Ж. А. Мрочек, JI. М. Кожуро, И. П. Филонов ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ И УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН Допущено Министерством образования Республики Беларусь в качестве учебного пособия для студентов машиностроительных специальностей высших учебных заведений. Минск 2000 УДК 621.81(075.8) ББК 34.41и73 М 88 Рецензенты: М. Ф. Пашкевич, зав. кафедрой технологии машиностроения Могилевского машиностроительного института, д. т. н., профессор; П. А. Витязь, академик НАНБ, д. т. н. Мрочек Ж. А. и др. М88 Прогрессивные технологии восстановления и упрочнения деталей машин:- Учеб. пособие / Ж. А. Мрочек, Л. М. Кожуро, И. П. Филонов- Мн.: УП «Технопринт», 2000,- 268 с. ISBN 985-6373-74-3 Приведены обобщенные сведения о способах и оборудовании для наплавки покрытий, обеспечивающих повышение лзносо- и коррозионной стойкости рабочих поверхностей деталей машин и механизмов. Представлены результаты теоретических и экспериментальных исследований электромагнитной наплавки и наплавки с поверхностным пластическим деформированием. Представлены сведения о кинематике и динамике деформирующего элемента, температурах и тепловых процессах, остаточных напряжениях в системе покрытие-основа. Описаны результаты рентгеноструктурного и электронномикроскопических исследований покрытий. Обоснованы оптимальные режимы восстановления и упрочнения изделий. Учебник предназначен для студентов ремонтных и машиностроительных специальностей высших учебных заведений, аспирантов и инженерно- технических работников, специализирующихся в области формирования защитных и упрочняющих покрытий. УДК 621.81(075.8) ББК 34.41я73 ISBN 985-6373-74-3 б Ж. А. Мрочек, Л. М. Кожуро, И. П. Филонов, 2000. © УП «Технопринт», 2000. ВВЕДЕНИЕ Одной из главных задач научно-технического прогресса является вне- дрение в промышленность технологических процессов, обеспечивающих по- вышение производительности труда и увеличение коэффициента использова- ния материалов, уменьшение энергоемкости и себестоимости изделий. В настоящее время для повышения износостойкости рабочих поверх- ностей деталей, позволяющих увеличить скорость и нагрузки современных машин и технологического оборудования, широкое распространение получи- ли методы газопламенного и плазменного напыления, электромагнитной на- плавки и лазерного упрочнения. В практике имеются технические решения, объединяющие вышеуказанные процессы с традиционными методами лез- вийной обработки и поверхностного пластического деформирования. Для изучения и использования методов повышения износостойкости деталей, а также объединения различных процессов необходимо знать и по- нимать разнообразные явления, происходящие в поверхности обрабатываемой заготовки. Навыки управления такими процессами могут быть приобретены только в ходе детального изучения тепловых процессов, особенностей кон- тактного взаимодействия, свойств порошков и т. п. В предлагаемом учебном пособии рассматриваются вопросы кинетики формирования покрытий при электромагнитной наплавке, порошковые мате- риалы, методики, позволяющие оценить стабильность процесса, надежность и долговечность деталей в производственных условиях. Изложены теоретиче- ские основы контактного взаимодействия поверхностей при комбинирован- ном методе наплавки с поверхностным пластическим деформированием, по- казано влияние характера движения деформирующего элемента на качество обрабатываемой поверхности. Раскрыты свойства порошковых материалов и покрытий на их основе, приведены результаты исследований микрострукту- ры, фазового состава покрытий, особенностей структурообразования при электромагнитной наплавке с поверхностным пластическим деформировани- ем, результаты рентгеноструктурных исследований. Особое внимание уделе- но оптимизации технологии на основе математического моделирования. 3 Учебное пособие позволяет изучить и освоить новейшие энерго- ресур- сосберегающие технологии и наметить пути повышения производительности процессов обработки и улучшения качества износостойких покрытий за счет совмещения операций предварительной обработки поверхности, наплавки и окончательного формообразования. 4 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДОВ ВОССТАНОВЛЕНИЯ И УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН Быстрое разрушение изделий, работающих при высоких скоростях, на- грузках и температурах, а также в условиях абразивного, коррозионного и других видов воздействия, требует разработки и внедрения в производство новых методов их упрочнения и восстановления. Основными причинами потери работоспособности изделий являются абразивное и другие виды изнашивания, усталостные поломки и выкрашива- ние материала, различного рода коррозионные и кавитационные разрушения, жидкостная и газовая эрозии и всевозможные сочетания отмеченных выше причин. Увеличить износостойкость рабочих поверхностей изделий можно изме- нением химического состава материала поверхности путем внедрения леги- рующих компонентов для образования структур, хорошо сопротивляющихся процессам изнашивания; механическим и тепловым воздействием на поверх- ность металла, которые приводят к структурным и субструктурным превраще- ниям, способствующим повышению стойкости при различных процессах изна- шивания; нанесением на поверхности трения деталей износостойких покрытий. Согласно вышесказанному можно классифицировать многообразие технологических методов повышения износостойкости (рис. 1.1) с учетом то- го, что в их основе лежат факторы химического, термического и механическо- го воздействий, позволяющие существенно изменить поверхностные свойства изделий. Разнообразные условия эксплуатации машин и механизмов в сочетании с современными требованиями обусловливают необходимость разработки и совершенствования технологических методов нанесения износостойких по- крытий в целях получения биметаллических изделий и для проведения вос- становительных операций. Среди многообразия методов нанесения износостойких покрытий осо- бое место занимают наплавки, при которых за счет тепла внешнего источника подплавляются поверхность покрываемого материала и наплавляемый сплав, в результате чего происходит их взаимодействие с образованием металлур- гической связи. Из термодинамических условий взаимодействия для этого 5 6 необходимо преодолеть определенный энергетический барьер, величина ко- торого характеризуется энергией активации. Нагрев системы повышает ее эн- тальпию, снижает уровень энергии активации, при этом по экспоненциально- му закону возрастает число активизированных атомов. Теоретически при тем- пературе 920—1030°С по всей площади контакта «обрабатываемая поверх- ность — расплав наплавленного материала» может образоваться прочная ме- таллическая связь. Полная адгезия наплавленных покрытий складывается из сил механи- ческого зацепления, сил межмолекулярного взаимодействия (Ван-дер- Ваальсовы силы) и энергии химических связей при образовании нового со- единения. Практическая прочность сцепления обычно меньше теоретической из-за дефектов кристаллических решеток контактирующих поверхностей и присутствия трудноудалимых оксидов, но при качественной наплавке она всегда соизмерима с прочностью основного металла. 1.1. Современные методы восстановления и упрочнения деталей машин наплавкой Технология наплавки обладает преимуществами получения достаточно большой толщины покрытия, высокой производительности, отсутствия огра- ничений по размерам наплавляемых поверхностей. При этом образуется слой с требуемым химическим составом, высокой твердостью и износостойкостью. В общем объеме работ по восстановлению деталей на ремонтных пред- приятиях на долю наплавок различных видов приходится порядка 77%, элек- троконтактного припекания — 6%, гальванических способов — 5%, электро- механической обработки — 4%, заливки жидким металлом — 2%, восстанов- ления полимерами — 4%, других способов — 5% (табл. 1.1 и 1.2). В настоящее время широко используется много технологических спо- собов для наплавки материалов на восстанавливаемую поверхность детали. Большинство из них достаточно близки по энергетическим параметрам (рис. 1.2). Рассмотрим достоинства и недостатки наиболее перспективных из этих способов. 7 Табл. 1.1. Технико-экономические показатели способов нанесения покрытий. Способ нанесения Коэффициент производитель- ности Коэффициент техни- ко-экономической эффективности Применяемость в ремонте (соеди- нение вал—втулка) Наплавка: под слоем флюса 1,62... 1,45 0,436 вибродуговая 0,85..0,72 0,25 ограниченная в среде С02 1,82...1,77 0,403 широкая электроконтактная 2,3...2,1 0,66 порошковыми проволоками 1,75...1,54 0,4 широкая ручная дуговая 1 0,314 — плазменная 2,2...1,9 0,56 Напыление: газопламенное 1,68... 1,47 0,39 ограниченная плазменное 1,76...1,68 0,4 ограниченная Гальванические покрытия: хромирование 0,32...0,22 0,087 — железнение 1,93...1,77 0,064 — Табл. 1.2. Показатели восстановления деталей различными способами. Способ Оценочные показатели Расход ма- териала, кг/м Удельная трудоем- кость, ч/м Удельная себестои- мость, руб/м Удельная энергоем- кость, кВтч/м Наплавка: ручная электродуговая 43...57 30...38 59...84 580 ручная аргонодуговая 30 23...30 58...63 520 ручная газовая 38...51 36...33 74...80 80 электродуговая под слоем флюса 38...51 21...24 38...50 286 вибродуговая 35...30 33..36 66...70 234...240 электродуговая в среде С02 30...45 14...21 25...43 250 Гальванические покрытия: хромирование 20...24 72...129 80...134 324 железнение 28...43 15...19 29...34 120 Примечание: себестоимость восстановления деталей в ценах 1990 г. 8 Рис. 1.2. Динамика роста рабочей мощности дуги от способа наплавки. Плазменная наплавка. Сущность плазменной наплавки заключается в том, что дуга (ток переменный) горит между двумя неплавящимися электро- дами, или же (ток постоянный) — между одним из неплавящихся электродов и присадочным материалом (рис. 1.3). Высокотемпературная плазменная дуга используется для нанесения износостойких покрытий на рабочие поверхности новых деталей, например, клапанов двигателей. Возможность практического применения струи плазмы определяется ее эффективной тепловой мощно- стью, скоростью плазменного потока и распределением температуры в струе, которые, в свою очередь, зависят от конструкции сопла горелки, расхода газа и силы тока. Указанные параметры определяют также глубину проплавления, не превышающую 0,1—0,6 мм. Потери теплоты в ходе плазменной наплавки могут достигать 35%. Наиболее оптимальное рабочее напряжение и температура плазменной струи обеспечиваются в среде аргона и других инертных газов. При наплавке методом прямой дуги по отношению к наплавляемой детали применяют сжа- тую дугу прямого или косвенного действия. В зону наплавки подаются раз- личные присадочные материалы: проволока, две проволоки, порошок одно- временно с проволокой, только порошок. Наплавка может