева с использованием метода ко-
нечных разностей.
Рассмотрим в осесимметричном приближении нестационар-
ное уравнение теплопроводности с переменными коэффициен-
тами и отсутствием объемного тепловыделения:
С(Т)р(Т)— = —
dt dz
ЧТ}—
dz
1 d
ч------
г dr
п дт
ГЧТ}— ,
dr
0<r<R,0<z<H,
(8-9)
где С - удельная теплоемкость материала покрытия; X - коэф-
фициент теплопроводности материала; р - плотность компози-
ционного материала покрытия; R - радиус образца покрытия;
Н - толщина покрытия; r^z - цилиндрическая система коорди-
нат. Ось z перпендикулярна поверхности образца покрытия
287
и совпадает с осью теплового потока (компрессионной плазмен-
ной струи).
При формулировке граничных условий уравнения (8.9) при-
няты следующие допущения: изделие теплоизолировано; удель-
ный тепловой поток в покрытие (плотность мощности) имеет
гауссово распределение, о котором упоминалось в параграфе 8.1;
охлаждение поверхности осуществляется за счет теплоотвода
в глубь композиционного материала покрытия, а также лучисто-
го потока с поверхности. Плотность мощности лучистого пото-
ка #луч определяется из выражения
^eOs-вЛ (8-Ю)
где 8 - степень черноты поверхности; oSB - постоянная Стефа-
на - Больцмана.
Тогда имеют место следующие условия:
0 < r <R; dz = -Яьт(г) + ^ (8.П)
z = H, 0<r<R; dz (8-12)
r = 0, 0<z<H; ^ = 0, dr (8.13)
r = R, 0<z<H; dr (8-14)
t = 0, Т = 293К. (8.15)
Для упрощения разностной схемы уравнение (8.9) преобра-
зовано к квазилинейному виду путем замены:
S(T) = J X(T)J(T). (8.16)
273
В этом случае уравнение (8.9) принимает вид
ф) эдУэд , 1 a/Wn Г81Т|
Х(Т)Р dt dz1 rdr[ dr J 1
288
При импульсном плазменном воздействии в поверхностных
слоях возникает большой градиент температур. Поэтому неста-
ционарное уравнение теплопроводности следует решать на не-
равномерной сетке, что усложняет задачу. Для перехода к нерав-
номерной сетке необходимо преобразовать координату z в соот-
ветствии с рекомендациями [155]:
\-е^
(8Л8)
где г| - коэффициент, учитывающий степень неравномерности
сетки; z - безразмерная координата на равномерной сетке.
Величину z находят из выражения
(819)
п
Уравнение (8.17) на равномерной сетке с учетом преобразо-
вания (8.18) в новой системе координат имеет вид
С(7) 8S _&S_ if ел -1Y 5S 1 Ге11 -1Y 1 8 f 8S(Tf\
Х(Т)Р dt ~ dz1 гДяе17 J dz г^Яе117 J +гбД dr J
(8.20)
После приведения к безразмерному виду разностный аналог
уравнения (8.20) решается с использованием схемы Писме-
на-Рэкфорда [155] путем одномерных прогонок по z и г.
Для обеспечения экономичности схемы и уменьшения шагов
при остывании поверхности используют неравномерную сетку
по времени. Сетка сгущается во временном интервале существо-
вания больших градиентов температур и разрежается при ма-
лых градиентах. Шаг сетки определяется из выражения
Т=Т,(1-(О*), k=0i, (8.21)
1 — со
где Tj - первый шаг по времени при остывании; 1С - количество
шагов в расчетной сетке по времени при остывании; со - коэф-
фициент геометрической прогрессии, описывающей неравно-
мерность сетки по временной координате.
289
Учет теплоты фазового перехода в расчетной модели прово-
дят путем замены значений истинной теплоемкости С(Т) на эф-
фективную в интервале температур перехода из одного агрегат-
ного состояния в другое [50].
Таким образом, уравнения (8.11) - (8.20) описывают резуль-
таты распределения удельного теплового потока от импульса
плазменной струи в обрабатываемом покрытии и его нагрев. По-
следовательно решая эти уравнения для различных моментов
времени и пространственных координат г, z с учетом максималь-
ной поглощаемой плотности мощности qmL на оси импульса
плазменной струи (по рекомендациям параграфа 8.1), можно рас-
считать температурное поле покрытия (проанализировать его
динамику). Представляется возможность прогнозировать тол-
щину оплавленного слоя в напыленном материале и активизи-
рующийся при этом механизм упрочнения обрабатываемого по-
крытия.
Базируясь на математическом описании, предложенном в па-
раграфах 8.1 и 8.2, выполнен численный расчет динамики темпе-
ратурного поля поверхностных слоев образцов газотермических
покрытий из композиционных материалов NiCr - MoS2(CaF2) -
TiC. Расчет выполнен при следующих условиях импульсно-плаз-
менной обработки: дистанция воздействия импульсом L = 0,1 м;
длительность импульса тимп = 400 мкс; суммарная энергия нако-
пителей установки КСПУ W = 215 кДж; толщина покрытия Н =
0,6 • 10“3 м; радиус образца покрытия R = 5 • 10-3 м; количество
импульсов п = 1; эффективные (интегральные) значения тепло-
проводностей Хэф композиционных материалов покрытий NiCr -
MoS2(CaF2) - TiC принимаются по рекомендациям [152] с исполь-
зованием справочных данных [17, 150, 156, 157] для отдельных
фаз составляющих композиций.
Согласно численному расчету динамики температурного
поля, типичное распределение температуры по толщине поверх-
ностного слоя на примере покрытия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 +
55%TiC показано на рис. 8.3.
В соответствии с рис. 8.3 толщина оплавленного поверхност-
ного слоя покрытия составляет 30-40 мкм. Об этом свидетель-
290
Рис. 8.3. Типичное распределение температуры по толщине поверхностного
слоя при г = 0 мм на примере покрытия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC: 1 —
t = 35 мкс; 2 - 65; 3 - 130; 4 - 200; 5 - 300; 6 - 400 мкс
ствуют расчетные кривые 4-6, из которых видно, что указанный
слой нагревается до температуры, превышающей 3050 К (темпе-
ратура плавления карбида титана как наиболее тугоплавкой
фазы композиционного покрытия). Таким образом, согласно рас-
четным данным, при импульсно-плазменной обработке покры-
тия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55%TiC на дистанции 0,1 м прогно-
зируется оплавление с последующими процессами упрочнения
путем уплотнения и аморфизации структуры в слое покрытия
толщиной 30-40 мкм. Прогнозируемое оплавление от одного
импульса позволяет с определенной точностью оценить суммар-
ное количество импульсно-плазменных воздействий для полно-
го послойного оплавления по всей толщине покрытия.
291
8.3. Моделирование процессов передачи напорного давления
импульса плазменной струи в покрытие
Величина напорного давления ри определяется по формуле
Л=0,5РпХ, (8.22)
где рпл - средняя плотность плазменного потока; гпл - средне-
массовая скорость плазменного потока.
Составляющие уравнения (8.22) находят с учетом рекомен-
даций источника [154]:
(w Y
Рпл=^р --- , (8.23)
Л
\ имп /
С w Г
vm=kv ---- , (8.24)
\ ^имп >
где к? и kv - постоянные размерные коэффициенты; W- энергия,
запасаемая накопителем установки КСПУ, зависит от суммарной
емкости батареи конденсаторов С и зарядного напряжения U
(W = 0,5С(72); тимп - характерное время разряда установки КСПУ
(длительность импульса); I и т - положительные безразмерные
показатели, не зависящие от электрической мощности внутри
конкретного энергетического диапазона и определяемые только
свойствами плазмообразующих веществ и геометрией установ-
ки КСПУ.
Согласно источнику [154], имеет место следующая зависи-
мость:
/ + 3ти = 1. (8.25)
Уравнение (8.25) отражает диапазоны возможного измене-
ния значений показателей I и т:
О < Z< 1, 0 < лп < 1/3.
(8.26)
Как следует из экспериментальных данных для вакуумного
режима разряда установки КСПУ, при варьировании геометрией
292
и размерами электродной системы и плазмообразующими веще-
ствами показатель т в гигаваттном диапазоне мощностей (0,1-
10 ГВт) изменяется в пределах 0,05-0,25. При этом меньшие зна-
чения соответствуют более высоким уровням электрической
мощности, плазмообразующим веществам с высокой средней
молекулярной массой и низкой энергией плазмообразования.
В соответствии с экспериментальными данными для харак-
терных размеров выходной части анода Da порядка 50 мм коэф-
фициент kv может быть принят равным 6,75 • 103. Тогда уравне-
ние (8.24) имеет вид
гпл^6,75-103
(8.27)
Здесь упл выражено в м/с, W- в Дж, тимп - в с.
Что касается коэффициента к? из выражения (8.23) для опре-
деления средней плотности плазменного потока рпл, то, по мне-
нию авторов работы [154], этот коэффициент может быть принят
согласно зависимости
где SL - площадь поперечного сечения плазменного потока на
дистанции обработки L (расстояние от среза электрода до обра-
батываемой поверхности покрытия), м2.
Значение параметра SL для различных дистанций обработки
L находят с использованием зависимости
SL = 7t(r02 + 2r0£tga + £2 tg2 a).
(8.29)
Здесь r0 и a являются параметрами, о которых упоминалось
в параграфе 8.1.
При подстановке в уравнение (8.23) значений его параметров
W, Дж, тимп, с, и коэффициентов /, к?, рассчитанных по форму-
лам (8.25) и (8.28), получают величину средней плотности плаз-
менного потока рпл, кг/м3.
293
Уравнения (8.22) - (8.29) позволяют прогнозировать напор-
ное давление импульса плазменной струи. При его передаче на
покрытие, которое является преградой, плазменная струя транс-
формируется. При этом газодинамическая структура зоны удар-
ного торможения включает следующие элементы (в направле-
нии к обрабатываемому покрытию): 1 - плазменный поток; 2 -
ударную волну УВ1; 3 - ударно-сжатую плазму; 4 - контактную
границу КГ с ударно-сжатым газом; 5 - ударно-сжатый газ; 6 -
Рис. 8.4. Изменение газодинамических параметров структурных элементов
зоны торможения импульса плазменной струи
294
ударную волну УВП; 7 - невозмущенный газ. Элементы 5 и 7
обусловлены присутствием в вакуумной камере установки
КСПУ остаточного давления газа. Изменение газодинамических
параметров структурных элементов 1-7 иллюстрируется рис.
8.4 (номера индексов обозначений соответствуют структурным
элементам).
Согласно рис. 8.4, в зоне торможения (обрабатываемого по-
крытия) напорное давление импульса плазменной струи транс-
формируется в давление ударно-сжатой плазмы />пл3, которое
в дальнейшем оказывает непосредственное влияние на процес-
сы деформации и связанный с ними механизм упрочнения по-
крытия. При этом напорное давление связано с давлением
ударно-сжатой плазмы на оси струи и остаточным давлением
газа рт1 в вакуумной камере установки КСПУ следующей зави-
симостью:
/?дд3~/?г7 = , (8.30)
А-А7 У"1
где у - показатель адиабаты (у = 1,4).
Пренебрегая остаточным давлением pY1 по сравнению с ри
и />пл3, получаем для давления ударно-сжатой плазмы на оси
струи выражение
3v — 1
Р^=^Ра- (8-31)
Y-1
8.4. Моделирование деформационных процессов покрытия,
обусловленных ударно-волновым воздействием
напорного давления импульса плазмы
Передача напорного давления, которое трансформируется
в давление ударно-сжатой плазмы, вызывает понижение уровня
(уплотнение) оплавленного слоя напыленного материала и акти-
визирующееся за счет сверхвысокой скорости деформации диф-
фузионное упрочнение границ основных фаз материала обраба-
тываемого покрытия. Передаваемое давление распределяется на
295
Рис. 8.5. Микрофотография рельефа поверх-
ности покрытия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2 +
55% TiC после импульсно-плазменной обра-
ботки
поверхности покрытия по нормальному закону Гаусса с макси-
мальной величиной на оси импульсной струи плазмы. При этом
происходит не только уплотнение, но и радиальное течение ма-
териала обрабатываемого оплавленного слоя. В результате при
обработке поверхностного слоя покрытия наблюдаются харак-
терные следы радиального течения в виде регулярно повторяю-
щихся гребней и впадин рельефа поверхности (рис. 8.5).
При воздействии давлением импульса плазмы на плотный
материал покрытия (без пор) понижение уровня обработан-
ного слоя происходит за счет радиального течения материала.
В случае пористых композиционных покрытий Ni80Cr20 +
12,5% MoS2 (CaF2) + 55% TiC понижение уровня обусловлено со-
четанием уплотнения и радиального течения при существенном
преобладании первого фактора. Вместе с тем оба упомянутых
случая (плотное и пористое покрытия) характеризуются пониже-
нием уровня обработанного слоя за счет деформационных пере-
мещений микрообъемов материала энергией давления импульса
плазмы. Поэтому можно
принять, что при равенстве
энергий и усилий для от-
носительных перемещений
микрообъемов, обуслов-
ленных когезионной проч-
ностью материала покры-
тия, суммарное деформа-
ционное перемещение и
понижение уровня обра-
ботанного слоя в обоих
случаях практически оди-
наковы. Это позволяет
прогнозировать пониже-
ние уровня с рассмотре-
нием наиболее удобного
для аналитических расче-
тов случая радиального
течения материала.
296
Прогнозирование понижения уровня (уплотнения) обрабо-
танного слоя путем физико-математического описания дефор-
мационных процессов базируется на зависимости [158]
8h
— = 23(0^, (8.32)
dt
где h - понижение уровня обработанного оплавленного слоя; t -
время ударно-волнового воздействия импульсом плазменной
струи на покрытие; Р(0 - функция времени; znjI - толщина оплав-
ленного слоя.
Значение функции времени находят из уравнения
^ + Р2-(о2=0. (8.33)
Решение уравнения (8.33) при условии Р(0)= 0 дает
о / \1/2
2юг _-I | 9 п
₽ = ’ (834)
е +1 prf )
где р - плотность оплавленного материала покрытия; rf - ради-
ус воздействия ударной волной на покрытии, при котором =
0. Тогда получаем
2сотж
о
ех-1
-----ах,
X . л ’
(8.35)
где тж - время, необходимое для начала плавления материала
покрытия при данном режиме обработки (тж = т имп - тпл); х - па-
раметр, представляющий собой произведение 2cot.
Время тпл, в течение которого имеет место ударно-волновое
воздействие импульсом плазмы на жидкофазный материал
оплавленного покрытия, определяется из соотношения [159]
__ ГТ1 А ТС
“'1 ’ " ж’
(8.36)
где qmL - максимальная поглощаемая покрытием плотность те-
пловой мощности на оси плазменного потока в его сечении на
297
дистанции обработки покрытия L. Рекомендации по определе-
нию qmL рассмотрены в параграфе 8.1 (уравнение (8.5)); Г1Л -
температура плавления материала покрытия; X и % - средние ко-
эффициенты тепло- и температуропроводности материала по-
крытия в изменяющемся диапазоне температур.
Величину к в уравнении (8.35) находим из выражения
к =
Ж i-ГМ
Vrao L U )
(8.37)
где (7ПЛ - пороговое значение зарядного напряжения батареи
конденсаторов установки КСПУ, при котором начинается плав-
ление материала покрытия на данной дистанции импульсно-
плазменной обработки.
Интеграл (8.35) не выражается через элементарные функции.
Поэтому целесообразно упростить его, разлагая экспоненту в ряд.
В результате, используя таблицу интегралов источника [160],
получаем уравнение
h = -
(-/1+/2+/3),
(8.38)
где /1? /2,13 - выражения, зависящие от со, тимп, U и (7ПЛ.