производиться по 9 слою крупнозернистого порошка, заранее насыпанного на поверхность; с по- дачей порошка в сварочную ванну из основного металла; с подачей порошка в плазменную струю, плавлением его в этой струе и переносом на поверхность изделия. Рис. 1.3. Принципиальная схема установки для плазменной наплавки: 1 — основной источник тока; 2 — источник тока для возбуждения дуги; 3 — плазменная горелка; 4 — баллон с газом для транспортировки наплавочного порошка; 5 — газовый редуктор; 6 — дозатор; 7 — баллон с плазмообразующим газом; 8—ротаметр; 9 — смеситель. Метод косвенной дуги отличается от описанного последовательно- стью и количеством дуг, создаваемых при наплавке. Наплавку можно выпол- нять одиночными валиками, а также с применением осциллирования на пря- мой и обратной полярности. При этом предъявляются жесткие требования к скорости перемещения плазмотрона, равномерности прогрева поверхности и условиям расхода газа. Преимуществом способа плазменной наплавки является его пригод- ность к автоматизации с применением электронной системы регулирования процесса. Многие зарубежные комплексы наплавки и оборудование комплек- туются манипуляторами и роботами, системами управления. Наплавка под слоем флюса. Способ характеризуется большой произ- водительностью в результате применения высоких плотностей тока; возмож- 10 ностью управления составом и свойствами наплавленного покрытия за счет дополнительного легирования; возможностью получения толщины покрытия до 0,8—10 мм (рис. 1.4). Наплавка под слоем флюса широко используется для восстановления деталей автомобилей, тракторов и других машин. Наплавляе- мые материалы — проволоки и ленты различного состава, иногда в зону подается дополнительный присадочный материал. Важной особенностью Рис. 1.4. Схема наплавки под слоем флюса цилиндрических деталей: 1 — электрод; 2 —мундштук; 3 — флюс; 4 — флюсопровод; 5 — электрическая дуга; б — расплавленный флюс; 7 — газовая (газошлаковая) оболочка; 8 — расплавленный металл; 9 — наплавленный металл; 10 — шлаковая корка; 11 — деталь; Н — вылет электрода; а — смещение электрода с зенита; V-j — скорость подачи электродной проволоки; VH— скорость наплавки. 11 способа является простота используемого оборудования и высокая произво- дительность процесса, достаточная его изученность для разработки математи- ческих моделей и оптимизации технологических параметров. Существует, од- нако, ряд недостатков процесса, затрудняющих его использование. К ним от- носятся: ограниченные возможности процесса, связанные с формой детали (поверхность детали должна быть горизонтальной или близкой к ней); значи- тельное расплавление основного металла, доля которого в наплавленном слое может достигать 65—70%, и, следовательно, проблемы со стабильностью хи- мического состава и свойств наплавленного покрытия; высокий нагрев детали и невозможность наплавки деталей малых размеров; необходимость ручного удаления шлаковой корки. Вибродуговая наплавка. Способ широко применяется на ремонтных предприятиях в связи с простотой освоения и эксплуатации наплавочных установок, возможностью нанесения слоев толщиной 0,5—3 мм на наружные и внутренние поверхности стальных и чугунных деталей (рис. 1.5). Электрод- ная проволока подается к наплавляемой поверхности детали/через мундштук, вибрирующий с частотой до 110 Гц и амплитудой до 4 мм. Благодаря вибра- циям наплавку можно производить при напряжениях 12—18 В. В связи с тем, что на качество соединения наплавляемого и основного металлов влияет большое число факторов, рассматриваемый способ имеет ряд недостатков, в том числе несплавление наносимого слоя с материалом детали; разбрызгивание электродного материала и его повышенный расход; плохое формирование наплавляемого слоя и недостаточная стабильность процесса наплавки; возникновение раковин и пор в наплавляемом слое; значительное термическое воздействие на деталь, приводящее к появлению термических напряжений в детали и трещин в наплавленном слое. Наплавка в среде защитных газов. Этот способ не требует специаль- ных устройств или защитных флюсов, поскольку дуга между электродом и наплавляемым изделием горит в струе газа, вытесняющего воздух из пла- вильного пространства и защищающего расплавленный металл от воздейст- вия кислорода и азота (рис. 1.6). В качестве защитной среды обычно исполь- зуют углекислый газ, а последнее время аргон или их смеси. В ходе процесса отсутствуют вредные выделения или шлаковые корки, возможно легко кор- ректировать процесс, проводить наплавку при различном пространственном 12 положении наплавляемой поверхности. Вместе с тем процесс имеет сравни- тельно низкую производительность; характеризуется повышенным разбрыз- гиванием металла и значительным термическим воздействием на деталь, вследствие чего в наплавленном слое имеется значительная доля основного металла; в ряде случаев требуется применение специальных проволок. _j K l - z - I - - - - - J Рис. 1.5. Принципиальная схема установки для вибродуговой наплавки: 1 — дроссель; 2 — сварочный преобразователь; 3 —механизм подачи электродной проволоки; 4 — вибратор; 5 — мундштук; 6 — электродная проволока; 7 — насос для подачи охлаждающей жидкости; 8 — восстанавливаемая деталь. 13 Рис. 1.6. Схема наплавки в защитных газах: а) плавящимся электродом: 6) неплавящимся электродом дугой прямого действия; в) неплавящимся электродом дугой косвенного действия: (1 — газовое сопло; 2 — плавящаяся электродная проволока; 3 — дуга; 4 — защитный газ; 5 —поверхность изделия; 6 — неплавящийся электрод; 7 — присадочный пруток; 8 — наплавленный металл). Электроконтактная приварка. Процесс заключается в приварива- нии к поверхности детали стальной ленты, проволоки или порошка с помо- щью мощных электрических импульсов (рис. 1.7). Толщина ленты составляет 0,2—1,5 мм, в том числе учитывается припуск на последующую механиче- скую обработку в пределах 0,2—0,5 мм. Способ имеет высокую производи- тельность. Металл прогревается на небольшую глубину, чем обеспечивается стабильность химического состава и свойств покрытия, не требуется приме- нения флюсов и защитных газов. Вместе с тем для реализации способа необ- ходимы специальные установки и возникает возможность несплавления от- дельных участков наплавляемого слоя с основным металлом. Одной из разно- видностей такого способа является электроконтактное припекание металличе- ских порошков (рис. 1.8). 14 Рис. 1.7. Схема электроконтактной приварки проволоки или ленты: Р — прижимное усилие; 1 — электрод-ролик; 2 — присадочная проволока или лента; 3 — восстанавливаемая деталь; 4 — наплавленный слой; 5 — трансформатор; б — прерыватель. Рис. 1.8. Схема электроконтактного припекания металлических порошков: Р — прижимное усилие; 1 — пневмоцилиндр; 2 — электрод-ролик; 3 — металлический порошок; 4 — восстанавливаемая деталь; 5 — напеченный слой; б — трансформатор. 15 Индукционная наплавка. Способ основан на использовании энергии токов высокой частоты для разогрева наплавляемого металла (рис. 1.9). Его основными преимуществами являются универсальность оборудования, не- большой расход наплавочных материалов, высокие механические и эксплуа- тационные свойства покрытий. Известно много разновидностей индукцион- ной наплавки, среди которых армирование расплавленного поверхностного слоя основного металла присадками; заливка жидкого присадочного металла на подогретый основной слой; погружение подогретой детали в тигель с рас- плавленным металлом; центробежная заливка; расплавление специальной по- рошковой шихты, наносимой на упрочняемую поверхность, и др. Основной недостаток способа — невозможность упрочнения валов. Рис. 1.9. Схема наплавки детали в индукторе (метод НИИТМа): а) при наплавке лемеха; б) при наплавке лап культиватора (1 — деталь; 2 — слой шихты; 3 — индуктор; 4 — опорное приспособление). Электроискровая наплавка. Основана на том, что при сближении двух электродов происходит электрический разряд, при котором выделяется энергия, достаточная для расплавления частицы металла (рис. 1.10, 1.11). Рас- плавленные частицы, достигнув поверхности детали, свариваются с ней и происходит адгезия материала катода с материалом детали анода. Формиро- вание поверхностного слоя происходит в результате суммарного действия всех физико-химических процессов на всех этапах формирования покрытия. Температура в зоне контакта достигает свыше 10 000°С. Эти мгновенные, следующие друг за другом импульсы вызывают существенные изменения в структуре поверхностного слоя стали и наплавленного металла, позволяют ис- пользовать для наплавок тугоплавкие материалы, например, твердые сплавы. 16 К основным особенностям электроискровой наплавки можно отнести возможность локальной обработки поверхности (наплавку можно осуществ- лять в строго определенном месте, не защищая остальную поверхность дета- ли); отсутствие нагрева детали в процессе обработки; высокую прочность сцепления нанесенного материала с основой; отсутствие необходимости спе- циальной предварительной подготовки обрабатываемой поверхности. R Рис. 1.10. Электрическая схема устройства электроискрового нанесения покрытий из порошковых материалов: А —рабочий электрод-анод; К— деталь-катод; С— емкостный накопитель энергии; Д; — выпрямитель; R/ — балластное сопротивление; Rj — токоограничительное сопротивление; Д2 —разделительный вентиль; Б — бункер с порошком. Рис. 1.11. Принципиальная электрическая схема электроискровой установки для наплавки: 1 — деталь; 2 — электрод; 3 — электромагнитный вибратор. В настоящее время известны две разновидности электроискровой на- плавки. В первом случае импульсные разряды возбуждаются при периоди- ческом контактировании электрода-анода с деталью-катодом. Во втором — в межэлектродный промежуток вводится дисперсный материал (порошок). Этот вариант позволяет получить более толстые слои наплавки, расширить гамму наносимых материалов, повысить производительность процесса. В связи с тем, что нанесенное покрытие имеет значительные неровно- сти и поры, электроискровая наплавка сопровождается одновременно дейст- вующим или последующим поверхностным пластическим деформированием, повышающим плотность слоя. Это снижает шероховатость обрабатываемой поверхности и уменьшает остаточные растягивающие напряжения, повышаю- щие усталостную прочность деталей. Шероховатость поверхности уменьша- ется в 1,2—1,3 раза при использовании в ходе электроискровой наплавки вращающегося магнитного поля. Электроискровая наплавка применяется в основном для упрочнения режущих инструментов. Лазерная наплавка. Лазерная наплавка осуществляется путем нанесе- ния покрытия на металлическую основу с использованием энергии лазерного излучения при сохранении химического состава слоя, характерного для на- плавляемого материала (рис. 1.12). Процесс происходит с минимальным пе- ремешиванием наплавляемого материала и материала основы в ограниченной по величине зоне контакта (расплавленная ванна-основа). Наносимый матери- ал может быть подан в зону наплавки в форме прутка, полосы или порошка. При расплавлении наплавляемого материала могут протекать реакции, прохо- дящие с поглощением и с выделением тепла, что может оказывать влияние на величину энергии, необходимой для реализации наплавки. Взаимодействие концентрированного потока электромагнитного излучения с материалом ми- шени и атмосферой может приводить к образованию плазмы, наличие кото- рой снижает поступление энергии к поверхности образца. Целесообразно ис- пользовать порошковые материалы в виде обмазки на основе связующего ве- щества, повышающего поглощение энергии излучения, либо вводить в состав наплавочной композиции материалы, имеющие низкую температуру плавле- ния, так как при достижении температуры плавления или состояния, близкого к нему, поглощение излучения возрастает практически до 100%. 18 Рис. 1.12. Структурная схема лазерной установки: 1 — оптический квантовый генератор; 2 — система излучения лазера; 3 — оптическая система; 4 — восстанавливаемая деталь; 5 —устройство для закрепления и перемещения восстанавливаемой детали; 6 — система передачи технологической среды; 7 — источник вспомогательной энергии; 8 — программное устройство; 9 — датчик параметров излучения; 10 — датчик параметров технологического процесса. При лазерном оплавлении порошковых паст (шликеров) наиболее важным является выбор связующего вещества для приготовления пасты. Воз- никновение сажеобразных продуктов сгорания приводит к выбрасыванию по- рошка из зоны и периодической экранировке излучения. В результате обра- зуются швы с большим коэффициентом перемешивания материалов основы и покрытия, переменной глубиной проплавления и невысоким содержанием ле- гирующих элементов в слое. Хорошие результаты получены при использова- нии паст на нитроцеллюлозной основе с небольшим содержанием сухого ос- татка (цапон-лак, клейстер). Недостатком процесса является то, что при фор- мировании наплавленного валика-слоя по обеим сторонам на поверхности могут образовываться дефектные зоны. 19 Лазерная наплавка осуществляется также с подачей порошка непо- средственно в зону воздействия лазерного луча, в частности с помощью ин- жекторного устройства. Формирование наплавляемого валика при этом идет путем постепенного наращивания слоя от основания к поверхности, тогда как при оплавлении порошковых паст — от поверхности к основе. Процесс харак- теризуется минимальным тепловым воздействием на материал основы, удель- ная энергия при наплавке валика высотой около 1 мм равна 30—50 Дж/мм2, при наплавлении порошковой пасты — около 60—90 Дж/мм2, а при напыле- нии плазменного слоя — 180—330 Дж/мм2. Микроструктура наплавленных лазером слоев существенно отличается от микроструктуры слоев, полученных другими методами. Ее особенность — мелкозернистость — отсутствие крупных карбидов. После лазерного переплава с удельной энергией в пределах от 10 до 240 Дж/мм2 карбиды имеют размер не более 5—20 мкм, а при возрастании энергии образуется структура квазиэвтек- тического типа. Разброс микротвердости изменяется от 3700—23 000 МПа при наплавке ТВЧ до 7900—8900 МПа при лазерной наплавке. Сравнительная оценка износостойкости при трении скольжении пока- зала, что стойкость сплавов ПГ-СР, наплавленных лазером, в 3—5 раз выше, чем плазменного покрытия, оплавленного горелкой, и более 10 раз — чем у наплавленных токами высокой частоты. Одним из основных недостатков порошковой лазерной наплавки явля- ется возникновение трещин в наплавленном слое. Обычно образуются попе- речные трещины, идущие перпендикулярно к линии оплавления или под уг- лом 45°. Наиболее приемлемым средством уменьшения трещинообразования является подбор соответствующих скоростей наплавки при различной плот- ности энергии. Порошковая наплавка находит применение для упрочнения деталей с небольшими размерами зон упрочнения. Снижение пористости и шероховатости поверхности достигается при лазерном оплавлении напылен- ных газотермических покрытий, что является решающим при восстановлении поверхностей большой площади, несмотря на относительно высокую энерго- емкость процесса. Весьма близка к лазерной наплавка порошковых сплавов электронным пучком, однако этот процесс не нашел пока широкого применения в производстве. 20 1.2. Электромагнитная наплавка Для восстановления и упрочнения деталей машин весьма перспектив- ными являются электрофизические методы, основанные на использовании концентрированных потоков энергии. Электромагнитная наплавка (ЭМН) яв- ляется одним из таких методов. Она позволяет реализовать в едином техноло- гическом процессе восстановление геометрических размеров и увеличение срока службы деталей за счет упрочнения — повышения износостойкости ра- бочей поверхности. Метод основан на использовании энергии магнитного по- ля, выступающей в качестве связки зерен порошка на железной основе, нахо- дящихся в подвижно-связанном и скоординированном состоянии относитель- но обрабатываемой поверхности, и электрической, расплавляющей зерна по- рошка и микрогребешки восстанавливаемой или упрочняемой поверхности. На рис. 1.13 приведены схемы ЭМН, отражающие сущность метода на примере восстановления и упрочнения наружных поверхностей тел вращения. Заготовка 1 располагается на некотором расстоянии от полюсного наконечни- ка 4 сердечника 5 электромагнитной катушки 6. Сердечник и заготовка под- ключаются к источнику электрического тока. В зазор между обрабатываемой поверхностью и полюсным наконечником подается порошок 2 из дозатора- бункера 3. Порошок обладает магнитными свойствами, его частицы выстраи- ваются вдоль силовых линий магнитного поля и замыкают электрическую цепь «деталь-наконечник». Зерна порошка под действием энергии проходя- щего по ним тока нагреваются, расплавляются, и капли расплава порошка пе- реносятся на обрабатываемую поверхность вращающейся детали. Вид, интенсивность и характер преобразования вводимой энергии — это главное, что определяет условия нанесения покрытия, так как без этого невозможна активация соединения расплавленного порошка с поверхностью обрабатываемой детали. Вводимый порошок обеспечивает формирование по- крытия на восстанавливаемой или упрочняемой поверхности с заданными фи- зико-химическими и механическими свойствами. Следует отметить, что при ЭМН характер переноса расплава порошка в рабочей зоне (пространстве между полюсным наконечником и обрабатывае- мой поверхностью детали) на обрабатываемую поверхность зависит от мно- гих факторов. Однако энергия электрического и магнитного полей и пути ее 21 Рис. 1.13. Принципиальные схемы электромагнитной наплавки наружных поверхностей тел вращения: а) двухполюсная; б) однополюсная; в) однополюсная с вибрацией полюсного наконечника (1 — восстанавливаемая деталь; 2 — порошок; 3 — бункер-дозатор; 4 — полюсный наконечник; 5 — сердечник электромагнита; 6 — электромагнитная катушка; 7 — скользящий контакт; 8 — пластинчатая пружина). 22 преобразования — доминирующие факторы, определяющие характер метода нанесения покрытия как физико-химического явления. Следовательно, с уче- том термодинамики метод ЭМН — это процесс восстановления и (или) уп- рочнения детали в постоянном магнитном поле путем монолитного соедине- ния расплавленного порошка с материалом детали в результате введения и термодинамического необратимого преобразования энергии и вещества в месте нанесения покрытия. Монолитность соединения обеспечивается появ- лением атомно-молекулярных связей между элементарными частицами со- единяемых веществ. При ЭМН в процессе нанесения покрытия в рабочей зоне энергией магнитного поля формируется многоэлектродная система, в которой цепочки зерен порошка хаотически контактируют с обрабатываемой поверхностью. Плавление цепочек-электродов происходит дискретно за счет периодического возникновения дугового разряда на каждом из них. При этом поверхность ме- талла основы также частично подвергается расплавлению, вследствие чего происходит диффузия в поверхностном слое обрабатываемой детали и возни- кают диффузионные зоны сцепления покрытия с основой. Процесс сопровож- дается протеканием агрегатных превращений в наносимом материале и час- тично в основе. Импульсный характер подвода энергии сближает ЭМН с вибродуговой наплавкой и электроискровым легированием. Формирование импульсов при ЭМН осуществляется как при вибродуговой наплавке, в отли- чие от электрического, применяемого при электроискровом легировании. Таким образом, основываясь на том, что при ЭМН основную роль — нагрев и плавление присадочного материала — выполняет энергия электриче- ского поля, а вспомогательную — удержание порошка и формирование цепо- чек-электродов в рабочей зоне — энергия магнитного поля, метод нанесения покрытия из материала ферропорошка импульсами разрядного тока в магнит- ном поле назван электромагнитной наплавкой. Для реализации процесса ЭМН создаются установки с двухполюсной (рис. 1.13, а) и однополюсной (рис. 1.13, б, в) магнитными системами. Первая обеспечивает более высокую стабильность и производительность наплавки, вторая и третья — обладают большей универсальностью. Перспективным является метод электромагнитной обработки с по- верхностным пластическим деформированием (ЭМН с ППД) (рис. 1.14). 23 9 Рис. 1.14. Принципиальная схема метода электромагнитной наплавки с поверхностным пластическим деформированием наружных поверхностей тел вращения: а) однополюсная с одношариковым накатником; б) двухполюсная с двушариковым накатным устройством; в) однополюсная с трехшариковым накатным устройством (1 — восстанавливаемая деталь; 2 — порошок; 3 — бункер-дозатор; 4 — полюсный наконечник; 5 — сердечник электромагнита; 6 — электромагнитная катушка; 7 — скользящий контакт; 8 — одношариковый накатник; 9 — двухшариковое накатное устройство; 10 — трехшариковое накатное устройство). 