Система уравнений (8.22) - (8.38) представляет собой мате-
матическое описание процессов ударно-волнового воздействия
импульсом плазменной струи на газотермическое покрытие
и позволяет прогнозировать понижение уровня (уплотнение) об-
работанного слоя покрытия. Базируясь на математическом опи-
сании, выполнен численный расчет понижения уровня h поверх-
ностных слоев образцов газотермических покрытий из компози-
ционных материалов NiCr-MoS2 (CaF2)-TiC. Расчет осуществлен
при следующих условиях импульсно-плазменной обработки:
дистанция воздействия импульсом L изменялась и принимала
значения 0,08, 0,09 и 0,10 м; для указанных дистанций порого-
вые значения зарядного напряжения (7ПЛ соответственно состав-
ляли 4,0, 4,2 и 4,4 кВ; напряжение U накопителя второй ступени
ускорителя импульсной установки находилось на уровне 4,5 кВ;
298
длительность импульса тимп = 400 мкс; количество импульсов
п = 1; температуру плавления материалов покрытий принимали
равной 2300 К; плотность оплавленных материалов покрытий
Р = 6,7 • 103 кг/м3; средние коэффициенты тепло- и температуро-
проводности X и % материалов покрытий NiCr - MoS2 (CaF2) -
TiC принимали с использованием справочных данных [17, 150,
156, 157] для отдельных фаз, составляющих композиции. Ре-
зультаты расчета понижения уровня (уплотнения) поверхност-
ных слоев покрытий после импульсно-плазменной обработки
представлены в табл. 8.1.
Таблица 8.1. Результаты расчета понижения уровня обработанных слоев
Обрабатываемое покрытие Дистанция импульсно- плазменной обработки L, м Понижение уровня обработан- ных слоев h, мкм
Ni80Cr20 + 12,5% 0,08 0,09 0,10 6,2 7,5 8,7
MoS2(CaF2) + 55%TiC
В таблице приведены расчетные данные, полученные при
наиболее характерных дистанциях импульсно-плазменной об-
работки покрытий типа связующее - твердая смазка - карбид-
ная фаза. Приведенные данные понижения уровня обработан-
ных слоев служат для прогнозирования упрочнения покрытий
путем уплотнения, упругопластической деформации и наклепа,
активизации диффузионного упрочнения границ основных фаз
нанесенных материалов. При этом важным параметром уплотне-
ния является относительная деформация h/z^. Толщину оплав-
ленного слоя znjl, подвергающегося ударно-волновому воздей-
ствию с уплотнением, определяют с учетом динамики темпера-
турного поля обрабатываемого газотермического покрытия. Это
рассмотрено при моделировании процессов теплового воздей-
ствия импульсом плазменной струи.
Что касается активизации диффузионного упрочнения гра-
ниц основных фаз нанесенных материалов, то влияние параме-
тра hlz^ реализуется через скорость упругопластической дефор-
мации \|/:
299
(8.39)
т
имп
Возрастание коэффициентов диффузии при скоростной упру-
гопластической деформации (\|/ > 20 с-1) объясняется увеличением
средней концентрации вакансий в материале, которая превыша-
ет равновесную [161]. Результаты исследования [162] показыва-
ют, что при скоростной пластической деформации кристалличе-
ских тел скорость миграции атомов в них превышает скорость
диффузионного переноса элементов в жидком металле. В случае
ударно-волнового воздействия импульсом плазменной струи на
оплавленный, легко деформируемый материал возрастание ско-
рости диффузионного переноса еще более существенно.
Рассмотренный механизм процессов подтверждается также
результатами исследований [163], в соответствии с которыми
при любой импульсной обработке поверхности изделия коэффи-
циент массопереноса повышается и мало зависит от размера зер-
на. С увеличением количества импульсов коэффициент массо-
переноса монотонно снижается. Из полученных результатов
наибольший интерес представляет установленная эффектив-
ность увеличения массопереноса при одновременном воздей-
ствии на поверхность изделия разными видами импульсной об-
работки.
С учетом значимости параметра скорости деформации \|/
данные его расчета представлены в табл. 8.2. Расчетные величи-
ны \|/ для различных дистанций импульсно-плазменной обра-
ботки получены с использованием данных табл. 8.1.
Величины \|/ в табл. 8.2 рассчитаны по формуле (8.39). При
этом с учетом результатов исследований на рис. 8.3 znjI = 40 мкм.
Таблица 8.2. Результаты расчета скорости деформации
обработанных слоев
Обрабатываемое покрытие Дистанция импульсно- плазменной обработки L, м Скорость деформации \|/, с 1
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(CaF2) + 55%TiC 0,08 0,09 0,10 387 469 544
300
Согласно табл. 8.2, скорость упругопластической деформации
слоев композиционных материалов после ударно-волновых воз-
действий импульсами плазменной струи на порядок и более
превышает пороговое значение 20 с-1, при котором имеют место
возрастание коэффициентов диффузии и упрочнение границ
основных фаз обрабатываемых газотермических покрытий.
Необходимо отметить, что рассмотренные в параграфах 8.3
и 8.4 уравнения относятся к процессам ударно-волнового воз-
действия на поверхностный слой покрытия одним импульсом.
При повторных импульсах с последовательным оплавлением
и деформацией нижележащих от поверхности слоев покрытия
основные процессы их уплотнения и радиального течения обра-
батываемого материала при существенном преобладании перво-
го фактора сохраняются. Это объясняется высоким уровнем
давлений ри и />пл3 импульсов плазменной струи. В частности,
как показывают расчеты, давление ударно-сжатой плазмы на
оси струи рпл3 может достигать 40 МПа. При этом оно оказывает
воздействие на поверхностный слой покрытия и нижележащие
от поверхности слои при повторных импульсах. Вместе с тем
эффективное давление на нижележащие слои и их деформация
по мере приближения к подложке постепенно уменьшаются из-
за расходования энергии давления импульса плазмы на преодо-
ление сопротивления и деформацию вышележащих слоев, сфор-
мировавшихся на предыдущих импульсах.
Суммарное уплотнение покрытия от повторных импульсов
с достаточной для практики точностью определяется из соотно-
шения
А0=^/г/?, (8.40)
где п - суммарное количество импульсно-плазменных воздей-
ствий на покрытие.
Таким образом, система уравнений (8.22)-(8.40) позволяет
рассчитать и прогнозировать деформацию (уплотнение) газо-
термического покрытия и перспективы развития связанного с ней
диффузионного переноса при импульсно-плазменной обработке
нанесенного материала. Прогнозирование уплотнения и диффу-
301
зии как составляющих механизма упрочнения покрытия при
ударно-волновом воздействии импульсом актуально для опти-
мизации технологических параметров импульсно-плазменной
обработки. При оптимизации дистанции обработки расчетные
значения уплотнения h не должны превышать 20-25% толщины
оплавленного слоя zonjI. В противном случае возможно суще-
ственное ухудшение геометрии поверхности покрытия, что
усложняет его заключительную механическую обработку (об
этом свидетельствуют результаты экспериментов). При оптими-
зации дистанции и количества воздействий расчетная величина
h от единичных импульсов и суммарное уплотнение покрытия
Ло от повторных импульсов должны обеспечивать минималь-
ный и достаточный припуск на механическую обработку.
Экспериментальная проверка адекватности моделей, пред-
ставленных в параграфе 8.4, выполненная с учетом металлогра-
фического анализа образцов, свидетельствует о том, что расчет-
ные данные по предлагаемому математическому описанию от-
личаются от экспериментальных не более чем на 14,7-16,3%.
8.5. Моделирование формирования покрытия
при обработке напыленного материала импульсами
лазерного луча, полученными в режиме
свободной генерации
Моделирование рассмотрим на примере нанесения плазмен-
ных композиционных покрытий из плакированных СВС-по-
рошков (Ni80Cr20/FeCr30Mo3 + Мо82/графит + TiC) Ni. Обра-
ботку импульсами лазерного луча осуществляли в среде азота.
Касаясь теоретических предпосылок расчета znjI, необходи-
мо отметить следующее. В источнике [164] представлено упро-
щенное решение обратной задачи теплопроводности для нагрева
излучением полубесконечного тела в одномерной модели с по-
стоянными теплофизическими параметрами без учета теплоты
фазовых переходов при условии линейного роста температуры
поверхности до достижения требуемого значения 7() в момент
времени tQ и сохранения температуры поверхности постоянной
302
Т(0, t) = TQ при t > tQ. Для потока тепла q(t) через поверхность z =
О в данном случае получено выражение
?(0=
/ол/аЛ
О’
(8.41)
О’
где X, а - коэффициенты теплопроводности и температуропро-
водности облучаемого материала покрытия.
Температурное поле в образце в данном случае можно запи-
сать в виде известного решения задачи о полубесконечном теле
с постоянной температурой на поверхности в течение всего им-
пульса T(z = 0) = TQ [165]:
T(z, t) = Toerfc
(8.42)
С учетом экспериментальных данных (рис. 8.6) форму им-
пульсов излучения с достаточной степенью точности можно ап-
проксимировать ступенькой. При этом решение задачи тепло-
проводности также известно [165]:
T(z,t) =
2q0\[at. ( z '
—-------lerfc —
A \2\Jat J
(8.43)
где qQ - плотность теплового
потока.
Учитывая, что в интерва-
ле изменения аргумента от 0
до 1/2 функция ierfc(x) отли-
чается от линейной не более
чем на 10% от максимального
значения, а функция crfc(x) -
не более чем на 4%, для прак-
тики можно заменить их на
соответствующие линейные
зависимости. Уравнения пря-
Рис. 8.6. Экспериментальная форма им-
пульса излучения
303
мых, проходящих через точки [7(0, /); 0] и [T(sfat, /);Va7], для
соотношений (8.42) и (8.43) запишутся соответственно:
7(v)=r0
(8.44)
7(z,z)=l,13^^fl-^^-l (8.45)
X I у/at J
Из выражений (8.44) и (8.45) несложно определить толщину
оплавленного слоя с заданной температурой от единичного им-
пульсного воздействия (znjI). Например, задается интервал тем-
ператур оплавления с нижней границей Th к концу действия им-
пульса излучения t = tp. Тогда получают зависимости
*плМ
О,527о

Т -Т I------
z =—-------— ./а? .
0,6570 * р
(8.46)
(8-47)
Здесь зависимость (8.46) соответствует выражению (8.44),
а зависимость (8.47) - выражению (8.45). Величину 7() находят
из соотношения
° X
(8.48)
Параметр 7() представляет собой температуру на поверхно-
сти покрытия к концу действия импульса и является аналогом
70 в уравнении (8.44).
Как отмечалось, важной составляющей рассматриваемой
технологии является среда азота, в которой осуществляется ла-
зерная обработка. При этом развиваются процессы абсорбции
газа расплавом участка, на который воздействует импульс ла-
зерного луча. В структуре покрытий образуются сложные ни-
тридные соединения, повышающие твердость и износостой-
кость нанесенных материалов. Значимость процессов абсорбции
304
для формирования износостойкой структуры покажем с помо-
щью их математического описания.
Газы растворяются в металле в атомарном состоянии, и ско-
рость абсорбции многоатомных газов из атмосферы зависит от
степени диссоциации молекул, которая происходит как на на-
гретой металлической поверхности, так и непосредственно в объе-
ме газа. Таким образом, физическая модель абсорбции газов
строится с учетом следующих положений:
газы растворяются в металле только в атомарном состоянии;
каждый атом газа после столкновения с поверхностью ме-
талла проникает в объем;
недиссоциированные молекулы диффузионно отражаются
от поверхности металла;
интенсивность десорбции газа из металла зависит от темпе-
ратуры поверхности и концентрации на ней атомов растворен-
ного газа;
конвективное переме-
шивание металла отсутст-
вует, атомы газа в металле
перемещаются по диффу-
зионному механизму.
Схема пространствен-
ной структуры задачи мас-
сопереноса и выбранная
система координат пред-
ставлены на рис. 8.7.
С учетом упомянутых
положений математиче-
ское описание процессов
абсорбции газов строится
следующим образом. В от-
сутствие конвективного пе-
ремешивания и при усло-
ХА
Гидродинамическая область
СО “-----------------—---------------
р Т V
л Ой J 'скН V
Слой Кнудсена
Рис. 8.7. Схема пространственной структу-
ры газового потока при его взаимодей-
ствии с металлом
вии, что радиус кривизны
металлической поверхно-
сти значительно больше
305
длины свободного пробега частиц в газе допустима одномерная
постановка задачи. Тогда распределение примеси в металле по
диффузионному механизму описывается уравнением
— = — [ D(T)—1, (8.49)
dt Sxv йх)
где С - концентрация элементов примеси, равная С(х, 0; D - ко-
эффициент диффузии; Т - температура металла (обрабатывае-
мого лазерным излучением покрытия), равная Т(х, t); х - про-
странственная координата, направленная в газовую фазу от ме-
талла; t - время.
Начальные (t = 0) и граничные (х = 0, х = - оо) условия для
уравнения (8.49) имеют следующий вид:
С(х,О) = Со, С(-со,0 = С0,
-D(T)dC/8x\x=0 = j, D(T)dC/8x\x=_^ = 0. (8,50)
Содержание газа в металле [G], мас.%, связано с его концен-
трацией С из соотношения
[G] = (C/p)-100%, (8.51)
где р - удельная плотность металла.
Зависимость коэффициента диффузии газов в жидком ме-
талле от температуры описывается уравнением
D = Do exp(-TD / Т) . (8.52)
Значения констант Z)o и TD, предлагаемые различными авто-
рами, приведены в работе [166].
Плотность общего массового потока газа в расплав у, вклю-
ченная в качестве граничного условия для диффузионного урав-
нения (8.49), связана с функцией распределения молекул (ато-
мов) газа по скоростям:
j = -[mvxfdv, (8.53)
где v - вектор скорости атомов газа с компонентами vx, vy, vz;
m - масса атома газа; f- функция распределения атомов газа по
скоростям.
306
Функция распределения /(х, у) определяется из решения га-
зокинетического уравнения для прилегающего к поверхности
металла слоя Кнудсена. Метод решения, изложенный в [167,
168], основывается на бимодальной аппроксимации /(х, у) сум-
мой произведений неизвестных коэффициентов от (х), являю-
щихся функцией пространственной координаты х и зависящих
от скорости полупространственных максвеллианов f* (v).
Входящие в функцию распределения неизвестные коэффи-
циенты а* (х) могут быть определены подстановкой характери-
стик Ql = т, mv, mv2/2 (масса, импульс и энергия) в газокинети-
ческое уравнение
JC£v^v = A(eL). (8.54)
Для характеристик т, mv, mv2H вследствие законов сохранения
массы, момента импульса и энергии интеграл столкновений
ДССУ = 0. В результате искомый поток газа в металл находим
следующим образом:
j = -Jmvjdv ~ —тпх(2кТх/m)l,2Sx , (8.55)
где - плотность атомов газа в слое Кнудсена (определяется
совместным решением уравнения Клайперона - Клаузиуса и урав-
нения состояния идеального газа, произведение тпа также мо-
жет быть принято по справочным данным); постоянная Боль-
цмана; Tf - температура согласно обозначениям на рис. 8.7; Sf -
средняя скорость атомов газа в направлении, нормальном к по-
верхности жидкофазной частицы (определяется через функцию f).
Температура и давление газовой фазы на границе слоя Кнуд-
сена (нижний индекс оо) и в области гидродинамического тече-
ния газа (нижний индекс g), согласно [169], связаны следующи-
ми зависимостями:
Tg/T„=(Pg/PJ™
р /р =
g °о
1+1(у-1ж
2у/(у-1)
, (8.56)
где Tg и Pg - температура и давление окружающего газа; -
число Маха, равное (2/ у)172^ ; у - удельный тепловой коэффи-
307
циент как соотношение между изобарической и изохорической
теплоемкостями газа, равный ср / (у = 1,4).
Система уравнений (8.49)-(8.56) представляет собой матема-
тическое описание процессов абсорбции газа расплавом участка
покрытия, на который воздействует импульс лазерного луча.
При этом влиянием испарения расплава можно пренебречь из-за
кратковременности импульса (до 4 мс) и значительной темпера-
туры кипения карбида титана (порядка 4600 К) как основного
компонента обрабатываемого покрытия.
Алгоритм решения уравнений массопереноса построен из
функционально независимых модулей. Для решения уравнения
диффузии применяли метод конечных разностей с использова-
нием схемы Кранка-Николсона с перестраиваемым шагом по
пространственной и временной координатам [170]. На рис. 8.8
в качестве примера приведены расчетные данные и теоретиче-
ские зависимости, полученные для абсорбции азота железом
в составе покрытий (FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC) Ni
и (FeCr30 + 10% графита + 70% TiC) В.