24 Поверхностное пластическое деформирование уменьшает шероховатость по- верхности покрытия, увеличивает его твердость и формирует в поверхност- ном слое сжимающие остаточные напряжения, повышающие усталостную прочность обработанных деталей. Для повышения сплошности покрытия при ЭМН используют устройст- ва с пульсирующим магнитным полем и вибрацией полюсного наконечника (рис. 1.13, в). На производительность процесса ЭМН оказывают влияние пара- метры полюсных наконечников (угол заострения полюсного наконечника и высота его рабочего торца), изменением которых можно влиять на магнитную индукцию в рабочем зазоре и тем самым целенаправленно управлять процес- сом. Оптимальными значениями угла заострения и высоты рабочего торца по- люсного наконечника следует считать а = 1 2 и 1 1 = 6мм соответственно. При больших значениях а увеличивается магнитный поток рассеивания и умень- шается градиент магнитной индукции, вследствие чего хуже удерживается порошок в рабочей зоне. Изменение высоты рабочего торца приводит к изме- нению электрической проводимости рабочего зазора, что отражается на плот- ности разрядного тока, от которого зависит производительность процесса. Важным условием реализации процесса ЭМН является равномерная во времени и по ширине полюсного наконечника подача порошка в рабочую зо- ну. Для непрерывной подачи порошка наиболее надежным в работе является бункерное дозирующее устройство вибрационного типа. Подача порошка в рабочую зону в потоке рабочей жидкости обеспечивает не только стабиль- ность протекания процесса наплавки покрытия, но и повышение его произво- дительности и сплошности покрытия. Рабочая жидкость при этом должна удовлетворять следующим условиям: низкая коррозионная активность к ма- териалам порошков и обрабатываемой детали; высокая температура вспышки; хорошая фильтруемость; отсутствие запаха и низкая токсичность. В качестве рабочей жидкости широко используются эмульсол и аквол. Значительное по- вышение стабильности процесса и равномерности нанесения покрытия по толщине достигается при использовании в рабочей жидкости солей калия, кальция, натрия и др. Метод ЭМН реализуется при различных источниках разрядного тока, но выбор его имеет большое значение, так как производительность наплавки зависит от параметров электрических импульсов. Наибольшее применение в 25 производстве нашли сварочные выпрямители ВД-401, которые позволяют ре- гулировать силу разрядного тока в пределах 60—500 А. При подключении магнитной системы установок для ЭМН к источ- никам питания необходимо учитывать взаимную направленность электриче- ского тока и магнитной индукции. Возможны четыре схемы подключения (рис. 1.15). Так, наибольшую производительность и сплошность покрытия обеспечивает схема рис. 1.15, б; наибольшую микротвердость покрытия — схема рис. 1.15, в; наименьшую микротвердость зоны термического влия- ния — схема рис. 1.15, г; наименьшую производительность — схема рис. 1.15, а. Производительность процесса ЭМН и качество покрытий зависят от большого числа переменных факторов. Для управления процессом ЭМН раз- работаны структурно-функциональные схемы процесса ЭМН и формирования покрытия (рис. 1.16 и рис. 1.17), представляющие собой совокупность различ- ных параметров и оценивающих их влияние на конечный результат (эксплуатационные характеристики изделия). Видно (рис. 1.16), что процесс ЭМН можно разделить на четыре фазы: 1 — формирование многоэлектродной системы из зерен порошка в рабочей зоне; 2 — генерация и развитие электрического разряда, плавление порошка; 3 — перенос капель расплава порошка на обрабатываемую поверхность; 4 — взаимодействие наплавляемого материала с основой, формирование по- крытия. Каждая из фаз характеризуется своими входными и выходными па- раметрами и определяется физическими процессами и конструктивными осо- бенностями исполнительных механизмов. На рис. 1.17 представлена структурно-функциональная схема формиро- вания покрытия. Видно, что основными факторами, влияющими на форми- рование покрытий, их физико-механические и эксплуатационные свойства являются энергия электрических разрядов, температура в системе покрытие— основа и остаточные напряжения. Структурно-функциональные схемы процесса отражают закономерно- сти происходящих при ЭМН явлений, позволяют определить основные фак- торы, влияющие на формирование покрытий. Они имеют методологическое значение для дальнейшего совершенствования процесса ЭМН и оборудования на основе системного подхода. 26 Рис. 1.15. Схема взаимного расположения заготовок-деталей и полюсных наконечников при электромагнитной наплавке: N, S —магнитная полярность; (+)> (~) —электрическая полярность; Ф — магнитный поток. 27 I ct s Ш S о 3 28 29 1.3. Требования к методам восстановления и упрочнения Работоспособность деталей, восстановленных наплавкой, определяется химическим составом и структурой наплавленного слоя, его твердостью, из- носостойкостью, ударной вязкостью и усталостной прочностью. Наплавлен- ный металл по химическому составу и строению отличается от состава элек- тродного металла и детали. Жидкий металл, взаимодействуя в ходе наплавки с расплавленным шлаком, водяными парами и окружающим воздухом, окис- ляется и насыщается азотом, водородом и другими элементами. Повышенное содержание кислорода и азота в наплавленном металле придает ему твердость и хрупкость, способствует образованию трещин и пор, ухудшает структуру материала. Это накладывает жесткие требования на подбор химического со- става наплавочного материала, рационального способа и режима восстанов- ления и упрочнения. Правильный выбор данных параметров позволяет управ- лять структурой покрытия, а значит, его твердостью и износостойкостью. В ходе наплавки в детали возникают внутренние напряжения вследствие из- менения температурного и объемного состояния и отсутствия свободного пе- ремещения нагреваемых участков. Эффективным средством для создания в металлопокрытиях напряжений сжатия является пластическая деформация поверхностей слоев. В процессе восстановления и упрочнения детали на ее поверхности образуется слой металла с измененной структурой, фазовым составом, физи- ко-химическими и механическими свойствами по сравнению с основным ме- таллом. Этот слой, называемый поверхностным, оказывает существенное влияние на надежность и долговечность работы детали, определяя ее физико- химические и эксплуатационные свойства (рис. 1.18). Подводя итог вышеизложенному, можно сформулировать требования к «идеальному» процессу восстановления и упрочнения деталей; конструиро- ванию оборудования на модульной основе (рис. 1.19): • процесс должен быть высокопроизводительным, с экономным расходова- нием энергии и материалов, гигиеничным и безопасным; • используемое технологическое оборудование должно быть универсаль- ным, простым в изготовлении и эксплуатации, легко автоматизироваться; • основное время обработки должно быть минимальным, чтобы структура наносимого сплава не претерпевала нежелательных изменений, а основной металл не подвергался оплавлению; 30 Рис. 1.18. Схема связи активной восстановленной поверхности детали с физико-химическими и эксплуатационными свойствами. • между основным металлом и нанесенным слоем покрытия должно сущест- вовать надежное и прочное соединение; • в восстановленных деталях должны отсутствовать значительные термиче- ские напряжения, поры, трещины и т. п.; • для надежного устранения макродефектов процесс должен обеспечивать возможность одновременного и последовательного внешнего механического воздействия, например, поверхностного пластического деформирования. 31 £ о < X tK < а: о CL с; m к 5 I I а. $ * £ I I X I а) а. 5 £ а) с СО ь ^ га 0 m н 2 к с 3 ? 1 © га 3 X ф 2 ф О. О CU О Ь к o VO со о X со о а ^ X к X 5 1— о X (0 а 5 о с 5 О Ш Q. ь ас а. к с Ф >» с: т ^ (*> о S с; LQ О I О S 5 § I с 3 >, а) ¥ 2 о <и ^ а. ш ф го Q. О СО § £ 8 ? !<§ I a р s Ш X го го m о 2 ^ 9- Ш | CD а. Е > % ж X о щ «О о g >5 0) т (0 q О О L. X X С1> Ct S X с; со 0) (0 т п о с VO (0 V о. О Ш 5 JD X С1> Р X О о г > CL t- X S ? <1) S 0) X СО СП >> ф LD 5 о го о о Ф .X I I i i . ° s m | го го S ш о о I ш О. ЭГ X О Ф 5 1 I 1 3 S § « I § N ж ^ S if 8 'О £ и о с о ж 8 щ S ~ о J ^ и Р 1 8 ? £ I а о-) ^ . « ft, s o" Of о 3 <-o * О S ж S" I fc I u CN 43 О u 32 2. КИНЕТИКА ФОРМИРОВАНИЯ ПОКРЫТИЯ ПРИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКЕ 2.1. Явления, происходящие в рабочей зоне устройств для электромагнитной наплавки Область пространства между обрабатываемой поверхностью и полюс- ным наконечником, в которой происходит формирование поверхностного слоя заготовки при ЭМН, называется рабочей зоной. При ЭМН рабочая зона заполняется порошком, зерна которого под воздействием постоянного маг- нитного поля выстраиваются вдоль магнитных силовых линий, образуя токо- проводящие цепочки-электроды. В момент касания последних обрабатывае- мой поверхности происходит замыкание электрической цепи «источник то- ка — полюсный наконечник — заготовка — источник тока» и в рабочей зоне развивается дуговой разряд, в результате которого расплавляются зерна по- рошка, и образовавшийся расплав под воздействием сил электрического и магнитного полей переносится на поверхность заготовки. В рабочей зоне всегда магнитный поток распределен неравномерно, что обусловлено геометрическими размерами полюсного наконечника и обра- батываемой заготовки. При использовании двухполюсной установки магнит- ный поток у поверхности заготовки больше, чем у поверхности рабочего тор- ца полюсного наконечника, а при однополюсной — наоборот. При внесении в рабочую зону магнитным полем зерен порошка, в ней возникает градиент магнитной индукции grad В, направленный в сторону полюсного наконечника. В этом случае величина силы, действующей на зерно порошка в направлении вектора grad В , определяется по формуле 3 Rd+A ' где (1 — магнитная проницаемость материала порошка, Гн/м; а, Ъ — размеры большой и малой осей эллипсоида, м; % — магнитная восприимчивость мате- риала порошка, Гн/м; Н — напряженность магнитного поля у верхней грани- цы зерна, А/м; Rd — радиус обрабатываемой заготовки, м; А — величина ра- бочего зазора, м. 2 Зак. 212 33 При ЭМН полюсный наконечник, обрабатываемая заготовка и цепочка зерен порошка приобретают магнитную и электрическую полярность. Плав- ление цепочек-электродов (порошка), контактирующих с обрабатываемой по- верхностью, в рабочей зоне происходит дискретно за счет возникновения кратковременного электрического разряда на каждом из них. Возникновение и протекание дугового разряда определяется воздействием электрических, магнитных, химических и других факторов. Дуга горит в месте наименьшего расстояния между обрабатываемой заготовкой и наконечником при мини- мальном сопротивлении и падении напряжения. Скорость возникновения дугового разряда и время его существования оказывают влияние на произво- дительность процесса ЭМН, глубину зоны термического влияния и равномер- ность распределения капель расплава металла по обрабатываемой поверхно- сти. Частота возникновения импульсов зависит от силы разрядного тока, напряжения, зернистости порошка, скорости вращения заготовки, состава окружающей среды и других факторов. В рабочей зоне может происходить один или несколько дуговых разря- дов одновременно. При постоянном токе процесс ЭМН осуществляется в им- пульсном режиме. Длительность и частота возникновения импульсов непо- стоянны. Форма импульсов трапецеидальная (рис. 2.1, а), возникновение им- пульса на одной из цепочек по времени никогда не совпадает с моментом воз- никновения импульсов на других. В большинстве случаев возникающий импульс подавляет течение дуговых разрядов на соседних цепочках- электродах. При одновременном возникновении нескольких импульсов их амплитуды меньше амплитуды тока одиночного импульса. В паузах между дуговыми разрядами сила разрядного тока вначале падает до минимального значения /т,„, а затем снова нарастает (рис. 2.1). Повторный импульс может произойти в системе без замыкания, путем ионизации газов в рабочей зоне действием дугового разряда на соседней цепочке. Процесс плавления цепочек-электродов для многоэлектродной системы не отличается от плавления одиночной цепочки. Однако поведение много- электродной системы в этих условиях имеет некоторые особенности. Система может быть настроена таким образом, что в рабочей зоне будет преобладать одиночное пульсирующее горение цепочек-электродов (рис. 2.1, б). В этом 34 случае процесс ЭМН идет неустойчиво, формирование поверхностного слоя нестабильно, расход электроэнергии минимальный, производительность не- высокая. Когда же в рабочей зоне преобладает групповое перекрываемое го- рение цепочек-электродов (рис. 2.1, в), процесс идет устойчиво, обеспечива- ется его стабильность и формирование покрытия. б Рис. 2.1. Осциллограмма процесса электромагнитной наплавки: а) замыкание рабочего зазора одиночными цепочками-электродами: б) одиночное неперекрываемое горение цепочек-электродов: в) групповое перекрываемое горение цепочек-электродов. 35 На рис. 2.2 показана зависимость частоты импульсов разрядного тока от расхода порошка, магнитной индукции в рабочей зоне и плотности разряд- ного тока. Видно, что только одна зависимость для плотности разрядного тока носит экстремальный характер. у, им/с I 1 I 2 > 3 g-lQ3, гДс-мм2) 0,4 1 0,7 1,0 В,Т — 1 1 2 3 i,P/MM Рис. 2.2. Зависимость частоты импульсов разрядного тока у от расхода ферропорошка g (1), магнитной индукции в рабочем зазоре В (2) и плотности разрядного тока i (3). 36 Нагрев и плавление порошка повышается благодаря взаимному влия- нию дуговых разрядов в многоэлектродной системе. Равномерность тепло- вложения в заготовку обеспечивает импульсное течение процесса ЭМН, при этом в рабочей зоне поддерживается высокий тепловой градиент. При малой силе разрядного тока (I < 80 А) и большом расходе порошка (g > 2,6 г/(с-мм2)) в рабочей зоне энергии электрического поля недостаточно для возбуждения дугового разряда. В этом случае процесс перестает носить импульсный харак- тер (осциллограмма силы разрядного тока представляет прямую линию), так как выделяемой теплоты недостаточно для расплавления порошка и основы. Происходит спекание порошкового материала, отсутствует адгезия между ма- териалом матрицы и покрытием, которое разрушается при незначительном внешнем воздействии. 2.2. Магнитное поле и его роль при электромагнитной наплавке 2.2.1. Силы, действующие на единичное зерно порошка. На каждое зерно ферромагнитного порошка, находящееся в рабочей зоне, действуют магнитные, электромагнитные и механические силы. Состав этих сил опреде- ляется характером внешнего магнитного поля, магнитными и электропровод- ными свойствами материала порошка, формой и размерами зерен, свойствами применяемой рабочей жидкости. В общем случае на единичное зерно порош- ка в рабочей зоне при отсутствии импульсов электрического тока действует результирующая сила FT = F +F,+F +F ,+F+F +F +F , Е М Ml ЭМ ЭМ1 т ин мд тр> где FM — сила, вызванная магнитным взаимодействием токов материала зер- на с внешним полем; FMl — сила, вызванная стремлением зерна сориентиро- ваться вдоль силовых линий магнитного поля; РЭ1Л — сила электромагнитного взаимодействия индукционных токов зерна с внешним полем; F3Mi — сила электромагнитного взаимодействия индукционных токов зерна, движущегося в рабочей зоне; FT — сила тяжести; FHH — сила инерции, возникающая при соприкосновении зерна с движущейся обрабатываемой поверхностью; Рия — сила механического давления; F.ф — сила трения в порошковой среде. 37 Силы механического давления F m и F действующие на отдельное зерно со стороны порошковой среды, могут быть определены только при ра- счете взаимодействий зерна с порошковой средой в рабочем зазоре. Прене- брегая силами малой величины, ограничимся рассмотрением только сил маг- нитного взаимодействия сред FM , Ful и инерционных Fm сил. Л. Д. Ландау и Е. М. Лившиц представили зависимость для магнитной силы, действующей на тело, помещенное в магнитное поле, в виде Но В(Я-В)-^В2Я ds, (2.1) где ц0 — магнитная постоянная, ц0 = 4тг1(Г7 Гн/м; В — вектор магнитной индукции, действующий на элементарной поверхности ds ферромагнитного тела; п — единичная нормаль к площадке ds. Приняв допущение о симметричной форме зерен порошка, изотропно- сти магнитных свойств материала зерна и его высокой магнитной проницае- мости, зависимость (2.1) можно привести к виду FM = — VBgradB, (2.2) Но где V — объем ферромагнитного зерна, м ; В — магнитная индукция в точке рабочей зоны, где расположено зерно, Т; gradB — вектор 1радиента магнит- ной индукции в той же точке рабочей зоны. Следовательно, магнитная сила FM определяется размерами зерна, ин- тенсивностью магнитного поля и его неоднородностью в рассматриваемой точке рабочей зоны. С помощью формулы (2.2) можно проанализировать поведение зерен порошка в рабочей зоне. Магнитное поле рабочей зоны, ограниченное экви- дистантными поверхностями полюсного наконечника и обрабатываемой заго- товки, неоднородно (рис. 2.3, а). Градиенты магнитной индукции gradB мо- гут быть разделены на радиальную gradB0 и тангенциальную gradBt состав- ляющие. Если в рабочую зону поместить ферромагнитные частицы, то силами FHp они будут притягиваться к полюсному наконечнику, а силами Fm — втя- гиваться в рабочую зону. Магнитные силы F и Fm позволяют рассмотреть 38 поведение отдельного зерна при сообщении движения заготовке. Зерно по- рошка, находящееся в средней части рабочей зоны, будучи прижатым к заго- товке, двигается вместе с ней под действием силы трения F . Остановленное силой Fm, зерно притягивается к полюсному наконечнику силой FMp. Неко- торые зерна, помещенные в среднюю часть рабочей зоны, стремятся выстро- иться в цепочку вдоль силовых линий магнитного поля (рис. 2.3, б). При вра- щении заготовки цепочка движется вместе с обрабатываемой поверхностью, пока не достигнет границы рабочей зоны. Затем цепочка начинает совершать колебательные движения под действием сил трения F1V с обрабатываемой по- верхностью и сил F m , стремящихся вернуть цепочку внутрь рабочей зоны. Если увеличить число цепочек, то они проделывают тот же путь, уплотняясь у выхода из рабочей зоны и препятствуя друг другу совершать колебательные движения. Рис. 2.3. Схема воздействия магнитных сил на зерно ферропорошка (а) и движения цепочки зерен (б) в рабочей зоне при отсутствии импульсов разрядного тока при электромагнитной наплавке (1 — заготовка; 2 — зерно ферропорошка; 3 — полюсный наконечник). 39 При заполнении рабочей зоны ферромагнитным порошком характер картины поля сохраняется, но изменяется плотность магнитного потока. Если известно распределение магнитных потенциалов в рабочей зоне для случая заполнения ее воздухом, то новые значения магнитных потенциалов при за- полнении рабочей зоны порошком можно оценить и определить количествен- но с помощью коэффициентов Pi и р2. Значения магнитных потенциалов внутри рабочей зоны должны быть увеличены умножением на коэффициент pi > 1, а на участках потоков рассеяния — уменьшены делением на р2 < 1: p ^ G j + G ^ G . + G,); p2=(G, + G2)/(n„G, + C72), где (i„ -— относительная магнитная проницаемость порошка; G\ и Gi — соот- ветственно магнитные проводимости рабочего зазора и участков рассеивания при заполнении воздухом. Если зерно порошка имеет удлиненную форму, например, эллипсоида, то на него действует момент магнитных сил Мм, который может быть вычис- лен по формуле Мм = р5*ак sinG, где р = В2И\х0 — магнитное давление на единичную площадку поверхности зерна; S* — площадь среднего поперечного сечения эллипсоида; а — длина его наибольшей оси; 0 — угол между направлениями наибольшей оси эллип- соида и силовых линий внешнего магнитного поля; к — коэффициент. Если материал зерна имеет высокие магнитные свойства (цм » 1 ) , то к = 2(N - - j ) -1)], где X — отношение полуосей эллипсоида, а значение N для вытянутого эл- липсоида (X, > 1) определяется из зависимости l - f l / V ^ 2 -llarctgVx.2 - 1 l{x2-\). N = X2 Каждое зерно вытянутой формы под действием момента магнитных сил Мм стремится развернуться вдоль силовых линий поля, однако окружающая 40 порошковая среда и силы трения с движущейся поверхностью заготовки пре- п я т с т в у ю т переориентации зерна. При этом со стороны вытянутого зерна на порошковую среду и поверхность заготовки действует дополнительная магнитная сила Ful = (М„ / a) sinQ. 2.2.2. Поля напряжений в порошковой среде. Силы взаимодействия в контакте зерен порошка с обрабатываемой поверхностью определяются не только силами, действующими непосредственно на контактирующее зерно, но и воздействием на него окружающей порошковой среды. Сложность расчетов усугубляется тем, что сами зерна внутри рабочей зоны имеют разную форму и размеры, поэтому было принято допущение, что рабочая зона заполнена од- нородной по плотности и магнитным свойствам порошковой средой. С уче- том сделанного допущения вместо сил F,, действующих на отдельные зерна, оперировали удельными силами F i , действующими на малые единичные объемы порошковой среды. F , = £ F , / лг , i=i где Ft — силы, действующие на п зерен, перемещающихся в объеме Л К. На границе области, занятой порошковой средой, и на выделяемых площадках внутри среды нормальные и тангенциальные напряжения будут определяться соответственно следующими зависимостями: °n=1LFjAS, 5. i-i i-i Здесь Fin и Fn — нормальные и тангенциальные силы, действующие на площадку AS со стороны г-го зерна, размещающегося на этой площадке. На боковых границах порошковой среды действуют магнитные давле- н и я Рмг, направленные внутрь порошковой среды. Внутри среды действуют удельные магнитные силы F , которые целесообразно рассматривать как геометрическую сумму координатных составляющих F и F/M7 (рис. 2.4, а). 