Согласно рис. 8.8, за один импульс воздействия лазерным
излучением длительностью 4 мс в атмосферном давлении азот-
ной струи происходит заметное насыщение газом железа обра-
Рис. 8.8. Содержание азота в железе на глубине 10 мкм как функция времени
в зависимости от давления газа при температуре 2000 К
308
батываемого композиционного покрытия (содержание N2 при-
ближается к 0,2%). Необходимо отметить, что в реальных усло-
виях насыщение затрудняется плакирующими пленками Ni и В
порошков в структуре напыленных композиций. Вместе с тем
оно возрастает при температуре в пятне обработки более 2000 К
(об этом свидетельствуют экспериментальные данные [171]).
Таким образом, результаты теоретических исследований на
рис. 8.8 вполне адекватно подтверждают значимость предлагае-
мой обработки в струе азота, его абсорбции для получения
сложных соединений типа MeB/MeN, повышающих твердость
и износостойкость формируемых покрытий.
8.6. Математическое описание процессов нагрева
газотермического покрытия при его шлифовании
Как отмечалось в параграфе 3.5, оптимизацию режимов шли-
фования конкретизируют для черновой и чистовой обработок.
В первом случае предпочтение следует отдавать режимам, обе-
спечивающим производительность шлифования, которая во
многом обусловлена нагревом и разупрочнением обрабатывае-
мой поверхности покрытия, что, в свою очередь, зависит от
скорости шлифования. Учитывая значимость зависимости на-
грева от скорости шлифования, рассмотрим ее определение
с помощью математического описания изменения температуры
при взаимодействии шлифовального круга с обрабатываемым
покрытием.
При соприкосновении абразивного круга с обрабатываемым
материалом первое зерно, снимая стружку, устанавливает опре-
деленное температурное поле в обрабатываемом материале. При
перемещении детали в работу вступает следующее зерно, кото-
рое, срезая стружку и производя работу, изменяет температур-
ное поле, установленное первым зерном. Каждое последующее
зерно, срезая стружку, также изменяет температурное поле,
установленное предыдущими зернами, и это продолжается до
образования полной дуги контакта абразивного круга с обраба-
тываемой деталью. После этого температурное поле в детали
309
стабилизируется и дальнейшее перемещение детали вызывает
его перемещение в направлении продольной подачи [172].
Таким образом, образование среднеинтегральной темпера-
туры контакта происходит при наложении отдельных тепловых
импульсов в процессе формирования полного контакта шлифо-
вального круга с деталью. Воздействие каждого последующего
абразивного зерна, т. е. теплового импульса в рассматриваемой
точке в нормальном сечении обрабатываемой детали, в течение
всего времени образования полной дуги контакта непрерывно
меняется. Это вызвано тем, что при перемещении обрабатывае-
мой детали в направлении продольной подачи изменяется время
нахождения в контакте каждого последующего зерна и сечения
срезаемых слоев, снимаемых различными зернами. К этому
нужно добавить еще и то, что фактическое расстояние между
абразивными зернами и площадками износа различно и меняет-
ся в широких пределах. Поэтому, согласно принципу элементар-
ной суперпозиции, алгебраическое суммирование этих тепло-
вых источников является недопустимым.
С определенной погрешностью допускается, что возникающий
в зоне контакта сложный источник тепла можно заменить одним
эквивалентным источником, действие которого вызывает образо-
вание в обрабатываемом материале аналогичного температурного
поля. При этом допущенный процесс образования тепла при шли-
фовании можно рассматривать как нагрев полуограниченного тела
при граничных условиях первого рода. В этом случае, зная темпе-
ратуру любой точки поверхностного слоя обрабатываемой детали,
по результатам экспериментального исследования можно аналити-
чески рассчитать среднеинтегральную температуру в любой точке
контакта абразивного круга и детали. Для этого решается диффе-
ренциальное уравнение теплопроводности:
аг_ а’Щт)
<8'57)
с характеризующими процесс шлифования граничными усло-
виями
310
т /т = О = 7’о, T/Z = O = rK, TJl = <x> = T0,
д и' К. ' к и
(8.58)
где т - время действия теплового источника; а - температуро-
проводность обрабатываемого материала; I - расстояние от по-
верхности, т. е. от места действия теплового источника, до рас-
сматриваемой точки; Тд - температура детали в рассматривае-
мой точке; Г() - начальная температура детали до действия на
нее теплового источника (одинаковая во всем объеме); Тк - тем-
пература контакта круга и детали, т. е. среднеинтегральная тем-
пература контакта.
Значение Тк определяют из уравнения
1-®;
(8.59)
где О - относительная избыточная температура (параметр тем-
пературы), представляющая собой относительную температуру
в данной точке в данный момент времени к начальной темпера-
туре детали.
Касаясь О, необходимо отметить, что аналитически она яв-
ляется функцией критерия Фурье и определяется из выражения
® = /т/
(8.60)

где Foz-число (критерий) Фурье для координаты /.
Параметр температуры представляет собой безразмерную
переменную, величина которой изменяется от О = 0 при Fo, = оо
до О = 1 при Fo, = 0.
Число Фурье для координаты I зависит от температуропро-
водности обрабатываемого материал и времени действия тепло-
вого источника
(8.61)
В каждом конкретном случае критерий Фурье имеет опреде-
ленный физический смысл. Очевидно, что в данном случае, т. е.
при фиксированных значениях I и а. величина Fo, изменяется
311
пропорционально т и является безразмерной формой текущего
времени.
Известно, что материальная зависимость между относитель-
ной избыточной температурой ® и числом Фурье выражается
в следующем виде:
(8.62)
Подставив значение ® в уравнение (8.59), получаем
(8.63)
Значение параметра и определяют по формуле
(8.64)
Величина т из формулы (8.64) трудно определяется как тео-
ретически, так и экспериментально. Поэтому, зная, что нагрев
любой точки в глубь обрабатываемой детали осуществляется
одним и тем же источником тепла в течение одного и того же
времени, определив температуры Тд1 и Тд2 в двух точках и /2,
можно получить уравнение
1-®! 1-®2
Математическое решение уравнения (8.65) для различных т
производится на ПЭВМ. При этом алгоритм составлен по сле-
дующей схеме: т принимает значения от 0 до 2 с (больше
2 с практически не ожидается) с шагом 0,002 с. Рассчитывают
величины левой и правой частей выражения (8.65); находят раз-
ность между ними для каждых значений Т| и т2, при которых
312
получают минимальные значения разностей, что является реше-
нием данного уравнения; среднее значение между левой и пра-
вой частями представляет собой Тк - среднеинтегральную тем-
пературу контакта. В этом случае точность определения времени
действия теплового источника т, а следовательно, среднеинте-
гральной температуры контакта Тк, зависит от степени соответ-
ствия расстояний и /2 температурам Тц1 и Тд2, что в первую
очередь зависит от применяемого экспериментального метода
их определения.
На рис. 8.9 представлена зависимость среднеинтегральной
температуры от скорости при плоском шлифовании покрытия
БеСгЗОМоЗ + 7% графита + 70% TiC алмазным шлифовальным
кругом.
Как видно из рис. 8.9, среднеинтегральная температура для
кругов из электрокорунда и карбида кремния примерно на 250-
300 К выше, чем для алмазных кругов, что объясняется уни-
кальными фрикционными свойствами алмаза.
Методика выбора скорости шлифования с использованием
зависимостей на рис. 8.9 для обеспечения оптимальной произво-
дительности, стойкости абразивных инструментов и качества
обработанной поверхности заключается в следующем:
Рис. 8.9. Зависимость среднеинтегральной температуры от скорости шлифо-
вания при обработке покрытия БеСгЗОМоЗ + 7% графита + 70% TiC кругами:
1 - алмазным; 2 - из электрокорунда; 3 - из карбида кремния
313
на операциях черновой и получистовой обработки назнача-
ют такую скорость шлифования, при которой естественный по-
догрев снимаемого слоя достигает максимальных значений, что
повышает производительность обработки;
на операциях чистовой обработки назначают такую скорость
шлифования, при которой естественный подогрев снимаемого
слоя не приводит к фазовым превращениям, чем достигается за-
данное качество поверхностного слоя.
Глава 9
ИССЛЕДОВАНИЯ ДЛЯ СОЗДАНИЯ БАЗЫ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ
ДЛЯ РАСЧЕТНЫХ МОДЕЛЕЙ
9.1. Анализ современных методик
экспериментального исследования процессов формирования
газотермических покрытий
В предыдущих главах приводились расчетные данные и тео-
ретические зависимости, построенные по уравнениям моделей
с подстановкой в них требуемых экспериментальных значений.
Эти зависимости представляют интерес для оптимизации тех-
нологии нанесения газотермических покрытий и сопоставления
теоретических и экспериментальных данных о достигаемых по-
казателях наносимых материалов для анализа адекватности ма-
тематических описаний. Вместе с тем такой подход требует соз-
дания базы экспериментальных данных для расчетных моделей
с использованием современных методик замеров и наблюдений.
Как правило, выделяют три зоны контроля параметров напыле-
ния: генерация струи; нагрев и ускорение частиц распыляемого
порошка; формирование покрытия. Должное внимание уделяет-
ся разработке средств контроля температуры и скорости неза-
груженной струи.
Для измерения параметров частиц в плазменной струе наи-
более широко применяются высокоскоростная пирометрия
(двухцветовая пирометрия), лазерно-доплеровская анемометрия
(ЛДА) и метод видеосканирования в режиме реального времени
[81, 173-176]. Особенностью высокоскоростной пирометрии яв-
ляется обеспечение очень малого промежутка времени отсчета
сигналов от пирометрического датчика (частотой до 25 кГц), что
позволяет использовать этот метод для измерения температуры
частиц [177], их скорости в плазменной струе [178], а также для
мониторинга динамики расплющивания частиц на подложке
[179] и температуры поверхности покрытия [173]. ЛДА метод
315
в основном применяется для измерения скорости, размеров ча-
стиц и их распределения в плазменной струе [179,180]. Наиболее
эффективно использование этого метода с прямым спектраль-
ным анализом [174, 181], что дает возможность упростить изме-
рительную аппаратуру, и, кроме того, такие анемометры могут
работать в широком диапазоне интенсивностей световых сигна-
лов. Разновидностью ЛДА является так называемый «времяпро-
летный метод» [174, 182], который успешно применяется для из-
мерения скорости частиц малого диаметра (~3 мкм), когда клас-
сическая ЛДА не обеспечивает требуемой точности из-за малой
амплитуды отраженного лазерного излучения. Недостатком
«времяпролетного метода» является низкая скорость поступаю-
щей информации, которая ограничивается количеством частиц,
пересекающих две контрольные точки (лазерные лучи, располо-
женные на расстоянии 400-500 мкм друг от друга) [183].
Наглядностью и относительной простотой отличается виде-
осканирование в реальном режиме времени [174, 183]. При этом
возможно определение скорости, температуры частиц, их фор-
мы и массового потока напыляемого материала в плазменной
струе. Для обеспечения режима измерения в реальном времени
высокие требования предъявляются к стробоскопической видео-
камере, которая для повышения четкости изображения осна-
щается внешним пульсирующим лазерным источником [174].
Видеосканирование особенно перспективно для контроля про-
цесса напыления в вакууме, где наряду с измерениями обеспе-
чивается визуализация протекающих процессов [184]. Излучение
от измеряемого объекта обрабатывается активной полупрово-
дниковой матрицей (Charge Coupled Digital), которая в послед-
ние годы находит самое широкое применение в устройствах для
измерения параметров загруженной плазменной струи. В част-
ности, применение CCD-камеры позволяет (наряду с количе-
ственными измерениями) визуализирование на экране монитора
плазменной струи или отдельной частицы, ее размера и формы
[185].
Для визуализации температурных полей на поверхности по-
крытия используется метод инфракрасной термографии [186]
316
(одна из разновидностей видеосканирования), который позволя-
ет получать распределение температуры на поверхности покры-
тия с частотой отсчетов до 30 кГц. Можно получать разрешение
по температуре до 4096 уровней (12 бит). Информация в цифро-
вом виде записывается на жесткий диск управляющего компью-
тера с разрешением 2045x128 пикселов и может последовательно
вызываться и анализироваться. Пример получаемого на экране
компьютера изображения температурного поля подложки с по-
крытием представлен на рис. 9.1 [187]. Как показано в работе
[188], с помощью инфракрасной термографии можно идентифи-
цировать и некоторые дефекты на поверхности покрытий (ино-
родные включения, поры и трещины относительно больших
размеров).
В последние годы создана более простая и эффективная си-
стема для контроля температуры, скорости и диаметра частиц
порошка в плазменной струе, основанная на измерении интен-
Рис. 9.1. Тепловая картина и распределение температуры в сечении подложки,
полученная методом термографии
317
Рис. 9.2. Схема измерения ин-
тенсивности излучения с помо-
щью двухщелевого оптического
датчика
сивности излучения частиц мето-
дом двухцветовой (двухволновой)
пирометрии (In-flight Pyrometry)
[173, 189]. Сигнал от двухщелевого
датчика с помощью оптических во-
локон после прохождения делителя
и фильтров подается на два фото-
диода. Когда частица пролетает зо-
ну измерений, она возбуждает двух-
пиковый сигнал в фотодиодах на
каждой из длин волн. Скорость ча-
стиц вычисляется по времени про-
лета активного объема (расстояние
между импульсами, рис. 9.2), тем-
пература частиц - по интенсивности излучения на двух длинах
волн, а диаметр частиц - по величине абсолютной интенсивно-
сти излучения на одной длине волны. Этот метод практически
реализован в приборе DPV2000 [173], который измеряет интен-
сивность излучения частиц на длинах волн 787 ± 25 и 995 ± 25 нм.
Диапазон измеряемых температур - 1570-4270 К, скоростей ча-
стиц - 10-1200 м/с, диаметр частиц - 10-300 мкм. Применение
нового датчика с двумя окончаниями оптических волокон по-
зволило повысить точность измерения температуры и скорости
индивидуальных частиц и независимость результатов измере-
ния от массового расхода порошка.
Вариантом рассмотренной системы является прибор IPP2000,
который измеряет с помощью CCD-камеры суммарную интен-
сивность излучения от частиц (двухцветовая пирометрия), дви-
жущихся в плазменной струе. Камера дает информацию о сред-
ней температуре потока частиц [186]. С помощью такого метода
можно получить наглядную картину соударения одиночных ча-
стиц порошка с подложкой при одновременном замере динами-
ки изменения их скорости и температуры [189].
Одной из проблем экспериментального исследования процес-
са плазменного напыления покрытий является измерение гради-
ентов температур в покрытии и подложке, а также возникающих
318
при этом остаточных напряжений. Для непрерывного контроля
температуры поверхности покрытия, как было отмечено выше,
успешно применяется метод высокоскоростной пирометрии
и CCD-камеры. Что касается температурного профиля по толщине
покрытия и подложки, то в настоящее время применяется тради-
ционный метод измерения с помощью зачеканенных или прива-
ренных термопар [18], который может давать информацию об из-
менении температуры в интерфейсном слое и подложке. Еще
большие трудности возникают при изучении распределения тем-
пературы по толщине покрытий микронных сечений. Одним из
возможных путей решения этой проблемы является применение
микротермопар [190] (Ш 25 мкм), которые запыливаются во вто-
ром или в третьем слое покрытия. Однако при непрерывном на-
пылении можно измерять температуру только в определенной
точке на первоначальной глубине размещения спая термопары.
Для измерения остаточных напряжений в системе покрытие-
подложка применяется рентгенографическая методика, позво-
ляющая изучать напряженное состояние на поверхности покры-
тия [191] или при послойном стравливании - по толщине нане-
сенного материала и подложки (возникающие при стравливании
деформации можно замерять также с помощью тензорезистив-
ных датчиков [18]). Методика сверления отверстий в подложке
обеспечивает релаксацию остаточных напряжений и их измере-
ние по возникающим деформациям [192]. Упомянутые методы
позволяют проводить измерение остаточных напряжений после
напыления покрытий.