41 Рис. 2.4. Схема воздействия магнитных сил и давления в рабочей зоне (а) и на поверхности раздела сред ферропорошок—воздух (б) при отсутствии рабочих движений при электромагнитной наплавке. Под действием давлений РМГ и удельных магнитных сил FJU7 каждый элементарный объем среды испытывает сжатие напряжениями az. По законам механики зернистых сред в плоскости, перпендикулярной к направлению дей- ствия ст2, возникают напряжения бокового распора сту, равные где £, — коэффициент, характеризующий условия бокового давления; р — ко- эффициент Пуассона для данной порошковой среды. Напряжения а у передаются к поверхностям полюсного наконечника, заготовки и совместно с силами F. создают на этих плоскостях давления РУ. Наличие напряжений сту объясняет силовой контакт частиц порошка с заготовкой, когда все магнитные силы FjMy направлены от заготовки к по- люсному наконечнику. Удельные магнитные силы FJM могут быть определены, если известны закономерности распределения магнитного поля, по формуле 42 п п T F . у V. L^ "I 1 ' . _ 3D FiM = = — В gradB = —В—, >м AV ця AV ц„ дп' г д е цп — магнитная проницаемость порошковой среды при величине индук- ции В\ п — направление градиента магнитной индукции в данной точке пространства; г — объемное содержание ферромагнитного материала в еди- ничном объеме порошковой среды е = ] ^ . / Д Г = у„ /уЛ 1 , /=1 где у„ и ум — плотность материала порошка в порошковом и монолитном со- стояниях соответственно. Тогда координатные составляющие удельной магнитной силы будут соответственно Р р = — jmy Ц„ зу' ymz Ця az • Для расчета магнитных давлений Рж на боковых границах рабочего зазора можно воспользоваться следующим приемом. Если малый объем порошка А V перенести через границу раздела сред по нормали к этой границе из положения I внутри порошковой среды в положение II вне этой области, то магнитная энергия этого малого объема изменится, не изменив существенно распределение магнитного поля в ближайшей зоне (рис. 2.4, б). В этом случае удельная магнитная энергия в объеме А К может быть определена по формуле п 2-1 ^ »2 д2 Wj = — —— — ~s ——. 7 AV 2 2 \ х 0 Разность удельных магнитных энергий в начальном и конечном поло- жениях в первом приближении равна магнитному давлению на поверхности границы в этой точке P * , = W ] 2 + W i X ~ ( B } - B l ) , (2.3) •^М-о 43 где Bi и Ве — значения магнитной индукции в данной точке и на границе внутри среды соответственно. Проекции векторов магнитной индукции и напряженности поля на гра- нице раздела сред связаны соотношением В2 = Вп2 + В2. С учетом этого зависимость (2.3) можно привести к виду •^М-о •'Но Максимальное значение Рмг принимает при (3 = 0, когда векторы маг- нитной индукции в каждой точке границы раздела сред совпадают с ее на- правлением, т. е. наиболее вероятным расположением границы раздела сред в статике является ее совмещение с направлением силовых линий магнитного поля, так как это обеспечивает наиболее надежное удерживание зерен порош- ка на поверхности раздела сред. При вращении заготовки удельные силы трения F ^ в контакте порош- ка с обрабатываемой поверхностью совместно с давлением Рмг смещают порошковую среду в направлении движения. Выбрасыванию порошка из ра- бочей зоны препятствуют удельные магнитные силы FjKZ, направленные навстречу движению; силы трения F в контакте порошка с полюсным на- конечником; давление Рмг. Силы трения порошка с заготовкой перемещают порошок к границе зо- ны и создают в рабочем зазоре собственное поле напряжений, которое, сум- мируясь с полем напряжений от действия Рмг и FjTp, создает увеличение дав- ления Ру на поверхностях полюсного наконечника и заготовки. Нормальную составляющую силы давления Ру для каждого зерна, находящегося в контакте с заготовкой, можно вычислить по формуле Ру (к) = Ру (к)A S/N = Ру (к)Ь2, где Ру (к) — среднее значение силы Ру в пределах малой площадки AS с центром в точке z = к, Ру (к) — давление на заготовку в точке z = к, N = ASib2 — число зерен порошка, размещающихся на площадке AS; Ъ — размер малой оси эл- липсоида. 44 Тангенциальные составляющие силы давления в каждой точке линии контакта порошка с обрабатываемой поверхностью, если при движении заго- товки соблюдено условие равновесия всех сил в направлении оси z, опреде- ляются из зависимости РД) = Fflv(k)AS/N=FJTp(k)b2. Следовательно, в результате электромагнитных процессов зерна по- рошка под действием составляющих силы давления Ру и Pz удерживаются на поверхности заготовки. Это свидетельствует о том, что при формировании электромагнитного покрытия не требуется дополнительных механических воздействий. Однако для повышения параметров качества микрогеометрии и макрорельефа покрытия небольшой толщины, полученного ЭМН, допускает- ся дополнительная механическая обработка — поверхностное пластическое деформирование покрытия. 2.3. Управление процессом возбуждения электрического разряда при электромагнитной наплавке Возбуждение электрического разряда и соблюдение стабильности про- текания процесса — важные технологические операции электромагнитной наплавки, оказывающие влияние на производительность, качество покрытия, расход порошка и электроэнергии. Процесс ЭМН для системы с постоянной подачей порошка в рабочую зону можно рассматривать в несколько стадий: формирование «щетки» по- рошка на рабочем торце полюсного наконечника, осуществление процесса замыкания цепи первой цепочкой-электродом, нагрев цепочки-электрода про- текающим током, возбуждение горения и погасание электрической дуги с за- мыканием цепи последующими цепочками-электродами (рис. 1.15). Признаком установления стабильного процесса ЭМН является группо- вое перекрываемое горение цепочек-электродов в рабочей зоне. Установлено, что образовавшиеся при электрическом разряде объемы жидкого металла выбрасываются из зоны расплавления. Место зарождения и развития электрического разряда с учетом того, что цепочка-электрод состоит из отдельных зерен, зависит от многих факторов. Определение точки, в которой 45 происходит дуговой разряд в цепочке, и управление его местоположением важно для повышения производительности процесса, срока службы полюсного наконечника, снижения расхода ферропорошка и энергетических затрат. Согласно теории термической ионизации возбуждение и развитие электрического дугового разряда происходит в месте выделения наибольшего количества теплоты в системе «токоподводящий наконечник — электрод — деталь». Для определения места возбуждения электрического разряда в цепочке- электроде и факторов, позволяющих управлять этим процессом, необ- ходимо установить распределение температуры по длине токопроводящей цепочки-электрода в момент, предшествующий зарождению и развитию ду- гового разряда. Из теории процессов сварки известно, что соприкосновение электрода с основным металлом характеризуется резким падением напряжения и нараста- нием силы тока короткого замыкания. Цепочка-электрод на участке между заготовкой и токоподводящим наконечником нагревается протекающим то- ком согласно закону Джоуля-Ленца. В месте выделения наибольшего количе- ства теплоты происходит перегрев цепочки-электрода и возникновение дуго- вого разряда. Известно, что при ЭМН электрод состоит из N дискретных частиц по- рошка, между которыми существуют дополнительные контактные сопротив- ления Ru, i?23, Для рассмотрения нагрева цепочки-электрода прини- маем ряд допущений: порошок состоит из одинаковых по форме зерен — эл- липсоидов вращения с размерами большой и малой осей а и Ъ\ в окрестности точки А (рис. 2.5) — контакта первого зерна с полюсным наконечником часть выделяющейся энергии, которая характеризуется коэффициентом распреде- ления энергии 0 < к < 1, поступает к первому зерну, а остальная — расходует- ся на разогрев полюсного наконечника. Так как время импульса составляет 0,01—0,15 с, то потерями энергии на конвекцию и излучение пренебрегаем. Для полюсного наконечника нагреваемая область вокруг точки А огра- ничивается цилиндрическим объемом металла длиной, равной а, и сечением 46 AS, равным наибольшей поперечной площади зерна. На участке АА, (рис.2.5) т е м п е р а т у р н а я зависимость запишется уравнением где Кпн — теплопроводность материала полюсного наконечника; Сп„ — удельная теплоемкость материала наконечника; рпн — удельное электриче- ское сопротивление материала наконечника; 6С — температура окружающей среды; к — коэффициент распределения энергии; RnH\{t) — контактное сопро- тивление в точке А. с граничными условиями e(-e,f) = ee; ас1*-* & | w 0 эе, = ki2Rnjt) 1 2 3 4 / а а б а V Л? 0- Рис. 2.5. Расчетная схема нагрева цепочки-электрода (1 — заготовка; 2 — зерно ферропорошка; 3 — полюсный наконечник; 4 — сердечник электромагнита). Процесс нагрева цепочки-электрода можно описать уравнением m\d{midx) | ^ . ( О Ъ р л dt дх A S 47 где X — теплопроводность материала порошка; R\(t) — сопротивление мате- риала первого зерна; С — удельная теплоемкость материала порошка; р —. удельное электрическое сопротивление. Граничное условие для уравнения в точке контакта первого зерна N\ (рис. 2.5) определяется зависимостью 50. _ 501 _ I2Rn{t) ^ Д: -О-0 х=а+0 I А О ' дх дх ХАS где Л 12(0 — контактное сопротивление в точке N\. Процесс нагрева электрода на участке i'-го зерна описывается уравнением 50 dt д{ХдПдх) | /2Д,(*У дх AS /Ср с граничными условиями 501 _50| _ & |*-G-iM X A S > 50, _ 50| dxU-ia-° дх1хЫа+0 XAS ' Здесь R,{t) — сопротивление материала г-го зерна; R ^ f t ) — контакт- ное сопротивление в точке Л ^ ; Л,(,+1) — контактное сопротивление в точке Nt. Для зерна, находящегося в контакте с обрабатываемой поверхностью в точке В (рис. 2.5), граничные условия будут 50, 501 _ /Х(„-,)(,) . 50, _ 50i = I2Rjt) ~ х=па-0 х=па+0 Л А Г * ' дх дх XAS где R„u — контактное сопротивление в точке В. В окрестностях точки В будет происходить разогрев заготовки, анало- гичный разогреву полюсного наконечника в точке А. В этом случае измене- ние температуры участка ВВ, можно определить из уравнения 48 ее dt дхп (aev | xnd2e 59 la*J 5л;2 где — теплопроводность материала заготовки; Си — удельная теплоем- кость материала заготовки; р„ — удельное электрическое сопротивление материала заготовки с граничными условиями в точке В б[(л + 1)<м]=е с . Следовательно, модель процесса нагрева цепочки-электрода можно представить следующей системой уравнений: 56 а/ 8к„ ае /59 дх дх2 эе ~д(Ш/дх) '4(01 dt дх AS 59 _ ~d{\dl/dx) '4(01 dt dx AS 56 _ 'д(Хд1/дх) '4(01 dt дх AS 56 _ ~d(\dl/dx) /4(01 dt дх AS 56 X f a e V x„a2el dt 56 tax J дх2 '(СтР „Л ' Ы !{Ср\ /(Ср)\ !{Ср), (2.4) Распределение температуры по длине цепочки-электрода можно иссле- довать в зависимости от силы проходящего по ней тока и коэффициента рас- пределения энергии в момент времени, предшествующий дуговому разряду. Для определения контактных сопротивлений между зернами порошка исполь- зуется зависимость Rk = rK IF, где гк — контактное сопротивление, Ом; Р — давление в контакте, МПа; z — показатель степени (для стали и сплавов на основе железа z = 0,75). 49 Контактное сопротивление слагается из сопротивления стягивания ли- ний тока, проходящего через контактную площадку, и последовательного с ним сопротивления окисных пленок, присутствующих на поверхности зерен порошка гх = П + r2 + rf= р,/4Л + р2/4R + p/s/R2, где г \ , г2 — сопротивление зерен порошка в зоне контакта; г/— сопротивле- ние окисной пленки; рь р2 — удельное сопротивление контактирующих ме- таллов; ру— удельное сопротивление окисной пленки; s — суммарная тдлщи- на пленки; R — радиус зоны контакта. В условиях ЭМН в контакте между зернами действуют небольшие сжимающие усилия, их величина не превыша- ет 0,3 Мпа. Окисные пленки не могут быть разрушены механическим путем, поэтому они оказывают решающее влияние на контактное сопротивление, а сопротивлением зерен можно пренебречь. С учетом вышеизложенного величина контактного сопротивления определится по формуле R« = P/s/(nR2-r), где Р — магнитное давление между частицами ферропорошка, которое опре- деляется зависимостью Р = -~В2 2Ц„ 1 - ' Р 2 И, где (i0 — магнитная проницаемость вакуума, р0 = 2л-Ю-7 Гн/м. При расчете по модели (2.4) нагрева цепочки-электрода с учетом кон- тактных сопротивлений между зернами порошка, сжимаемыми силами маг- нитной индукции, использовался пакет прикладных программ для реализации численных методов интегрирования дифференциальных уравнений. Напри- мер, при расчетах примем размеры зерен равными а = 0,4 мм; Ъ = 0,2 мм; площадь контакта зерна S = 0,008 мм. В качестве материала наплавляемого порошка использовался порошок ПЖРВ2, для которого Р = 2-10~8 Ом м, Pf= 103 Ом м и А5 = 10"8. Результаты расчета представлены на рис. 2.6 и 2.7 в виде графиков. 