Достаточно высокую точность обеспечивают отработанные
в различных отраслях техники рентгенографические исследова-
ния, особенно при измерении напряжений на поверхности по-
крытий. Сравнительно простыми в практической реализации
являются замеры, базирующиеся на сверлении отверстий. Одна-
ко результаты замеров дают усредненную информацию о напря-
жениях в покрытии или на определенной глубине подложки.
Кроме того, перед проведением исследований требуется предва-
рительная калибровка наклеенных на специальный образец тен-
зорезистивных датчиков [192].
319
Для решения проблемы достоверности результатов измере-
ний часто применяются комбинированные методы (например,
сочетание рентгенографического и тензорезистивного [193]).
Для измерения деформаций, возникающих в определенной точ-
ке покрытия в процессе напыления, аналогично микротермопа-
рам [190] применяются тензорезистивные датчики микронных
размеров, которые закрепляются на поверхности подложки или
запыляются в определенный слой покрытия. Деформации и на-
пряжения непосредственно в процессе нанесения и остывания
покрытия контролируют путем измерения изгиба тонких пла-
стин с покрытием (используется лазерная методика) с последую-
щим расчетом необходимых характеристик с помощью теории
многослойных пластин [194].
Важной характеристикой газотермического напыления яв-
ляется толщина покрытий. Ее можно контролировать косвенно
с учетом режимов напыления (расход порошка, время напыле-
ния и др.). Однако точное измерение толщины чаще всего осу-
ществляется после нанесения покрытия с помощью микроме-
тров, токовихревых и индукционных приборов [195]. Измерение
толщины покрытия в процессе напыления (on-line контроль)
можно выполнять оптическими методами, которые основыва-
ются на контроле текущей позиции лазерной точки на поверх-
ности покрытия с помощью высокоточных оптических дат-
чиков. Одна из погрешностей этого метода - зависимость
положения точки не только от толщины покрытия, но и от ко-
эффициентов термического расширения материалов. В этом
отношении более перспективна лазерно-ультразвуковая техни-
ка. Принцип измерения толщины основан на возбуждении
импульсным лазером ультразвуковой волны в покрытии. С по-
мощью другого лазерного импульса большей длительности
контролируется распространение ультразвуковой волны в по-
крытии, что позволяет рассчитывать толщину и упругие ха-
рактеристики покрытия.
Применение лазерно-ультразвуковой техники позволяет так-
же определять дефекты покрытия (поры, трещины, отслоения)
[173]. Контроль дефектов возможен и с помощью термоволновой
320
аппаратуры [186]. Распространение тепла в материале зависит
от ламельной структуры покрытия, содержания пор, качества
интерфейсной зоны. Анализируя термические свойства покры-
тия (например, теплопроводность), судят о содержании дефек-
тов и прочности сцепления нанесенного материала с подложкой.
При проведении экспериментов необходимы импульсный ис-
точник для нагрева покрытия и инфракрасный детектор для на-
блюдения за движением температурного фронта. Этот метод ха-
рактеризуется как достаточно простой и дешевый. Вместе с тем
на результаты измерений могут влиять посторонние источники
инфракрасного излучения.
В работах [195, 196] рассмотрены перспективы применения
известной акустической эмиссии для контроля возникновения
и распространения трещин в теплостойких барьерных покрыти-
ях, а также мониторинга взаимодействия отдельных частиц по-
рошка с основой. Обработка путем быстрого преобразования
Фурье спектров сигналов, полученных с помощью установлен-
ных на обратной стороне основы микрофонов, позволила выя-
вить четкие соответствия между фазами взаимодействия частиц
и формой огибающих сигналов, а также выявила шумовые со-
ставляющие, связанные с возможным формированием трещин
и отслоением покрытия. Однако при наличии мощных побоч-
ных шумовых эффектов, особенно от плазменной струи, требу-
ются подбор резонансных характеристик микрофонов и филь-
трация получаемого спектра сигнала.
Обобщенная информация о рассмотренных методиках экс-
периментального исследования процессов формирования газо-
термических покрытий приведена в табл. 9.1 и 9.2.
Как видно из таблиц, наиболее перспективными в настоящее
время являются методики высокоскоростной пирометрии (кон-
троль системы покрытие-подложка), in-flight pyrometry и CCD-
камеры для измерения параметров частиц в плазменной струе.
CCD-камеры находят применение и для совершенствования
других рассмотренных методик измерения. Перспективы при-
менения камер обусловлены тем, что они позволяют визуализи-
ровать результаты.
321
322
Таблица 9.1. Сравнительная характеристика методик экспериментального исследования процессов
формирования газотермических покрытий
Методика Применение Преимущества Недостатки
Высокоскоростная пирометрия 1. Локальный контроль тем- пературы покрытия и под- ложки. 2. Контроль градиентов тем- пературы во времени 1. Бесконтактный метод. 2. Высокая частота измере- ний. 3. Простые методы обработ- ки данных 1. Замер температуры только в локальной точке. 2. Большие потоки данных. 3. Необходимость on-line обработки информации для движущихся объектов
Инфракрасная термография 1. Контроль температурных полей на поверхности по- крытия. 2. Измерение временного градиента температуры. 3. Измерение градиента тем- пературы на поверхности 1. Бесконтактный метод. 2. Простые методы обработ- ки данных 1. Точность измерений зави- сит от частоты видеосиг- нала. 2. Большие потоки данных. 3. Необходимость on-line обработки информации для движущихся объектов
Метод акустической эмиссии 1. Анализ взаимодействия частиц с подложкой. 2. Контроль возникновения трещин и отслоения 1. Возможность цифрового преобразования данных и записи на диск. 2. Комплексная обработка данных 1. Сложная установка датчи- ков. 2. Затруднены замеры вра- щающихся образцов. 3. Высокочувствительное оборудование. 4. Измерения в локальных точках
In-flight pyrometry 1. Одновременное измерение температуры, скорости и диаметра частиц 2. Мониторинг интенсивно- сти излучения от плазмен- ной струи 1. Неразрушающий метод контроля. 2. Возможность применения в производстве. 3. Несложная обработка данных 1. Косвенный контроль пара- метров частиц. 2. Низкий уровень измери- тельного сигнала. 3. Измерения в локальных точках
Лазерно-доплеровская анемометрия (LDA) 1. Измерение скорости частиц. 2. Измерение траектории и плотности распределе- ния частиц 1. Неразрушающий метод контроля. 2. Высокая точность измерений. 3. Комплексная обработка данных 1. Косвенный контроль пара- метров частиц. 2. Высокочувствительное оборудование. 3. Измерения в локальных точках
CCD-камеры 1. Измерение скорости и температуры отдельных частиц. 2. Измерение диаметра и формы частиц 3. Мониторинг интенсивно- сти излучения от плазмен- ной струи 1. Неразрушающий метод контроля. 2. Визуализация замеров. 3. Возможность применения в производстве 1. Точность измерений зави- сит от быстродействия CCD-матрицы и излучаю- щих характеристик изме- ряемых объектов. 2. Большие потоки данных
323
Таблица 9.2. Сравнительная стоимость измерительного оборудования
(1998 г.) [195]
Измерительная система Оценочная стоимость* DM Серийный выпуск
Высокоскоростная пирометрия 50000 Нет
Инфракрасная термография 150000 Да
Акустическая эмиссия 200000 Нет
LDA 200000 Нет
In-flight pyrometry 175000 Да
* Оценочная стоимость включает в себя стоимость датчиков, входящих
в комплект компьютерной техники, и программного обеспечения.
Рассмотренные методики следует дополнить металлографи-
ческими исследованиями, изучением микротвердости покры-
тий, анализом по экспериментальным данным площади проек-
ции затвердевшей частицы на подложку, изучением напряжен-
ного состояния напыленных материалов. Все эти методические
подходы подробно изложены в гл. 3.
Необходимо отметить, что для создания базы эксперимен-
тальных данных для расчетных моделей важной информацией
являются параметры прочности нанесенных материалов (модуль
упругости и коэффициент Пуассона). Этому вопросу уделено
внимание в следующем параграфе.
9.2. Исследование параметров прочности
распыленных композиционных материалов
Конструкция экспериментального образца показана на рис.
9.3. Подготовка поверхности образцов под напыление проводи-
лась проточкой рваной резьбы на токарном станке. Резьба нано-
силась за один проход при скорости 5-7 м/мин. В данном случае
получали резьбу с большим количеством заусенцев, что способ-
ствовало хорошей сцепляемости напыленного слоя и основного
металла. Напыление образцов осуществлялось в воздушной
атмосфере на плазменной установке УПУ-ЗД при оптимизиро-
ванных режимах. При распылении композиционных порошков
с карбидной фазой (TiC) и включениями твердой смазки (гра-
324
Рис. 9.3. Образец для испытания напыленного материала покрытия на растя-
жение: 1 - напыленное покрытие; 2 - резьба (шаг 1,25)
фит) в качестве плазмообразующего газа применялась смесь
Ar + Hz, при распылении самофлюсующихся материалов типа
ПГ-СР - газ N2. Размеры частиц наносимых порошковых мате-
риалов находились в пределах 40-100 мкм.
Напыленные образцы обрабатывали шлифованием с после-
дующим приклеиванием к ним тензодатчиков базовой длиной
10 мм. Применялся клей «циакрин», схема приклеивания пре-
дусматривала размещение двух тензодатчиков вдоль образца
и двух в поперечном направлении. Это обеспечивало возмож-
ность одновременно фиксировать продольную и поперечную де-
формации. Тарировка датчиков и испытания образцов осущест-
влялись на установке Instron 1195 (фирма «Instron Ltd.», Англия).
Продольная деформация замерялась при максимальной нагруз-
ке, равной 2/3 св.
Расчет модуля упругости напыленного материала выполнен
с учетом зависимости
Е^,
FM
(9.1)
где Е - модуль упругости; Р - растягивающая нагрузка на обра-
зец; I - базовая длина образца, на которой фиксируется дефор-
мация (/ = 10 мм); F— площадь поперечного сечения напыленно-
го покрытия; А/ - удлинение образца.
Расчет коэффициента Пуассона выполнен с учетом зависи-
мости
325
M'l
глГ
(9-2)
где р. - коэффициент Пуассона; Л/' - поперечная деформация,
уменьшение базового поперечного размера образца по месту
приклеивания датчика; Г - базовый поперечный размер образца
(/'=10 мм).
Поскольку 1 = Г, зависимость (9.2) упрощается:
А/'
ц =—
К Л/
(9-3)
Результаты исследования физико-механических свойств напы-
ленных покрытий (усредненные данные) представлены в табл. 9.3.
Таблица 9.3. Физико-механические свойства напыленных покрытий
Материал покрытия Модуль упругости, Па Коэффициент Пуассона
FeCr30Mo3 + 7%графита/70%Т1С 1,68-Ю11 0,241
РеСгЗОМоЗ + 10%графита/70%Т1С 1,56-Ю11 0,260
ПГ-ХН80С2Р2 (ПГ-СР2) 1,89-Ю11 0,225
ПГ-ХН80С4Р4 (ПГ-СР4) 2,03-Ю11 0,234
Экспериментальные данные таблицы получены при комнат-
ной температуре. Вместе с тем при их использовании в расчетах
по разрабатываемым математическим моделям необходимо учи-
тывать корреляцию между физико-механическими свойствами
Рис. 9.4. Температурная зависимость модуля упругости
326
материалов и изменяющейся при деформации распыляемых ча-
стиц температурой. Для анализе корреляции рекомендуются
данные [197] (рис. 9.4).
Как видно из рисунка, температурная зависимость модуля
упругости для различных материалов покрытий носит в основ-
ном устойчивый характер. Поэтому, коррелируя температуру
покрытий с физико-механическими свойствами, представлен-
ными в табл. 9.3, принимаются градиенты модуля упругости со-
гласно рис. 9.4. Что касается коэффициента Пуассона, то его из-
менение при варьировании температуры не учитывается. Право-
мерность этого допущения также подтверждается данными [197].
9.3. Исследование параметров напряженного состояния
в системе напыленная частица-подложка
Результаты исследований получены путем рентгенострук-
турного анализа напыленных композиций FeCr30Mo3 + 7% гра-
фита + 70% TiC, FeCr30 + 10% графита + 70% TiC с изучением
параметров их тонкой структуры и измерением деформации ре-
шетки основных фаз композиционных материалов (TiC, твердый
раствор на основе железа). Напряжения приводят к однородно-
му, несимметричному изменению межплоскостного расстояния
решетки кристаллитов и, следовательно, смещению дифракци-
онной линии на угол Д0, который определяют из выражения
A0 = -8tg0o, (9.4)
где 0О - дифракционный угол, соответствующий состоянию ма-
териала без напряжений; 8 - деформация решетки.
Обычно измеряют 8 вдоль нескольких направлений, состав-
ляющих различные углы у с нормалью к поверхности образца.
При определении суммы главных напряжений в фазе TiC и твер-
дом растворе на основе Fe используют зависимость [198]
12 7
М \ “о J
где Е - модуль Юнга для TiC и твердого раствора на основе Fe;
ц - коэффициент Пуассона для TiC и твердого раствора; dL-
327
(9-6)
среднее межплоскостное расстояние решетки для напряженного
материала в направлении, перпендикулярном к поверхности об-
разца; d0 - межплоскостное расстояние для ненапряженного
материала.
С учетом уравнения (9.5) и технологии получения образцов
для определения напряженного состояния окончательно принято
Е ^coat ^powd
Ql+Q2=-----------—
Р” ^powd
где <7coat - межплоскостное расстояние решетки в напыленном
композиционном материале; <7powd - межплоскостное расстояние
в исходном композиционном порошке, которое соответствует
карточке JSPDS (32-1383) для TiC и ASTM (6 - 0696) для твердо-
го раствора a-Fe.
Расчет параметров формулы (9.6) выполнен по программам
FOURL1 и MIC2L пакета программ GOR. Результаты исследова-
ний напряженного состояния фаз a-Fe и TiC в напыленных ча-
стицах представлены на рис. 9.5 и в табл. 9.4. Более подробные
результаты приведены в источнике [199].
Согласно рис. 9.5, основные линии a-Fe и TiC по положению
в рентгеновских спектрах отличаются от табличных данных
карточек (6-0696) и (32-1383), характерных для ненапряженного
состояния. При этом сдвиг линий в спектрах неравномерный -
наименее сдвинуты передние и задние. Кроме того, наблюдается
уширение линий a-Fe и TiC. Все это свидетельствует о микро-
деформационном, напряженном состоянии фаз a-Fe и TiC в на-
пыленных частицах.
Анализируя данные табл. 9.4, необходимо отметить, что
в карбидной фазе образуются растягивающие напряжения,
а в твердом растворе - сжимающие. Установлено, что абсолют-
ные величины напряжений в указанных фазах соответственно
370-642 и 299-597 МПа. При этом абсолютная величина на-
пряжений напыленной композиции FeCr30Mo3 + 7% графита +
70%TiC выше в сравнении с композицией FeCr30 + 10% графи-
та + 70% TiC, что объясняется наличием молибдена, который
328
улучшает смачиваемость карбидной фазы связующим раство-
ром на основе железа. Возрастает когезионная прочность ком-
позиции, но вместе с тем возможности релаксации напряжений
в ней снижаются.
СРАВНЕНИЕ СПЕКТРОВ
Рис. 9.5. Сравнительное изображение дифрактограмм исходного порошка
БеСгЗОМоЗ + 7% графита + 70% TiC и напыленной композиции: а - дифрак-
трограммы несовмещенные; б - дифрактограммы совмещенные по оси Y в ну-
левой уровень
329
Таблица 9.4. Напряжения в фазах покрытия
FeCr30Mo3 + 7% графита + 70% TiC
TiC (32-1383)
^ASTM’ Л-STM ^powd’ ^powd hkl ^coat’ ^coat bd/d- 10-3 (oj + o2), МПа
2,499 80 2,488 77,6 1 1 1 2,481 79,8 -2,814
2,1637 100 2,156 100 200 2,151 100 -2,319
1,5302 60 1,526 58,2 220 1,523 67,4 -1,966
1,3047 30 1,301 31Д 3 1 1 1,301 31,3 0,000
1,2492 17 1,247 18,2 222 1,245 19,8 -1,604 642
1,0818 10 1,080 8,2 400 1,079 8,5 -0,926 370
0,9927 13 0,991 14,4 33 1 0,990 12 -1,009
0,9677 25 0,966 26,7 420 0,965 23,2 -1,035
0,8834 25 0,882 22,6 422
0,8327 16 5 1 1
Fe(6-0696)
^ASTM’ ^ASTM ^powd’ ^powd hkl ^coat’ ^coat М/d- IO”3 (oj + o2), МПа
2,0268 100 2,027 34 1 10 2,023 19,7 -1,973
1,4332 20 1,433 2,8 200 1,447 4,3 9,770
1,1702 30 1,172 5,8 2 1 1 1,165 2,8 -5,973
1,0134 10 1,016 1,9 220 1,018 3,6 1,969 -597
0,9064 12 0,906 1,7 3 1 0
0,8275 6 222
Примечание. Графа hkl характеризует направление линий отраже-
ния от плоскостей кристалла (направление линий замеров).
9.4. Исследование термофизических характеристик
материалов газотермических покрытий
К важным свойствам относится коэффициент термического
расширения наносимого материала, от которого зависит распре-
деление остаточных напряжений в системе покрытие-подложка.
Экспериментальное исследование по определению коэффициен-
та для распыляемых самофлюсующихся сплавов на основе ни-
келя проводилось в Белорусском национальном техническом
университете. Согласно принятой методике, использовали диф-
ференциальный кварцевый дилатометр. Экспериментальные об-
330
разцы материалов применялись в виде цилиндрических стерж-
ней диаметром 5 мм и длиной 50 мм. Для уменьшения поверх-
ности контакта с кварцевой трубкой один конец образца (торец)
закруглялся. Перед проведением исследований образцы обезжи-
ривались. Замеры осуществляли на трех образцах одной и той
же марки сплава с усреднением полученных данных. Коэффи-
циенты термического расширения рассчитывались по формуле

(П2 -7^)10 3
(^2 — ti )4
(9.7)

где и и2 - показания оптикатора при температурах соответ-
ственно tx и г2? м; 1Х - длина образца при температуре Г1? м; -
£2) - интервал температур, в котором измеряется значение коэф-
фициента термического расширения; at- среднее значение
коэффициента линейного расширения кварцевого стекла в ин-
тервале температур - £2).
Результаты замеров с определением коэффициента термиче-
ского расширения приведены в табл. 9.5; экспериментальные
данные по другим композиционным материалам с учетом ис-
точника [80] - в табл. 9.6.
Значения коэффициентов, представленные в табл. 9.5 и 9.6,
необходимо учитывать при напылении покрытий на ответствен-
ные детали машин. Для снижения остаточных напряжений
в процессе формирования покрытий и повышения работоспо-
собности таких деталей следует стремиться к тому, чтобы коэф-
фициенты термического расширения материалов покрытий
и деталей были примерно одинаковыми.
Таблица 9.5. Значения коэффициентов термического расширения,
10-6 град'1
Сплав Температура, К
293- 373 293- 473 293- 573 293- 673 293- 773 293- 873 293- 973 293- 1073 293- 1173
ПГ-ХН80СР4 14,2 14,5 14,6 15,0 15,2 15,6 15,7 15,9 16,0
ПГ-ХН80СР2 13,6 13,8 13,8 14,2 14,4 15,0 15,2 15,3 15,6
Кварц 5,1 5,85 6,27 6,35 6,12 6,0 5,71 5,62 5,56
331
Таблица 9.6. Коэффициенты термического расширения, 10 6 град"1
Материал Интервал температур, К
290-370 370-470 470-570 570-610
ПТ-19Н-01* 9,35 13,30 14,30 15,79
ПГ-19М-01** 11,52 15,92 16,75 17,60
ПТ-НА-01 9,36 12,47 13,31 14,97
Сталь 45 11,47 12,87 13,70 14,70
* Композиционный материал, содержащий самофлюсующийся сплав на
основе никеля.
** CuAl сплав на основе меди.
Рис. 9.6. Схема устройства для
измерения теплопроводности
покрытий: 1 - стальной стер-
жень; 2 - покрытие; 3 - подвиж-
ная термопара; 4 - стержень из
алюминиевой бронзы с нанесен-
ным на торец покрытием; 5 -
изолятор; 6 - нагревательная
спираль; 7 - термопары; 8 - слю-
да; 9 - инструментальный ми-
кроскоп
Наряду с коэффициентом тер-
мического расширения существен-
ное влияние на формирование
покрытия оказывает теплопрово-
дность наносимого материала,
которая зависит от его состава
и пористости напыляемых слоев.
В источнике [152] предлагается
определение упомянутого параме-
тра расчетным путем с использова-
нием справочных данных для от-
дельных элементов композицион-
ного материала, формирующего
покрытие. Один из характерных
способов экспериментального изу-
чения теплопроводности заключа-
ется в следующем (рис. 9.6) [33]. На
торец стержня из алюминиевой
бронзы наносят покрытие, поверх-
ность которого притирают к торцу
закаленного стального стержня та-
кого же диаметра. При испытании
стержни устанавливают вертикаль-
но таким образом, чтобы покрытие
на торце стержня из алюминиевой
бронзы упиралось в торец стально-
332
го стержня. На конце стержня из алюминиевой бронзы помеща-
ют нагревательную спираль. Для измерения температуры в раз-
личных местах стержней прикрепляют термопары. В покрытии
устанавливают подвижную термопару, точное положение кон-
такта которой фиксируют измерительным микроскопом. Тепло-
проводность определяют по распределению температуры с уче-
том количества теплоты, протекающей через покрытие в пер-
пендикулярном поверхности основы направлении. При этом
количество теплоты в образцах-стержнях, разделенных покры-
тием, вычисляют по их средней температуре.
Экспериментальные данные, полученные с применением
рассмотренной методики, приведены в табл. 9.7. Материалом по-
крытий толщиной 4,3 мм служила углеродистая сталь, нанесен-
ная газопламенным напылением. Анализ полученных данных
свидетельствует о том, что теплопроводность напыленной стали
составляет лишь несколько десятых долей теплопроводности
стального стержня. Это обусловлено пористостью и повышен-
ным содержанием оксидов в покрытии, затрудняющих распро-
странение теплового потока. Данные о теплопроводности дру-
гих покрытий, нанесенных детонационным напылением, приве-
дены в табл. 9.8 [200].
Экспериментальные данные по теплопроводности материа-
лов покрытий получены также при разработке технологии фор-
мирования плазменных покрытий из самофлюсующихся спла-
вов на основе никеля. Экспериментальная установка для реали-
зации методики Егера-Диссельхорста собрана на базе вакуумной
Таблица 9.7. Теплопроводность покрытий из углеродистой стали,
нанесенных газопламенным напылением
Образец Средняя температура образца, °C Теплопроводность, Вт/(м-град)
Основа - алюминиевая бронза, покрытие толщиной 4,3 мм 80 7,524
Основа - алюминиевая бронза, покрытие толщиной 4,3 мм 170 7,942
Основа - алюминиевая бронза, пропитан- ное маслом покрытие толщиной 4,3 мм 170 8,36
333
Таблица 9.8. Теплопроводность покрытий,
нанесенных детонационным напылением
Покрытие Теплопроводность, Вт/(м-град)
WC + 9%Со 9,196 (20-260 °C)
WC + 13%Со 9,196 (20-260 °C)
WC + 15%Со 9,196 (20-260 °C)
25%WC + 7%Ni + W + Cr3C2 6,688 (260 °C)
85% Cr3C2 + Ni + Cr 7,524 (260 °C)
ai2o3 2,717-2,884
ZrO2 1,003-1,170
ZrSiO4 2,174
TiO2 6,479
Cr2O3 2,592
Соединение редкоземельных
элементов + 50% оксида церия 2,884
электропечи. Результаты получены в диапазоне температур 293-
1223 К в вакууме порядка 6,6 • 10-3 Па.
Образцы изготавливали шлифованием литых заготовок из
исследуемых материалов покрытий с последующей полировкой.
В готовом виде образцы представляли собой цилиндрические
стержни диаметром 6 мм и длиной 95 мм. Края образца на дли-
не 15 мм фиксировались медными коническими сухариками
в медных болванках-холодильниках. Распределение температу-
ры по длине образца определялось пятью хромель-алюмелевыми
термопарами. Корольки термопар зачеканивались медными штиф-
тами в радиальные отверстия, полученные электроэрозионной
обработкой. Глубина отверстий составляла 2 мм, диаметр - 0,6 мм.
Для стабилизации и выравнивания температуры окружаю-
щей среды образец помещали в толстостенный охранный ци-
линдр из малоуглеродистой стали. Пространство между цилин-
дром и образцом заполняли крошкой из толченой слюды. Кроме
того, для выравнивания температур концевых холодильников на
верхнем из них был смонтирован дополнительный нагреватель
из вольфрамовой проволоки. Температуру окружающей среды
(стенок охранного цилиндра) замеряли в четырех точках с по-
мощью термопар.
334
Теплопроводность материала покрытия (самофлюсующегося
сплава) определяли по распределению температуры по длине
образца с учетом количества теплоты Q, протекающей в осевом
направлении цилиндрического стержня от нагревательной спи-
рали. При учете Q теплоемкость сплава рассчитывали по закону
аддитивности Неймана-Коппа. Полученные результаты пред-
ставлены в табл. 9.9.
Таблица 9.9. Теплопроводность самофлюсующихся сплавов
для напыления покрытий, Вт/(м*град
Марка сплава Температура, К
293 373 573 773 973 1223
ПГ-ХН80СР4 11,6 13,0 17,3 23,5 29,2 28,1
12,4 14,1 20,1 26,3 32,4
СИГИ 11,5 12,4 15,7 20,9 25,3 26,3
9,8 11,2 16,1 20,7 23,2
Примечание. Данные в числителе соответствуют нагреву материа-
ла, в знаменателе - охлаждению.
9.5. Экспериментальное исследование параметров
формирования элементов неравновесных
аморфизированных структур
композиционных плазменных покрытий
Изучено влияние химического состава плазмы на формиро-
вание аморфизированных структур покрытий Ni80Cr20 + 12,5%
MoS2(CaF2) + 55% TiC. Использование смеси из одно- и двуха-
томных газов позволяет достичь необходимого для аморфиза-
ции сочетания характеристик плазменной струи - повышенных
теплосодержания, температуры и скорости плазменного потока.
В качестве составляющих смеси целесообразно использовать
водород и аргон как газы с необходимыми свойствами, к кото-
рым относится также способность водорода стимулировать фор-
мирование и стабилизацию аморфизированных фаз за счет его
абсорбции распыляемыми плазмой частицами. Подробные ре-
зультаты упомянутого исследования приведены в источнике
335
[86], в котором рассмотрено также математическое описание аб-
сорбции, базирующееся на кинетических факторах адсорбирую-
щихся газов, закономерностях их диффузии в частицу. Уравнения
модели позволяют прогнозировать благоприятный для аморфи-
зации уровень взаимодействия водорода с частицами, его опти-
мальное содержание в плазме. Экспериментальная оптимизация
содержания водорода выполнена при оценке степени аморфиза-
ции покрытий в зависимости от состава плазмы по возрастанию
микротвердости напыленного материала.
С учетом теоретических и экспериментальных данных уста-
новлено оптимальное содержание Н2 в плазмообразующей смеси
Аг + Н2 при напылении покрытий Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(CaF2) +
55% TiC. Оптимальной является смесь Аг + 23% Н2, так как она
обеспечивает возросший по сравнению с 16% Н2 уровень амор-
физации, который при дальнейшем увеличении содержания во-
дорода возрастает несущественно, т. е. наблюдается стабилиза-
ция количества аморфизированных фаз и значений микротвер-
дости покрытий в пределах 8000-9000 МПа. Это, очевидно,
объясняется стабилизацией концентрации водорода в транспор-
тируемых плазмой частицах. Превышение оптимального содер-
жания Н2 нецелесообразно также из-за создания предпосылок
увеличения количества оксидов в частицах вследствие умень-
шения содержания аргона в плазме и снижения интенсивности
разрушения оксидных пленок его тяжелыми ионами с ухудше-
нием условий для аморфизации покрытий (ухудшаются условия
для сверхбыстрого охлаждения жидкофазных частиц на под-
ложке).
Наряду с составом плазмы важным фактором аморфизации
является температурный режим в системе напыленные час-
тицы - подложка. Для регулирования температурного режима
изучено влияние нагрева частиц в плазменном потоке и тепло-
вых полей на подложке.
При разработке методического подхода для более равномер-
ного и улучшенного прогревания основной массы распыляемого
композиционного порошка предложено наложение ультразву-
ковых колебаний от газоструйных стержневых излучателей
336
на зону высокотемпературного
ядра плазменной струи. Такой
технологический прием с улуч-
шением прогревания и увеличе-
нием количества жидкофазных
частиц на подложке создает пред-
посылки повышения степени
аморфизации покрытий.
Исследование влияния на-
грева распыляемых частиц на
аморфизацию, которая оценива-
лась возрастанием микротвер-
дости покрытий, иллюстрирует-
ся рис. 9.7.
Экспериментальные цилин-
дрические образцы длиной 12 мм
и диаметром 10 мм получали по
следующей технологии:
одну из торцевых поверхно-
стей стальных образцов подвер-
гали струйно-абразивной обра-
ботке зернами электрокорунда
(давление сжатого воздуха 0,4-
0,6 МПа; угол атаки струи 60-90
град; расстояние от среза сопла
пистолета до поверхности 100—
120 мм; расход абразива 3-5 кг/ч;
шероховатость подготовленной
поверхности Ra должна быть
12,5-25 мкм);
Н,МПа
Рис. 9.7. Средние значения микро-
твердости напыленных покрытий
NiCr80Cr20 + 12,5% MoS2 + 55% TiC
в зависимости от нагрева частиц
в плазменном потоке: а - без нало-
жения ультразвука; б - с наложени-
ем ультразвука на плазменный по-
ток; 1, 2, 3, 4- мощности дуги плаз-
мотрона соответственно 22,5, 26,25,
30,00 и 33,75 кВт; 5, 6 - наложение
ультразвука при мощностях дуги
плазмотрона 26,25 и 30,00 кВт
на подготовленную поверх-
ность плазменным напылением на установке УПУ-ЗД наносили
покрытия NiCr + 12,5% MoS2(CaF2) + 55% TiC. Режимы напыле-
ния приведены в табл. 9.10.
Экспериментальные данные на рис. 9.7 представляют собой
усредненные значения микротвердости, полученные по замерам
337
Таблица 9.10. Режимы плазменного напыления
Распыляемый материал Режим напыления
ток дуги плазмо- трона, А напря- жение дуги, В расход плазмооб- разующего газа аргона, л/мин расход плазмооб- разующего газа водорода, л/мин расход распыляе- мого порош- ка, усл. ед. дистан- ция напы- ления, мм
Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(CaF2) + 55% TiC 300 350 400 450 75 50 15 15 120
Примечания: 1) согласно изменениям тока мощность дуги плазмо-
трона составляет 22,5, 26,25, 30,00, 33,75 кВт; 2) напыление осуществляется
с наложением и без наложения ультразвуковых колебаний на зону высоко-
температурного ядра плазменной струи; 3) напыление осуществляется с до-
полнительным охлаждением подложки струей сжатого воздуха и без допол-
нительного охлаждения; 4) толщина покрытий изменяется и составляет 0,3-
0,4, 0,4-0,5 и 0,5-0,6 мм.
в пяти поясах по длине поперечного сечения покрытий толщи-
ной 0,5-0,6 мм с применением микротвердомера «Micromet-П»
фирмы «Buehler» (Швейцария) с нагрузкой 100 г на индентор.
В расчет не принимались замеры, соответствующие переходной
зоне от покрытия к подложке.