50 Рис. 2.6. Распределение температуры t по длине цепочки-электрода при различных значениях коэффициента передачи энергии (I = 100 А; В = 1,0 Тл; X = 10~3 с): 1)К = 0,8; 2) К = 0,7; 3) К = 0,6; 4)К= 0,5. 51 Рис. 2.7. Распределение температуры t по длине цепочки-электрода при различных значениях силы разрядного тока (а) и магнитной индукции в рабочей зоне (б) (К = 0,65; т = 1(Г3 с): 1)1 = 100 А; В = 0,6 Т; 2)1= 120 А; В = 0,8 Т; 3)1= 140 А; В = 1,0 Т 52 Анализ распределения температуры по длине цепочки-электрода (рис. 2.6 и 2.7) показывает, что при коротком замыкании происходит ее не- равномерный нагрев. При распределении температуры наблюдается ряд тем- пературных максимумов: у полюсного наконечника, в местах контакта зерен порошка, у поверхности обрабатываемой заготовки. Возбуждение и развитие электрической дуги объясняется тем, что благодаря высокой плотности тока температура контакта сильно возрастает, металл зерен расплавляется и час- тично испаряется. Образуется промежуток, заполненный парами металла, по- тенциал которых ниже потенциала ионизации воздуха. Ввиду малого расстоя- ния между электродами и высокой степени ионизации развивается дуговой разряд. Следовательно, место возникновения и протекания электрического разряда определяется расположением температурного максимума. Анализ изменения температуры по длине цепочки-электрода в зависи- мости от условий ЭМН показывает, что расположение температурного мак- симума зависит в основном от перераспределения теплоты в контакте полюс- ный наконечник — порошок. При коэффициенте распределения энергии к > 0,7 температурный пик находится в точке А (рис. 2.5) и электрический разряд развивается у поверхности полюсного наконечника, при этом процесс наплавки на обрабатываемую поверхность не происходит. Когда к < 0,7, место избирательного возникновения дугового разряда определяется значением контактных сопротивлений между зернами порошка. Экспериментальная проверка полученной математической модели на- грева цепочки-электрода затруднена тем, что истинную силу тока и контакт- ные сопротивления определить с достаточной степенью точности не пред- ставляется возможным. Однако проведенные теоретические исследования по- зволяют выявить факторы, с помощью которых можно условно устанавливать место возбуждения дугового разряда в цепочке-электроде. Анализ распределения температуры по длине цепочки-электрода, про- веденный по рассмотренной модели (2.4), позволяет утверждать, что при обеспечении условий для существования дугового разряда у поверхности за- готовки там происходит наибольшее тепловыделение, формируется темпера- турный максимум, равный температуре плавления зерен порошка, и осущест- вляется процесс ЭМН. 53 Следовательно, уменьшение количества теплоты, выделяющейся у по- люсного наконечника, и создание условий для возникновения и развития ду- гового разряда у поверхности обрабатываемой заготовки — путь обеспечения устойчивости, повышения производительности и качества ЭМН. В табл. 2.1 представлены результаты экспериментов, подтверждающих вышеизложенные положения теоретического представления закономерностей протекания процесса ЭМН. На партию образцов из стали 45 наплавляли по- крытия, охлаждая полюсный наконечник, на другую — без охлаждения. Спе- циально разработанная конструкция полюсного наконечника из стали 10 ох- лаждалась проточной водой. Наплавка покрытия из порошка ПЖРВ2 произ- водилась при различных режимах процесса ЭМН. Установлено, что место возникновения и протекания электрического разряда определяется располо- жением температурного максимума, равного температуре плавления зерен порошка. Расположение температурного максимума зависит от перераспреде- ления теплоты в системе «полюсный наконечник — цепочка-электрод — об- рабатываемая заготовка». При значениях коэффициента, характеризующего распределение энергии по длине цепочки-электрода, к > 0,7 температурный максимум находится у поверхности полюсного наконечника, при к < 0,7 — расположен у обрабатываемой поверхности. В последнем случае наблюдается устойчивый перенос расплава на поверхность изделия. Табл. 2.1. Электромагнитная наплавка порошка ПЖРВ2 с охлаждением (ОН) и без охлаждения (БОН) полюсного наконечника. N2 п/п Режим ЭМН Увеличение мас-сы образца, мг Уменьшение массы полюс- ного наконечника, мг /, А/мм В, J g, г/(с мм ) ОН БОН ОН БОН 1 1,2 0,6 2,0 152 114 4 8 2 1,2 0,6 2,4 162 123 5 9 3 1,4 0,7 2,8 168 132 6 12 4 1,4 0,7 3,2 172 139 6 12 5 1,6 0,8 3,6 183 144 7 14 6 1,6 0,8 4,0 186 148 9 15 7 1,8 0,9 4,0 182 152 12 15 8 1,8 0,9 3,6 178 155 12 17 9 2,0 1,0 3,2 174 157 10 22 10 2,0 1,0 2,8 172 158 11 23 54 Анализ распределения температуры по длине цепочки-электрода по- зволил определить путь обеспечения устойчивого процесса ЭМН: уменьше- ние количества теплоты, выделяемой у поверхности полюсного наконечника, и создание условий для возникновения и развития дугового разряда у обраба- тываемой поверхности заготовки. 2.4. Модели деформационных процессов наплавленных поверхностей В процессе поверхностного пластического деформирования пористые и порошковые материалы испытывают необратимую объемную деформацию, что принципиально отличает их от монолитных, которые принято считать не- сжимаемыми. По отношению к таким материалам механика сплошной среды может применяться для изучения процессов, происходящих как в микрообъ- емах, так и на макроуровне. Известно, что механика сплошной среды основа- на на предположении, что изучаемые объекты равномерно распределены в занимаемом ими объеме, но применение ее на микроуровне возможно при ус- ловии, если характерные размеры микрообъемов намного больше молекуляр- но-кинетических размеров вещества. Применение же ее на макроуровне осно- вано на допущении, что рассматриваемое тело может быть разбито на элемен- тарные макрообъемы, характерные размеры которых, с одной стороны, намного меньше размеров тела, а с другой — намного больше размеров струк- турных элементов. При этом предполагается, что изменение параметров внутри макроэлементов незначительно. Макрохарактеристики, такие как плотность, напряжения, деформации и другие, полученные согласно этим предположениям, будут с достаточной точностью совпадать с усредненными по объему характеристиками. При решении многих практических задач учитывается малая, но конеч- ная пластическая неоднородность материала. При этом решение задачи воз- можно при условии, что радиус тела качения R значительно превышает ширину пластического контакта d. Движение деформирующего элемента ра- диусом R происходит под действием приложенных к нему усилий Pz, Ру и мо- мента М, которые определяются по формулам 55 P2-kd cos2r| + 5/2(l + л /2 + 2r( + sin2r|) — 8-У2 /3(cosесц + V? Ру =kd l + rc/2 + 2ri + sin2r|-5/2(cos2r| + V2cosecr| + 2)]; М = W?2[ocos2T|], где г) — угол наклона линий скольжения к контактной поверхности; 8 = d/R — малый параметр (а « 1); к— пластическая константа материала где о., ау и izy — нормальные и касательные напряжения. Однако при ЭМН, в отличие от других методов нанесения покрытий, идеально-пластичным можно представлять только тонкий слой наплавки, а саму основу нужно рассматривать как жестко-пластичный или упруго- пластичный материал. Для определения малых упруго-пластичных деформаций при активном нагружении используется метод последовательных приближений, названный методом упругих решений. Суть его заключается в рассмотрении последова- тельности линейных задач теории упругости, решения которых с увеличением порядкового номера сходятся к решению задачи теории пластичности. Известны различные модификации метода упругих решений: в форме дополнительных нагрузок, в форме переменных параметров упругости и др. Воспользуемся, например, формой переменных параметров упругости, обеспечивающей наиболее быструю сходимость итерационного процесса, по- строенного по методу упругих решений. В качестве начального приближения примем решение для упругого полупространства с коэффициентом исполь- зуемым в подавляющем числе критериев универсальных теорий прочности: Кулона-Мора, Янга-Бужинского, Писаренко-Лебедева и др. В последующих приближениях также рассматривается упругое полупространство, но на каж- дом шаге с новым коэффициентом yj. где a j и а 0 — напряжения, предельные для обрабатываемого материала при одноосном растяжении и сжатии соответственно. i = о > 56 Аналогично, рассматривая вводимые формально фиктивные распреде- ления температуры, можно методом упругих решений путем последователь- ных приближений решать задачи термопластичности. Рассмотрим начальное приближение, полагая, что X/ = Хо- Находим в деформируемом полупространстве области с эквивалентными напряжениями стЭкв> превышающими допустимые при упругих деформациях, и далее рас- сматриваем эти области при новых значениях коэффициента %j. Если таких областей нет или они весьма малы, то при заданных нагрузках пластических деформаций в обрабатываемой поверхности этими деформациями можно пренебречь и считать, что начальное приближение дает решение поставлен- ной задачи. Проанализируем напряженное состояние методами теории упругости с учетом решений, полученных для полуплоскости. Напряжения в произволь- ной точке с текущими координатами z, у (рис. 2.8) определяются в полярных координатах из зависимостей: I п с Л ^ в ш ' М В ; в, я т = L ^ M s i n G c o s e j e , i 71 где q(Q) — распределение контактных нагрузок в полярных координатах. Для перехода к декартовым координатам воспользуемся соотношениями: cos 2 9 = z 2 / ( z 2 + / ) ; sin2 в = у2 /(z2 + у2)', smQ = zy/(z2 + у2); 9 = arctg y/z; dQ = zdy /(z2 + y2)- ydz l(z2 +уг). Напряженное состояние от сосредоточенной нагрузки Ру (рис. 2.8, а) опишется зависимостями: стг = Л,Я,УС,2 ; ау = Ауъ1Сх\ i^AiBtflC?, где А, = -2Ру/п , 5 ,= z - bh, С,= Д,2 + у2. 