Согласно рис. 9.7, а, при повышении мощности дуги плазмо-
трона до 30 кВт происходит практически монотонное увеличе-
ние микротвердости напыленных покрытий. Это объясняется
более интенсивным прогревом распыляемых частиц в осевой
зоне плазменной струи. Возрастает количество соударяющихся
с подложкой композиционных частиц порошка в жидкофазном
состоянии. Создаются благоприятные начальные условия для
сверхбыстрого охлаждения жидкофазных частиц на подложке
с аморфизацией структуры формируемого покрытия и увеличе-
нием его микротвердости. Вместе с тем дальнейшее повышение
мощности дуги плазмотрона до 33,75 кВт вызывает снижение
степени аморфизации и уровня микротвердости покрытия, что,
очевидно, связано с возрастающим перегревом и эффектом раз-
брызгивания соударяющихся с подложкой частиц. В случае раз-
338
брызгивания вторичные частицы с пониженной температурой
и приближенной формой тел вращения практически не дефор-
мируются и затвердевают на подложке при скоростях охлажде-
ния, которые на два порядка меньше, чем при деформации и за-
твердевании в виде дисков [201]. Это вызывает снижение степе-
ни аморфизации и уровня микротвердости покрытия. Наряду со
снижением степени аморфизации при разбрызгивании возмож-
ны потери композиционного материала с нежелательным умень-
шением коэффициента использования распыляемого порошка.
Анализируя результаты исследования аморфизации при на-
греве частиц в плазменном потоке с наложением ультразвука,
необходимо отметить следующее. Согласно рис. 9.7, б, наложе-
ние ультразвука на зону высокотемпературного ядра потока
оказывает большее влияние на активизацию процесса аморфи-
зации по сравнению с повышением мощности дуги плазмотро-
на. Это достигается за счет важного преимущества наложения
ультразвука, который позволяет расширить и турбулизировать
высокотемпературную плазменную струю с обеспечением более
равномерного и улучшенного прогревания основной массы рас-
пыляемого композиционного порошка. Уменьшается градиент
температуры частиц порошка в поперечном сечении плазменной
струи. Увеличивается количество частиц с температурой, гаран-
тирующей их охлаждение на подложке от жидкофазного состоя-
ния, что является условием аморфизации покрытия. Как видно
из рис. 9.7, б, при использовании оптимальной мощности дуги
плазмотрона 30 кВт с наложением ультразвука достигается мак-
симальный уровень аморфизации покрытия.
Исследование влияния на аморфизацию тепловых полей на
подложке иллюстрируется рис. 9.8. В соответствии с разрабо-
танной методикой анализ изменений микротвердости и степе-
ни аморфизации напыленного материала проводился при ва-
рьировании толщины наносимого композиционного покрытия.
Осуществлялось также дополнительное охлаждение подложки
струей сжатого воздуха. В расчет не принимались замеры ми-
кротвердости, соответствующие переходной зоне от покрытия
к подложке.
339
Рис. 9.8. Средние значения микротвердости напыленных покрытий NiCr80Cr20 +
12,5% MoS2 + 55% TiC в зависимости от их толщины при мощности дуги
плазмотрона 22,5 кВт: 1 - без охлаждения подложки; 2 - с охлаждением под-
ложки струей сжатого воздуха
Согласно рис. 9.8, тепловые поля на подложке оказывают за-
метное влияние на микротвердость и уровень аморфизации
плазменных покрытий. Это относится прежде всего к плазмен-
ному напылению без охлаждения подложки (экспериментальная
кривая 7). При увеличении толщины покрытия уровень его
аморфизации уменьшается, что объясняется постепенным воз-
растанием объема порового пространства наносимой компози-
ции. Затрудняется теплоотвод от жидкофазных частиц в глубь
покрытия с уменьшением их скорости охлаждения и возможно-
сти аморфизации.
Как видно из рис. 9.8, наряду с толщиной покрытия значи-
мым является активизирующее аморфизацию дополнительное
воздействие на подложку струей сжатого воздуха. Очевидно,
что в данном случае большая доля тепла, поступающая с напы-
ляемыми частицами, рассеивается в окружающее пространство.
Имеет место минимальный нагрев формируемого покрытия
и подложки (< 325 К), способствующий ускоренному охлажде-
нию частиц. При этом менее критическими для получения
аморфной структуры являются увеличение толщины покрытия
и снижение коэффициента теплопроводности напыляемого ма-
териала (из-за наличия пористости между частицами, формиру-
ющими покрытие), а также размеры подложки и ее теплофизи-
340
10.00 130.00
a
33.00
47.70
Рис. 9.9. Рентгенограммы плазменного покрытия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(Cap2) +
55% TiC: а — общий вид; б — фрагмент рентгенограмм (7 — покрытие, напылен-
ное на известных режимах; 2 — покрытие, напыленное по технологии, способ-
ствующей аморфизации структуры нанесенного материала)
341
ческие свойства. Это подтверждается экспериментальной кри-
вой 2, для которой характерно меньшее снижение уровня
аморфизации при увеличении толщины покрытия по сравнению
с зависимостью 7, полученной по результатам экспериментов
без охлаждения подложки струей сжатого воздуха. Меньшее
снижение уровня аморфизации при увеличении толщины по-
крытия представляет собой важное обстоятельство для нанесе-
ния износостойких композиций Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(CaF2) +
55% TiC. Практика газотермического напыления свидетельству-
ет о том, что толщина износостойких покрытий, как правило,
составляет не менее 0,5-0,6 мм.
С учетом изложенных выше результатов исследований нане-
сены плазменные покрытия Ni80Cr20 + 12,5% MoS2(CaF2) +
55% TiC, напыленные по оптимизированной технологии, спо-
собствующей аморфизации структуры нанесенных композиций.
Характерные данные рентгенофазового анализа образцов по-
крытий представлены на рис. 9.9.
В соответствии с рис. 9.9 при плазменном напылении по
предлагаемой технологии по сравнению с известными режима-
ми имеет место уширение передних линий (111) и (200) рентге-
нограммы нанесенного материала, что свидетельствует об уве-
личении степени аморфизации его структуры. Что касается
основных фаз покрытия, то наблюдается большее уширение ли-
ний TiC в сравнении с Ni, т. е. аморфизация и разупорядочение
структуры карбидов титана происходят более активно, чем
в твердом растворе на основе никеля. Полученные рентгено-
граммы согласуются с результатами замеров микротвердости
покрытий на рис. 9.7 и 9.8. В частности, уширение линий рентге-
нограммы и аморфизация структуры коррелируют с возраста-
нием когезионной прочности и микротвердости аморфизирован-
ного материала.
ЛИТЕРАТУРА
1. Steffens Н. D. // В. W. J. - 1966. - N 10. - P. 594.
2. Порошковая металлургия и напыленные покрытия / под ред. Б. С. Ми-
тина. - М., 1987.
3. Matting A., Steffens Н. // Metal. - 1963. - Vol. 17, N 9. - Р. 905.
4. Новик О. Ф. Разработка процессов нанесения электрометаллизацион-
ных износо- и коррозионно-стойких покрытий из композиционной проволоки
Al-Ni с использованием электронно-лучевой обработки: дис. ... канд. техн,
наук. - Минск, 1992.
5. Катц Н. В., Антошин Е. В., Вадивасов Д. Г. Металлизация распыле-
нием. - М., 1966.
6. Процесс плавления и распыления материала при электродуговой ме-
таллизации / В. А. Вакалин, С. Б. Масленников, В. В. Кудинов и др. // Физика
и химия обработки материалов. - 1981. - № 3. - С. 58-63.
7. Анализ методов управления параметрами напыляемых частиц при ду-
говой металлизации / В. А. Агеев, В. Е. Белащенко, И. Э. Фельдман, В. И. Чер-
ноиванов // Свароч. производство. - 1989. № 12. - С. 30-32.
8. Троицкий И. А. Основы металлизации распылением. - Ташкент, 1960.
9. Витязь П. А., Ильюшенко А. Ф., Шевцов А. И. Основы нанесения из-
носостойких, коррозионно-стойких и теплозащитных покрытий. - Минск,
2006.
10. Хасуи А., Моригаки О. Наплавка и напыление. - М., 1985.
11. Cambel А. В. Plasma physics and magneto-fluidmechanics. - McGraw-
Hill, 1963.
12. Condon E. V. Handbook of physics. - McGraw-Hill, 1958.
13. Ивашко В. С. Упрочнение рабочих поверхностей деталей самофлю-
сующимися твердыми сплавами повышенной грануляции: дис. ... канд. техн,
наук. - Минск, 1979.
14. Суденков Е. Г., Румянцев С. И. Восстановление деталей плазменной
металлизацией. - М., 1980.
15. Синев В. П. Металлизация: Получение покрытий высокотемператур-
ным распылением или вакуумными методами // Итоги науки и техники. Свар-
ка. - 1980. № 12. - С. 110-169.
343
16. Никитин М. Д., Кулик А. Я., Захаров Н. И. Теплозащитные и изно-
состойкие покрытия деталей дизелей. — Л., 1977.
17. Борисов Ю. С., Харламов Ю. А., Сидоренко С. А., Ардатовская Е. Н.
Газотермические покрытия из порошковых материалов: справ. - Киев, 1987.
18. Кудинов В. В., Пекшев П. Ю., Белащенко В. Е. и др. Нанесение по-
крытий плазмой. - М., 1990.
19. Газотермическое напыление композиционных порошков / А. Я. Ку-
лик, Ю, С. Борисов, А. С. Мнухин, М. Д. Никитин. - М., 1985.
20. Технология восстановления чугунных коленчатых валов плазмен-
ным напылением и физико-механические свойства материалов покрытий /
Т. Н. Миллер, А. А. Ковалевский, А. Г. Пиладзис и др. // Газотермическое на-
пыление покрытий. - 1986. - Т. 3. - С. 34 - 36.
21. Lugscheider Е., Bugsel В. Unterwasserplasmaspritzen // Schweiss und
Schneid. - 1989. -N 10. - S. 547-550.
22. Lugscheider E., Hauser B., Bugsel B. Underwater plasma spraying of
hard-surfacing alloys // Surface and Coatings Tech. - 1987. - N 30. - P. 73-81.
23. Lugscheider E., Rass I. Optimierung von zirconiumoxid-plasma-spritz-
pulvern fiir warmedammschichten in verbrennungsmaschinen und gasturbinen
(BRITE-Projekt P2280) // DVS-Berichte. - 1990. - Bd. 130. - S. 226-229.
24. Lugscheider E., Rass I., Nicoll A. Underwater plasma spraying // Proc, of
2nd Plasma-Technik-Symp. Lucerne. - 1991. - Vol. 1. - P. 57-61.
25. Behrens P. Durchfuhrung einer anoderigeometrieoptimierung und ab-
geleitete untersuchungen fiir die UPS-Technologieentwicklung // Diplomarbeit
RWTH. - Aachen, 1990. - 104 S.
26. Lugscheider E., Rass I. Underwater plasma spraying of components lo-
cated in greater water depths // Proc, of 7th National Thermal Spray Conf. - Boston,
1994. - P. 291-296.
27. Верстак А. А., Оковитый В. А. Плазменное напыление покрытий
с локальной защитой в воде // Современные технологические процессы упроч-
нения и восстановления деталей: тез. докл. Респ. науч.-техн. конф. - Новопо-
лоцк, 1991. - С. 27-28.
28. Верстак А. А., Оковитый В. А. Подводное плазменное напыление //
Физика низкотемпературной плазмы: материалы Всесоюз. конф. - Минск,
1991.-Ч. З.-С. 120.
29. Верстак А. А., Витязь П. А., Лугшайдер Э., Расс И. Подводное плаз-
менное напыление // Газотермическое напыление в промышленности-93: ма-
териалы Между нар. сем. - СПб., 1993. - С. 35-47.
30. Plasma spraying of Tauboride Alloy Rein, forced by TiC particles /
P. Vityaz, A. Verstak, S. Sobolevsky et al. // DVS-Berichte. - 1993. - Bd. 152. -
S. 36-39.
31. Underwater plasma spraying of carbon contained hard coatings /
A. Verstak, A. Ilyuschenko., P. Vityaz, E. Lugscheider, I. Rass // DVS-Berichte. -
1993.-Bd. 152.-S. 342-345.
344
32. Физика и техника низкотемпературной плазмы / под ред. С. В. Древи-
на. - М, 1972.
33. Хасуи А. Техника напыления. - М, 1975.
34. Семенов А. П., Федько Ю. П., Григоров А. И. Детонационные по-
крытия и их применение. — М, 1977.
35. Шоршоров М. X., Харламов Ю. А. Физико-химические основы
детонационно-газового напыления покрытий. - М, 1978.
36. Миллер С. А. Ацетилен, его свойства, получение и применение. — Л.,
1969.
37. Щетников Е. С. Физика горения газов. - М, 1965.
38. Юдаев Б. Н., Михайлов М. С., Савин В. К. Теплообмен при воздей-
ствии струй на преграды. - М, 1977.
39. Кудинов В. В. Плазменные покрытия. - М, 1977.
40. Бартенев С. С., Федько Ю. П., Григоров А. И. Детонационные по-
крытия в машиностроении. - Л., 1982.
41. Зверев А. И., Шаривкер С. Ю., Астахов Е. А. Детонационное напы-
ление покрытий. — Л., 1979.
42. Гладилин А. М., Карпиловский Е. И. Учет взаимодействия газового
импульса со стенкой ствола детонационной установки // ФГВ. - М., 1980. —
№ 3. - С. 148-150.
43. Astashynski V., Min’ko L., Moukhin Yu., Chivel Yu. // Proceedings of
the 24th International Conference IEPC’95. - M, 1995. - P. 395.
44. Асташинский В. M., Маньковский А. А., Минько Л. Я., Морозов
А. И. Исследование физических процессов, обусловливающих режимы рабо-
ты КСПУ // Физика плазмы. - 1992. - Т. 18, вып. 1. - С. 90-98.
45. Борисова А. Л., Князь М. Л. Газотермическое нанесение покрытий
из аморфизирующихся сплавов на основе никеля и железа с добавкой компо-
зиционного порошка Ti / SiC // Пленки и покрытия-98: тр. 5-й Междунар.
конф. - СПб, 1998. - С. 331-334.
46. Laser remelting of thermally sprayed coatings / E. Lugscheider, H. Escha-
uer, A. Krautwald, H. Bergman // Laser Treat. Mater. Eur. Conf. Bad Nauheim. -
1987. - P. 445-450.
47. Mordike B. L., Kahrmann W. N. Plasma deposited laser remelting wear
resistant layers // Laser Treat. Mater. Eur. Conf. Bad Nauheim. - 1987. - P. 383-
390.
48. Laser surface alloying of Cr23C2, Cr3C2/NiCr and WC/Co layers on low
carbon steel / A. Gasser, K. Wissenback, A. Gillner, E. Kreutz // Fachber Metallbear. -
1987. - Vol. 64, N 5. - P. 480-483.
49. Mqajrini M., Badan B., Ramous E. Laser surface cladding of carbon and
stainless steels // Laser Treat. Mater. Eur. Conf. Bad Nauheim. - 1987. - P. 405-411.
50. Григорьянц А. Г. Основы лазерной обработки материалов. - М, 1989.
51. Исследование процессов лазерной обработки плазменных хромбор-
никелевых покрытий / А. Г. Григорьянц, А. Н. Сафонов, В. В. Шибаев и др. //
Тр. ЦНИИТмаш. - 1982. - № 168. - С. 52-55.
345
52. Илыощенко А. Ф., Шевцов А. И., Оковитый В. А., Никитина А. С.
Аспекты плазменного напыления износостойких композиционных покрытий //
Пленки и покрытия-2001: тр. 6-й Междунар. конф. - СПб., 2001. - С. 308-314.
53. Панин В. Е., Слосман А. И., Колесова Н. А. Закономерности пласти-
ческой деформации и разрушения на мезоуровне поверхностно-упрочненных
образцов при статическом растяжении // ФММ. - 1996. - Т. 82, вып. 2. -
С. 34-38.
54. Сопротивляемость абразивному изнашиванию сплавов со структу-
рой метастабильного аустенита в зависимости от их химического состава /
В. С. Попов, Н. Н. Брыков, М. И. Андрущенко и др. // Трение и износ. - 1991. -
Т. 12, № 3. - С. 164-170.
55. Петров Ю. Н. Дефекты и бездиффузионные превращения в стали. -
Киев, 1978.
56. Вишняков Я. Д., Фанштейн Г. С. Превращения в металлах с различ-
ной энергией дефектов упаковки. - М., 1981.
57. Литвинов В. С., Мирзаев Д. А., Шкляр Р. С. // Физика металлов
и металловедение. - 1964. - Т. 3, вып. 3. - С. 467-468.
58. Иванова В. С., Дерягин Г. А., Терентьев В. Ф. // Прочность металлов
при циклических нагрузках. - М., 1967. - С. 5-14.
59. Тихонович В. И., Коваленко О. И., Марковская Л. И., Стукалов В. П. //
Литые износостойкие материалы. - Киев, 1975. - С. 54-62.
60. Литвинов В. С., Каракишев С. Д. // Термическая обработка и физика
металлов. - Свердловск, 1978. - С. 81-88.
61. Маргулис М. А. Основы звукохимии. - М., 1984.
62. Емелин М. И., Герасименко А. А. Защита машин от коррозии в усло-
виях эксплуатации. - М., 1980.
63. Илыощенко А. Ф., Оковитый В. А., Кундас С. П., Форманек Б.
Формирование газотермических покрытий: теория и практика. - Минск, 2002.
64. Илыощенко А. Ф., Ивашко В. С., Оковитый В. А. Теплозащитные
покрытия на основе ZrO2. - Минск, 1998.
65. Оковитый В. А., Илыощенко А. Ф., Ивашко В. С., Кашин Н. Г.
Конструирование теплозащитных плазменных покрытий // Пленки и покры-
тия-2001: тр. 6-й Междунар. конф. - СПб., 2001. - С. 321-323.
66. Claussen N. Stress-induced transformation of tetragonal ZrO2 particles in
ceramic matrices // Jour, of the American Ceramic Society. - 1980. - Vol. 61, N 1. -
P. 85-86.
67. Phane L. R. Plasma-sprayed ceramic thermal barrier coatings for turbine
vane platforms // Thin Solid Films. - 1980. - P. 455-461.
68. Okovity V., Ilyuschenko A. Development of thermal barrier coatings with
optimal porosity // The 7th International Seminar of IFHT: Proc, of the Conf. - Bu-
dapest, 1999.-P. 95-100.
69. Padovan J., Chany B., Me. Donald G. Therinomechanical behaviour of
plasma-sprayed ZrO2 - Y2O3 coatings influenced by plasticity creep and oxidation //
Ceram. Eng. and Sci. - 1987. - N 7. - P. 7-8.
346
70. Fairbanks S., Hecht R. The durability and performance of coatings in gas
turbine and diesel engines // Materials Science and Engineering. - 1987. - N 8. -
P. 321-330.
71. Stecura S. New ZrO2-plasma sprayed coatings for thermal barrier applica-
tion // Thin Solid Films. - 1987. - N 1. - P. 15-40.
72. Илыощенко А. Ф., Оковитый В. А., Шевцов А. И. Оптимизация
технологии получения многослойных теплозащитных покрытий // Свароч.
производство. - 2000. - № 10. - С. 29-33.
73. Application of thermally sprayed coatings in Belarus republic / P. Vityaz,
A. Ilyuschenko, V. Ivashko et al. // Danube Adria Association for Automation & Ma-
nufacturing: Proc, of the 1st International Conference. - Tallinn, 1997. - P. 125-129.
74. Особенности формирования керамического слоя теплозащитного по-
крытия / П. А. Витязь, А. Ф. Ильющенко, В. А. Оковитый и др. // Порошковая
металлургия. - 1997. - Вып. 20. - С. 81-86.
75. Формирование теплозащитных покрытий на основе ZrO2 / А. Ф. Илью-
щенко, В. А. Оковитый, В. С. Ивашко и др. // Передовые технологии в произ-
водстве материалов и восстановлении изношенных поверхностей: тез. 2-й
Между нар. конф. - Минск, 1997. - С. 28.
76. Suhr D. S., Mitcell Т. Е., Keller A. S. Microstructure and durability of
zirconia thermal barrier coatings // Advances the American Ceramic Society. -
1984.-N 5.-P. 503-517.
77. Оценка защитного эффекта покрытий из диоксида циркония от те-
плового воздействия / О. А. Скачков, А. П. Шатов, Л. X. Балдаев и др. // Сва-
роч. производство. - 2001. - № 1. - С. 28-30.
78. Гавриленко Т. П., Николаев Ю. А., Ульяницкий В. Ю., Ким М. Ч.
Остаточные напряжения в детонационных покрытиях // Пленки и покрытия:
тр. 5-й Междунар. конф. - СПб., 1998. - С. 189-192.
79. Витязь П. А., Ивашко В. С., Илыощенко А. Ф. и др. Теория и прак-
тика нанесения защитных покрытий. - Минск, 1998.
80. Витязь И. А., Ивашко В. С., Манойло Е. Д. и др. Теория и практика
газопламенного напыления. — Минск, 1993.
81. Илыощенко А. Ф., Кундас С. И., Достанко А. И. и др. Процессы
плазменного нанесения покрытий: теория и практика. — Минск, 1999.
82. Волосенков В. Е., Куприянов И. Л., Илыощенко А. Ф. Влияние
условий напыления на структуру и свойства плазменных жаростойких по-
крытий // Теория и практика газопламенного напыления: тез. докладов. —
Дмитров, 1985. -Ч. 2. - С. 76-78.
83. Стабильные и метастабильные равновесия в металлических систе-
мах / под ред. М. Е. Дриц. - М., 1985.
84. Калита В. И., Комлев Д. И. К вопросу о механизме формирования
аморфной структуры в металлических сплавах при плазменном напылении //
Металлы. - 2003. - № 6. - С. 30-37.
85. Илыощенко А. Ф., Шевцов А. И., Оковитый В. А., Буйкус К. В. Ис-
следование влияния температурного режима в системе «напыленные части-
347
цы - подложка» на формирование элементов неравновесных аморфизирован-
ных структур композиционных плазменных покрытий // Порошковая метал-
лургия: сб. науч. тр. - Минск, 2005. - Вып. 28. - С. 257-265.
86. Илыощенко А. Ф., Шевцов А. И., Оковитый В. А., Буйкус К. В.
К вопросу аморфизации плазменных композиционных покрытий типа NiCr +
карбидная фаза // Порошковая металлургия: сб. науч. тр. - Минск, 2004. -
Вып. 27.-С. 123-129.
87. Руденская Н. А. Композиционные покрытия для упрочнения тяжело-
нагруженных деталей // Пленки и покрытия: тр. 6-й Междунар. конф. - СПб,
2001.-С. 318-320.
88. Куницкий Ю. А., Коржик В. Н., Борисов Ю. С. Некристаллические
металлические материалы и покрытия в технике. - Киев, 1988.
89. Borisov Yu., Korzhyk V. Amorphous thermal sprayed coatings: theory and
experimental data // Thermal. Spray: Proc. 12-th Int. Conference. - London, 1989. -
P. 80-1-80-14.
90. Рыбицкий В. А. Опыт внедрения алмазного шлифования деталей
с защитными покрытиями. - Киев, 1987.
91. Humar A., Ambroz О. Moznost soustruzeni plazmatickyck nactfiku //
Strojiren-stvi. - 1984. -N 8. - S. 423-426.
92. Новоселов Ю. К., Кутагин С. Г., Аскалопова Т. А. Шлифование
плазменных и детонационных керамических покрытий // Отделочно-чистовые
методы обработки и инструменты в технологии машиностроении. - Барнаул,
1985.-С. 114-117.
93. Lutz G. Schlufbarheit verschleififester Auftrangungen // Industrie Dia-
manten Rundschau. - 1976. - N 2. - S. 70-78.
94. Wall E. Aussenrundschleifen von verschleififesten Hartstoffen und Auf-
tragsle-gierungen // Techn. und Betr. - 1975. - N 4. - S. 121-124.
95. Кудинов В. В., Иванов В. М. Нанесение плазмой тугоплавких покры-
тий. -М., 1981.
96. Эпик А. П., Шаривкер С. Ю., Астахов Е. А. О силах, обуславливаю-
щих связь плазменных покрытий с основанием // Порошковая металлургия. —
1977.-№3.-С. 48-53.
97. Белый В. А., Бгоренков Н. И., Плескачевский Ю. М. Адгезия по-
лимеров к металлам. — Минск, 1971.
98. Рыкалин Н. Н., Шоршоров М. X., Красулин Ю. Л. Физические
и химические проблемы соединения разнородных материалов // Неорган. ма-
териалы. - 1965. -Т. 1. - С. 29-36.
99. Каракозов Э. С., Шоршоров М. X. О понятии энергии активации то-
похимической реакции между материалами в твердой фазе // Физика и химия
обработки материалов. - 1971. - № 1. - С. 94-100.
100. Красулин Ю. Л., Шоршоров М. X. О механизме образования соеди-
нения разнородных материалов в твердом состоянии // Физика и химия обра-
ботки материалов. - 1967. - № 1. - С. 89-97.
348
101. Кудинов В. В. Нанесение покрытий распылением // Плазменные про-
цессы в металлургии и технологии неорганических материалов. — 1973. —
С. 158-187.
102. Махорин Б. И., Гревцев Н. В., Золотухин В. Д. и др. О взаимодей-
ствии жидких капель металла с преградой // Физика и химия обработки мате-
риалов. - 1976. - № 1. - С. 45 - 51.
103. Никольский Л. А., Ратова Н. В. О диффузии при сварке давлением
легких сплавов // Физика и химия обработки материалов. - 1972. - № 1. -
С. 114.
104. Максимович Г. Г., Шатинский В. Ф., Копылов В. И. Физико-хи-
мические процессы при плазменном напылении и разрушении материалов
с покрытиями. - Киев, - 1983.
105. Никифоров Г. Д., Нриверзенцев В. И. Формирование слоя при на-
пылении тугоплавких материалов // Физика и химия обработки материалов. —
1969. №1.-С. 86-94.
106. Дружинин Л. К., Кудинов В. В. Получение покрытий высокотемпе-
ратурным распылением // Получение покрытий высокотемпературным напы-
лением. - М., 1973. - С. 7-59.
107. Лизунков Г. П., Шиманович В. Д., Буров И. С., Илыощенко А. Ф.
Интенсификация плазменного напыления при воздействии акустических
и электрических колебаний на генераторную струю // ИФЖ. - 1984. - Т. 47,
№5.-С. 812-816.
108. Бекренев Н. В., Протасова Н. В. Влияние ультразвуковых колеба-
ний на морфологию плазмонапыленных порошковых покрытий // Пленки
и покрытия-2001: тр. 6-й Междунар. конф. - СПб., 2001. - С. 347-350.
109. Буров И. С., Ильющенко А. Ф. О влиянии времени эксплуатации
плазмотрона на производительность напыления // 19-я Всесоюз. конф, по ге-
нераторам низкотемпературной плазмы. - Фрунзе, 1983. - С. 290-291.
ПО. Способ обработки газотермических композиционных покрытий: пат.
Респ. Беларусь 8478: МКИ С 23С 4/18, 4/00.
111. Протасова Н. А. Рентгенодифрактометрическое исследование тон-
кой структуры монокристаллических лопаток из никелевых сплавов: дис. ...
канд. техн. наук. - М.: ВИ AM, 1993.
112. Ландау Л. Д., Лифшиц Е. М. Механика сплошных сред. - М., 1954.
113. Ильюшин А. А. Механика сплошной среды. - М., 1971.
114. Мейз Дж. Теория и задачи механики сплошных сред. - М., 1974.
115. Лурье А. И. Теория упругости. - М., 1978.
116. Александров А. В., Потапов В. Д. Основы теории упругости и пла-
стичности. — М., 1990.
117. Трунов М. Л., Биланич В. С., Дуб С. Н. Исследование времязависи-
мого механического поведения материалов при испытаниях на нанотвердость //
ЖТФ. - 2007. - Т. 17, вып. 10. - С. 50-57.
118. Природа локализации пластической деформации твердых тел / В. Е. Панин,
В. Егорушкин и др. // ЖТФ. - 2007. - Т. 77, вып. 8. - С. 62-69.
349
119. Коваленко А. Д. Введение в термоупругость. - Киев, 1965.
120. Костиков В. И., Шестерин Ю. А. Плазменные покрытия. - М., 1978.
121. Борисов Ю. С., Бушма А. И., Кривцун И. В. Моделирование движе-
ния и нагрева частиц порошка при лазерном, плазменном и гибридном напы-
лении // Доповщ! Нацюнально1 академп наук Украши. - 2005. - № 1. - С. 86-94.
122. Компьютерное моделирование процесса плазменного напыления /
Ю. С. Борисов, И. В. Кривцун, А. Ф. Мужиченко и др. // Автомат, сварка. -
2000.-№ 12.-С. 42-51.
123. Ильющенко А. Ф., Оковитый В. А., Шевцов А. И., Громыко Г. Ф.
Моделирование процессов газотермического напыления покрытий. - Минск,
2008.
124. Мейрманов А. М. Задача Стефана. - Новосибирск, 1986.
125. Самарский А. А. Теория разностных схем. - М., 1983.
126. Зенкевич О., Морган К. Конечные элементы и аппроксимация. - М.,
1986.
127. Вазов В., Форсайт Дж. Разностные методы решения дифференци-
альных уравнений в частных производных. — М., 1963.
128. Самарский А. А., Гулин Н. П. Устойчивость разностных схем. - М.,
1983.
129. Природа локализации пластической деформации твердых тел /
В. Е. Панин, В. Егорушкин, А. В. Панин, Д. Д. Моисеенко // ЖТФ. - 2007. -
Т. 77, вып. 8.-С. 62-69.
130. Коротин В. Е., Петров И. Б., Холодов А. С. Численное моделирова-
ние поведения упругих и упругоплатических тел под воздействием мощных
энергетических потоков // Математическое моделирование. - 1989. - Т. 1,
№7.-С. 1-12.
131. Nichols В. D., Hirt С. W., Hotchkiss R. С. Los Alamos Laboratory,
LA-8355, US-32 and US-34, 1980.
132. Pasandideh-Fard M., Mostaghimi J. Deformation and Solidification of
Molten Particles on a Substrate in Thermal Plasma Spraying // Proc, of the 7th
National Thermal Spray Conference. - Boston, 1994. - P. 405-414.
133. Fukanuma. H. A. Porosity Formation and Flattening Model of an Im-
pinging Molten Particle in Thermal Spray Coatings // J. of Thermal Spray Technol-
ogy. 3. - 1994. - N 1. - P 44-56.
134. Лазаренко Г. П. Зависимость геометрических характеристик газо-
термических покрытий от условий напыления // Изв. вузов. Машинострое-
ние. - 1982. - № 11. - С. 12-123.
135. Лоскутов В. С., Лазаренко Г. П. К вопросу формирования покрытия
при напылении // Изв. вузов. Машиностроение. - 1974. - № 3. - С. 124-127.
136. Харламов Ю. А. Разнотолщинность покрытий вследствие погреш-
ностей базирования при размерной обработке // Изв. вузов. Машинострое-
ние. - 1982. - № 12. - С. 129-133.
137. Крагельский И. В., Добычин М. Н., Комбалов В. С. Основы расче-
тов на трение и износ. - М., 1977.
350
138. Трение, изнашивание и смазка: кн. 1 / под ред. И. В. Крагельского,
В. В. Аличина. - М., 1978.
139. Лазаренко Г. IL, Лоскутов В. С. Формообразование газотермиче-
ских покрытий на поверхности тел вращения // Изв. вузов. Машиностроение. -
1982.-№3.-С. 47-51.
140. Илыощенко А. Ф., Шевцов А. И. Адгезионный фактор формирова-
ния газотермически напыляемых защитных покрытий и его использование
для прогнозирования эксплуатационных свойств наносимых покрытий // По-
рошковая металлургия. -2001. - Вып. 24. - С. 50-55.
141. Хартри Д. Расчеты атомных структур. - М., 1960.
142. Радциг А. А., Смирнов Б. М. Справочник по атомной и молекуляр-
ной физике. - М., 1980.
143. Радциг А. А., Смирнов Б. М. Параметры атомов и атомных ионов:
справ. - М., 1986.
144. Ивашко В. С., Куприянов И. Л., Шевцов А. И., Мосина Л. А. За-
щитные коррозионно-стойкие покрытия. - Минск, 1996.
145. Янке Е., Эмде Ф., Леш Ф. Специальные функции. - М. - 1974.
146. Бекренев Н. В., Лясникова А. В., Дударева О. А. и др. Особенно-
сти плазменного напыления порошковых покрытий с воздействием ультра-
звука // Пленки и покрытия-2001: тр. 6-й Междунар. конф. - СПб., 2001. -
С. 341-346.
147. Судзуки К., Фудзимори X., Хасимото К. Аморфные металлы: пер.
с яп. - М., 1987.
148. Аморфные металлические сплавы / под ред. Ф. Е. Люборского: пер.
с англ. - М., 1987.
149. Дэвис Г. А. Методы быстрой закалки и образования аморфных ме-
таллических сплавов на железной основе // Быстрозакаленные металлы: сб.
науч. тр. - М, 1983. - С. 11-30.
150. Таблицы физических величин: справ. / под ред. И. К. Кикоина. - М.,
1976.
151. Ковнеристый Ю. К., Осипов Э. К., Трофимова Е. А. Физико-
химические основы создания аморфных металлических сплавов. - М., 1983.
152. Илыощенко А. Ф., Оковитый В. А., Шевцов А. И., Илыощенко Т. А.
Моделирование процесса импульсно-плазменной обработки защитных по-
крытий // Порошковая металлургия: сб. науч. тр. - Минск, 2004. - Вып. 27. -
С.158-164.
153. Анании С. И., Асташинский В. М., Баканович Г. И. и др. Исследо-
вание процессов формирования плазменных потоков в квазистационарном
сильноточном плазменном ускорителе (КСПУ) // Физика плазмы. - 1990. -
Т. 16, вып. 2. - С. 186-195.
154. Камруков А. С., Козлов Н. И., Протасов Ю. С. Физические прин-
ципы плазмодинамических сильноточных излучающих систем // Плазменные
ускорители и ионные инжекторы. - М., 1984. - С. 5-9.
351
155. Андерсон Д., Таннехилл Дж., Плетчер Р. Вычислительная гидроме-
ханика и теплообмен. - М., 1990. - Т. 1.
156. Дульнев Г. Н., Заричняк Ю. П. Теплопроводность смесей и компо-
зиционных материалов: справ. - Л., 1974.
157. Теплопроводность твердых тел: справ. / под ред. А. С. Охотина. -
М, 1984.
158. Арутюнян Р. В., Баранов В. Ю., Большов Л. А. и др. Воздействие
лазерного излучения на материалы. - М., 1989.
159. Рыкалин Н. Н., Углов А. А., Зуев И. В., Кокора А. Н. Лазерная
и электронно-лучевая обработка материалов: справ. - М., 1985.
160. Бронштейн И. Н., Семендяев К. А. Справочник по математике для
инженеров и учащихся втузов. - М., 1986.
161. Лариков Л. Н., Фальченко В. М., Мазанко В. Ф. Аномальное уско-
рение диффузии при импульсном нагружении // Докл. АН СССР. - 1975. -
Т. 221, № 5. - С. 1073.
162. Лариков Л. Н., Мазанко В. Ф., Немошкаленко В. В. и др. Исследова-
ние аномального массопереноса в условиях ударного нагружения разнородных
металлов // Физика и химия обработки материалов. - 1981. - № 4. - С. 20-26.
163. Герцрикен Д. С., Мазанко В. Ф., Фальченко В. М. Импульсная об-
работка и массоперенос в металлах при низких температурах. - Киев, 1991.
164. Каюков С. В. Расширение возможностей импульсных YAG лазеров
миллисекундного диапазона длительности в технологии сварки // Квантовая
электроника. - 2000. - Т. 30, № 11. - С. 941-948.
165. Карслоу Г., Егер Д. Теплопроводность твердых тел. - М., 1964.
166. Линчевский Б. В. Термодинамика и кинетика взаимодействия газов
с жидкими металлами. — М., 1986.
167. Yetrehus Т. Asymmetries in evaporation and condensation Knudsen layer
problem // Phys. Fluids. - 1983. - V. 26, N 4. - P. 939-949.
168. Bergstrom T., Yetrehus T. Gas motion in front of a completely absorbing
wall // Phys. Fluids. - 1984. - V. 27, N 3. - P. 583-588.
169. Великович Л., Либерман M. Физика ударных волн в газах и плазме. -
М, 1987.
170. Самарский А. А. Введение в численные методы. - М., 1987.
171. Плазменнодуговой переплав / под ред. Б. Е. Патона. - Киев, 1974.
172. Способ определения температуры в зоне шлифования: а. с. № 1421499
(СССР): МКИ В 24 В 1/00; опубл. 07.09.88. - Бюл. № 33.
173. Smith М. Laser measurement of particle velocities in vacuum plasma
spray deposition // 1th Plasma-Technik-Symposium. - 1988. - Vol. 1. - P. 77-85.
174. Solter H., Milller U., Lugscheider E. High-speed temperature measure-
ment for online process control and quality assuranse during plasma spraying //
PMI. - 1992. - Vol. 24, N 3. - P. 28-35.
175. Agapakis J., Hoffman T. Real-time imaging for thermal spray process
development and control // Journ. of Thermal Spray Thechnology. - 1992. - Vol. 1,
N 2. - P. 19-25.
352
176. Mikus О., Kratochvil M., Martisovits V. et. al. Jednoduche detektory
ukoncenia procesu leptania vo freonovey plasme pri vyrobe obvodov // LSI-Slabo-
proudy obzor. - 1982. - V. 43, N 10. - P. 490-494.
177. Monitoring of thermally sprayed particles using thermal radiation /
S. Kuroda, T. Fukushima, S. Kitahara at al. // Proc, of ITSC-92. - Orlando (USA),
1989. - P. 145-149.
178. Measurement of flow velocity and correlation to particle velocity under
plasma spraying conditions / J. Goudert, M. Planche, O. Betoule et al // Proc, of
NTSC-93. Anaheim (USA), 1993. - P. 19-24.
179. Influence of the velocity of plasma sprayed particles on the splat formation /
S. Fantassi, M. Vardelle, A. Vardelle, P. Fauchais // Proc, of NTSC-93. - Anaheim
(USA), 1993. - P. 1-6.
180. Ladru F., Lugscheider E., Landes K., Reusch A. Untersuchungen zum
Zusammenhang von Plasma-, Partikel- und Schichteigenschaften mittels optikel
MeBverfahren. - Endbericht zur AIF 9622: RWTH. - Aachen, 1996. - S.130.
181. Mannik L., Tullis B., Chu F. Measurement of particle velocity in plasma
torch using direct frequence detection of scattered laser light // Proc, of 6-th Intern.
Symp. on Plasma Chem. Eindhoven. - 1985. - Vol. 2. - P. 704-709.
182. Коротков A. H., Нефедов А. П. Лазерный времяпролетный анемо-
метр для диагностики протяженных высокотемпературных потоков // Тепло-
физика высоких температур. - 1985. - Т. 23, № 4. - С. 792-797.
183. Hofman Т. Real-time imaging for process control // Advanced Materials
and Process. - 1991. -N 9. - P. 37-43.
184. Диагностика плазмы: пер. с англ. / под ред. Р. Хаддстоуна, С. Лео-
нарда. - М., 1967.
185. Straibl Т., Landes К., Forster G. PSI: New Diagnostics for the Deter-
mination of Particle Size and Shape in Thermal Spray Processes // Proc, of 1st
Thermal Spray Conference, 8-11 May 2000. - Montreal; Quebec (Canada), 2000. -
P. 67-70.
186. Moreau C. Towards a better control of thermal spray process // Proc, of
the 15-th ITSC. - Nice (France), 1998. - P. 1681-1693.
187. Ladru F. Entwicklung einer Online-Prozesskontrolle beim atmospherisch-
en Plasmaspritzen fur die Herstellung dicken Warmedammschichten // Werkstoff-
wissenschaftliche Schriftenreihe,. Bd. 2. - Aachen: Shaken Verlag GmbH. - 1999. -
S. 145.
188. Wielage B., Hofmann U. Caracterization of Thermal Sprayed Coating
with Lock-In Thermogrphy // Proc, of 1st Thermal Spray Conference, 8-11 May
2000. Montreal; Quebec (Canada). - 2000. - P. 1331-1334.
189. Schutz M., Barbezat G., Fluck E. Measurement technology for inflight
particle diagnosis in plasma spraying // Proc, of the 15-th ITSC. - Nice (France),
1998.-P. 761-766.
190. Verdy C., Serio B., Coddet C. In situ temperature measurement using
embedder micro-thermocouples in vacuum plasma sprayed multi-layered structure //
Proc, of the 15-th ITSC. - Nice (France), 1998. - P. 821-824.
353
191. Measurements of residual stresses within alumina coatings plasma
sprayed on XC38 steel / M. Mellali, A. C. Leger, M. Vardelle at al // Proc, of the 8th
NTSC. - Houston (Texas), 1995. - P. 439-443.
192. Pantucek P. Entwicklung und Einsatz rechnergestiltzter Eigenspannung-
sermittlung an beschichteten Sondermateriahen mit der Bohrlochmethode // VDI-
Bericht. - 1988. - N 679. - S. 203-219.
193. GroB H.-J. Vergleich simulierten und gemessener Eigenspannungen tem-
peraturkontrollierten hergestellten Plasmaspritzschichten. Diss. RWTH. - Aachen,
1994.
194. Swank W., Gavalia R., Wright J., Wright R. Residual Stresses Deter-
mination from a Laser Based Curvature Measurement // Proc, of 1st Thermal Spray
Conference, 8-11 May 2000. - Montreal; Quebec (Canada), 2000. - P. 363-370.
195. Lugscheider E., Ladru F., Crostack H.-A. et al. On-line Process Moni-
toring during Spraying of TTBCs by Acoustic Emission Analyses// Proc, of the
UTSC99. - Dusseldorf (Germany), 1999. - P. 741-746.
196. Dalmas D., Benmedakhene S., Rechard C., Laksimi A. Characteriyat-
ion of Cracking Within WC-Co Coated Materials by an Acoustic Emission Method
During Four Point Bending Tests // Proc, of 1st Thermal Spray Conference, 8-11
May 2000. - Montreal, Quebec (Canada), 2000. - P. 1335-1340.
197. Кундас C. IL, Достанко A. IL, Илыощенко А. Ф. и др. Компьютер-
ное моделирование процессов плазменного напыления покрытий. - Минск,
1998.
198. Сулима А. М., Шулов В. А., Ягодкин Ю. Д. Поверхностный слой
и эксплуатационные свойства деталей машин. - М., 1988.
199. Илыощенко А. Ф., Оковитый В. А., Шевцов А. И., Бучкин Ю. В.
Исследование параметров напряженного состояния в системе напыленная ча-
стица - подложка // Материалы, технологии и оборудование для упрочнения
и восстановления деталей машин. - Минск, 2003. - С. 164-166.
200. Materials in Design Engineering // Mid. - 1966. - Oct. - P. 432.
201. Калита В. И., Берниковский Б. К., Коптева О. Г. Структура и фи-
зико-механические свойства плазменных покрытий // Теория и практика га-
зотермического нанесения покрытий: XI Всесоюз. конф. - Дмитров, 1989. -
С. 52-55.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие..................................................... 3
Глава 1. Способы нанесения газотермических покрытий............. 6
1.1. Дуговая металлизация................................... 6
1.2. Плазменное напыление.................................. 11
1.3. Подводное плазменное напыление........................ 21
1.4. Плазменное напыление при пониженном давлении.......... 30
1.5. Газопламенное напыление............................... 34
1.6. Детонационно-газовое напыление........................ 42
1.7. Импульсно-плазменная обработка покрытий............... 52
1.8. Лазерная обработка покрытий........................... 63
Глава 2. Критерии формирования работоспособной структуры
газотермических покрытий....................................... 69
2.1. Требования к структуре износостойкого покрытия........ 69
2.2. Требования к структуре коррозионно-стойкого покрытия... 79
2.3. Требования к структуре теплозащитного покрытия.... 83
Глава 3. Исследование процессов и оптимизация технологических
параметров нанесения газотермических покрытий.................. 93
3.1. Оптимизация технологических параметров плазменного напы-
ления с управлением напряженным состоянием покрытий.... 93
3.2. Оптимизация технологических параметров плазменного на-
пыления с управлением процессами формирования аморфизиро-
ванных и нанокристалл ических структур ................... 106
3.3. Оптимизация последующей импульсно-плазменной обработки
покрытий.................................................. 111
3.4. Оптимизация последующей лазерной обработки покрытий.. 119
3.5. Исследование и оптимизация режимов шлифования компози-
ционного плазменного покрытия ............................ 129
Глава 4. Механизм процессов формирования газотермических
покрытий...................................................... 136
4.1. Формирование сцепления покрытия с основным материалом 136
4.2. Улучшение формирования покрытий при воздействии ультра-
звуком.................................................... 142
355
4.3. Формирование упрочненной структуры покрытий после им-
пульсно-плазменной обработки............................ 147
4.4. Формирование упрочненной структуры покрытий после лазер-
ной обработки........................................... 154
Глава 5. Моделирование процессов газотермического напыления
покрытий.................................................... 159
5.1. Математические основы для описания напряженно-дефор-
мированного состояния материалов при формировании покрытий 159
5.2. Математические основы для описания тепловых процессов
с учетом температурного расширения...................... 171
5.3. Моделирование движения и нагрева частиц порошка в плаз-
менной струе............................................ 175
5.4. Моделирование тепловых процессов и термических напряже-
ний в системе покрытие - подложка....................... 186
5.5. Математическое описание растекания расплавленной частицы
после соударения с твердой подложкой.................... 206
5.6. Моделирование размерного формообразования при нанесении
покрытий................................................ 222
5.7. Исследование и моделирование адгезионной прочности покры-
тий с учетом химических связей напыляемого материала.. 238
Глава 6. Моделирование процессов ультразвукового плазменного
напыления................................................... 247
6.1. Предпосылки методического подхода.................. 247
6.2. Математическое описание процессов формирования объемной
пористости покрытий при ультразвуковом напылении........ 254
6.3. Математическое описание процессов формирования микроре-
льефа поверхности покрытий при ультразвуковом напылении... 261
Глава 7. Моделирование процессов формирования аморфизированных
структур при взаимодействии частицы расплава с твердой
поверхностью при плазменном напылении....................... 268
7.1. Математическое описание процессов формирования центров
кристаллизации (аморфизации) в композиционных плазменных
покрытиях............................................... 268
7.2. Моделирование влияния на склонность к аморфизации соот-
ношения между размерами атомов элементов покрытий..... 273
7.3. Математическое описание перспектив аморфизации за счет
процессов формирования полей температур и скоростей охлажде-
ния из расплава распыленных плазмой композиционных частиц на
подложке................................................ 276
356
Глава 8. Моделирование процессов последующей обработки
газотермических покрытий.................................... 284
8.1. Математическое описание процессов передачи энергии им-
пульса плазменной струи в покрытие...................... 284
8.2. Математическое описание процессов нагрева покрытия энер-
гией импульса плазменной струи.......................... 287
8.3. Моделирование процессов передачи напорного давления им-
пульса плазменной струи в покрытие...................... 292
8.4. Моделирование деформационных процессов покрытия, обу-
словленных ударно-волновым воздействием напорного давления
импульса плазмы......................................... 295
8.5. Моделирование формирования покрытия при обработке на-
пыленного материала импульсами лазерного луча, полученными
в режиме свободной генерации............................ 302
8.6. Математическое описание процессов нагрева газотермическо-
го покрытия при его шлифовании.......................... 309
Глава 9. Исследования для создания базы экспериментальных дан-
ных для расчетных моделей................................... 315
9.1. Анализ современных методик экспериментального исследова-
ния процессов формирования газотермических покрытий... 315
9.2. Исследование параметров прочности распыленных компози-
ционных материалов ..................................... 324
9.3. Исследование параметров напряженного состояния в системе
напыленная частица-подложка............................. 327
9.4. Исследование термофизических характеристик материалов га-
зотермических покрытий.................................. 330
9.5. Экспериментальное исследование параметров формирования
элементов неравновесных аморфизированных структур компози-
ционных плазменных покрытий............................. 335
Литература.................................................. 343