57 а б и распределенной по поверхности нагрузки (б) при электромагнитной наплавке. При значительных размерах площадки контакта деформирующего эле- мента и обрабатываемой поверхности необходимо задавать распределение контактных нагрузок по площадке. При качении и вращении деформирующе- го элемента эту нагрузку в первом приближении можно описать выпуклой квадратной параболой. Напряженное состояние от перпендикулярной нагруз- ки, описанной квадратной параболой (рис. 2.8, б) qt = ЪРУ (z - bhf - [(1 - b) h2 /(36 - 2)й3], представляется зависимостями: 58 ст. = А, су=Л 2 S2P2 + 2В2 P2z + 2В2 2C2V2 -U2(P2 -2) 2h_ Е2 G2 у + у1 S2P2 + 2В2 | P2z + 2Вг и2(Р2+2У "t.-y = А1 Ргу - 2S2C2 Р2у - 2C2z | 2С2и2 - У2 Е2 G2 у где А2 = ЪРУ (ylhfl[% /(2 - 36)]; S2 = z~h; B2 = z-bk, D2= C22 - 1 - [(1 - b)/(h/y)]2; G2=z2 + y2; U2 = arctg T2 - arctg z!y\ C2 = B2/y\ T2 = S2 /у; E2 = S2 + y2; V2 = In E2- In G2. Поля напряжений, рассчитанные согласно полученным соотношениям, позволяют по величинам допустимых напряжений, размерам зон пластиче- ских и упругопластических деформаций определить рациональную величину усилий деформирования. 2.5. Поля напряжений при пластическом деформировании наплавленных поверхностей Для описания напряженного состояния в обрабатываемом материале при ЭМН с ППД используем универсальный критерий Кулона-Мора, эквива- лентные напряжения в котором представляются зависимостью =(1 - х ) к + > 2 + ( 1 + и сопоставляются с напряжением для данного обрабатываемого материала при одноосном растяжении ст+>стэкв. Коэффициент X = °о /сто изменяется от 0 до 1 с ростом пластичности, которая увеличивается при повышении температуры нагрева обрабатываемо- го материала. При увеличении значения % до 1 критерий Кулона-Мора преоб- разуется в критерий наибольших касательных напряжений *max = V(CT*~CT3>)2/4 + Tzy 59 и сопоставляется с напряжением CTJ/2 > ттах. Критерий наибольших каса- тельных напряжений используется для идеально-пластичного материала. Поля напряжений в зоне поверхностного пластического деформирова- ния рассчитываются по полученным формулам как для случая точечного кон- такта (рис. 2.9, а), так и для случая квадратичного распределения нагрузки по линии контакта (рис. 2.9, б). Для покрытия и основы с отличающимися физико-механическими свойствами при построении полей эквивалентных напряжений сэкв и макси- мальных касательных напряжений ттах используются различные значения ко- эффициента % = ао/ с то о т ОД до 1,0. Ввиду малости зоны идеальной пластич- ности при ЭМН с ППД, равной небольшой толщине покрытия, расчеты огра- ничатся начальным приближением. а б Рис. 2.9. Схема распределения полей напряжений при деформировании наплавленных поверхностей а) для точечного контакта (% = 1,0); б) для площадки контакта (% = 0 ,3 / 60 Формы и размеры зон как наибольших эквивалентных напряжений, максимальных касательных напряжений, так и структурных изменений в ре- зультате деформации определяются площадью контактного взаимодействия и физико-механическими свойствами обрабатываемых материалов. Следова- тельно, изменением площади контакта и физико-механических свойств обра- батываемых материалов путем увеличения усилия деформирования и интен- сивности теплового воздействия можно управлять деформационными и термодеформационными процессами для повышения параметров качества об- рабатываемой поверхности, причем глубина упрочнения в результате этих процессов может быть как больше, так и меньше толщины покрытия, полу- ченного электромагнитной наплавкой. По приведенной выше методике можно определить рациональное уси- лие деформирования поверхности при ЭМН с ППД. Для этого вначале определяем условия прочности, т. е. рассчитываем силу, при которой произойдет разрушение покрытия в процессе его поверхностного пластического деформирования < 2 - Ъ Ь ) р т ру 3 { y l h f (1 - x f e + < ) / 2 + (l + x\l{at - a ' J / 4 ПРИ стэкв = ° o , гДе SD + 2B DZ-2B 2CV-U(P-2) 2 h_ a 1 £ + s 1 + . E G У У 2 • SD + 2B DZ + 2B U(D + 2) E G у ' , Dy - 2SC Dy - 2Cz 2CU-V x * E G у В которых S = z~h; B = z-bh\ C = B/y, T = s/y; D = C2-1 - [(1 -b)h/y]2; E = S2+y2; G = z2+y2; U = arctg T - arctg z/y; V = In E - In G. 61 При этом в качестве опасной точки для расчета целесообразно выбрать точку, расположенную под максимумом эпюры контактных нагрузок на гра- нице покрытие—основа с координатами у = bh,z = а. Затем рассматриваем возможность упрочнения поверхности пластиче- ским деформированием, т. е. находим силу, при которой соблюдается условие пластичности на определенной глубине Р я(2-3б)тт а х й fy'bYjfc-o'jH+q' при хгаах =a+j2. Для упрочнения покрытия деформированием после ЭМН лучше всего выбрать точку с координатами у = bh, z > а, в которой выполняется условие пластичности. Полученные значения Рп и Руг сравниваем; если Рп > Руг, то прини- маем Руг, обеспечивая тем самым требуемое упрочнение; если Р < Pyi, то принимаем Р , не допуская тем самым разрушения покрытия, а при z = а — отслаивания наплавленного слоя. Определим рациональные усилия деформирования по имеющимся заме- рам контактной площадки h = 2,5-10~3 м; у = 2/7 h = 0,7-Ю-3 м, максимальной толщине наплавленного слоя z = а = 0,5-10"3 м и допустимым параметрам на- пряжений стэкв = 50 кН/м, ттах = о.)кв/2 = 25 кН/м: Ру| = стэкв/68 = 735 Н; Pyi = хтах/33 = 758 Н, так как Р,, < Ру2 принимаем Ру = 735 Н. С учетом запаса на 30—40% получаем Ру = 1029 Н и рациональную величину Ру = 800—1000 Н. Следовательно, усилие при ППД шариком 0 6,5 мм покрытия толщи- ной до 0,5 мм, полученного ЭМН, выбираем в диапазоне 800—1000 Н. Таким образом, исходя из прогнозируемых параметров упрочнения по- верхностного слоя, можно по полученным полям напряжений определить не- обходимые усилия деформирования при заданной температуре и выбрать рациональный диапазон температур обрабатываемой поверхности. з. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ И ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В СИСТЕМЕ ПОКРЫТИЕ—ОСНОВА ПРИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКЕ 3.1. Температурные поля при электромагнитной наплавке Температура в системе покрытие—основа — один из основных факто- ров, влияющих на формирование физико-химических и эксплуатационных свойств покрытий. При ЭМН энергия электрических разрядов не только рас- плавляет зерна порошка, но и повышает температуру поверхности основы в зоне наплавки. Дополнительный подогрев заготовки улучшает свойства по- крытий и адгезионные свойства покрытия и основы. В то же время перегрев системы приводит к уменьшению роста толщины покрытия, адгезии и изме- нению физико-механических свойств основы и покрытия. Для расчета полей температур в покрытии и основе при ЭМН принима- ется реальный дискретный процесс непрерывным. Каждому моменту времени процесса ЭМН будет соответствовать некоторое определенное температурное поле в покрытии и основе. Локальная температура в области развития и горе- ния дугового разряда, где расплавляется порошок и формируется покрытие, может несколько превышать допустимую (критическую) температуру по- верхности. Однако, ввиду того, что наплавляемый участок поверхности охла- ждается до температуры основы за время не более 10~2 с, а толщина покрытия не превышает 500 мкм, термические циклы предыдущего и последующего ду- говых разрядов будут оказывать взаимное влияние на температуру поверхно- сти только при большой скорости вращения заготовки. Такая скорость непри- емлема для процесса ЭМН из-за возникновения сил инерции, выбрасывающих порошок из рабочей зоны. Математические модели тепловых процессов ЭМН основаны на урав- нениях теплопроводности, учитывающих различие теплофизических свойств покрытия и основы, а также граничные условия, отражающие особенности метода. В процессе наплавки дуговой разряд возникает и развивается у поверх- ности заготовки, где формируются максимальные температуры и тепловые 63 потоки. Поэтому процесс ЭМН в первом приближении можно описать гра- ничными условиями 1-го и И-го рода и принять квазистационарным, а тепло- вой поток, поступающий в покрытие, полностью отнести к разогреву основы. В этом случае определение тепловых полей заготовки при принятых допуще- ниях может быть получено по методу источников с применением принципа наложения, т. е. осуществляется последовательное суммирование уравнения ^dydz = -у)\} ^ ( 3 1 ) dydz Xyj4KCo(y1 - у) где q0а — плотность теплового потока на единицу объема; со — коэффициент температуропроводности; X — коэффициент теплопроводности; у, _ рассмат- риваемая точка на поверхности заготовки. Суммирование уравнения (3.1) в соответствии с расчетной схемой (рис.3.1, а) при равномерно распределенной интенсивности тепловыделения (qT) по всему объему с габаритными размерами /гт и кук дает соотношение = 2 g . ( 2 - exP{-z2 /[4coQ, - ,)]} & + О Ук~ У 0 у/4™(У:-у) , Ч ™ f ( л - y)exp{~z2/[4co(>>, - у)]} х о Укл14па>{у,-у) Для процесса ЭМН плотность теплового потока определяется зави- симостью qT=\]3VIxv, где т|э — эффективный КПД электрической дуги; V— напряжение, В; I— си- ла тока, А; -с — время дугового разряда, с; и — плотность возникновения дуговых разрядов, м~2-с~'. Для случая, когда размер зоны тепловыделения мал, т. е. hT -» 0, к та- кому варианту можно отнести ЭМН. Тогда представляется возможным использовать соотношение х L ^ - y ) у ( ) 64 и полосового быстродвижущегося источника (б). Выполненные расчеты (3.2) и (3.3) показывают, что температуры, по- лученные с учетом объемного источника тепловыделения, ниже температур, рассчитанных (3.3) в среднем на 10%. Причем при относительно малой тол- щине покрытия, характерной для случая ЭМН, их различие не превышает 6%. Следовательно, движущийся со скоростью VK источник тепла при ЭМН мож- но принять полосовым шириной В0 или даже линейным, распределенным вдоль направления подачи S полюсного наконечника. Протяженность воздей- ствия источника на поверхность будет равна 2/0 — ширине — шагу наплавки за один проход (рис. 3.1, б). Для моделирования такого источника можно в первом приближении рассмотреть зависимость, описывающую процесс распространения тепла от точечного источника быстродвижущегося по полупространству с нетеплопро- водной границей. 3 Зак. 212 65 т , = ч, 2nX(z-zn) exp к[(х-х„) 2 + у2] 4m(z - z„) (3.4) где Xi, 0, z, — координаты точечного источника; q( — его интенсивность. Чтобы рассчитать температуру, которая возникает в точке с координа- тами х, у, z под действием бесконечно большого количества точечных источ- ников, образующих плоский источник 21В0, проинтегрируем зависимость (3.4) по хи и z„. Интегрирование от хи - — /„ до хи = 1 позволяет получить зависи- мость q,Jсо Sf dz т> J г^г J ^ — e x p 2 'Xy jnK I V z 4co ( z - z „ ) 4co(z-z„) 4co(z-z„) (3.5) где erf(x)=2/Jx Jexp( - j 2 ^?y — функция интеграла вероятности Гаусса; о — интенсивность источника, распределенного по площадке 2/0В0. Проинтегрировав зависимость (3.5), можно предположить, что все теп- ло выделяется в плоскости хОу вдоль оси у, и представив В0 = z - z„, получим распределение температуры от быстродвижущегося линейного источника Т = ' 2\4nVn[z-zn) exp v y х {erf 4co(z-z„) + erf 4co (z-z„) 0.-4 4co ( z - z „ ) (3.6) где qr — интенсивность источника, распределенного вдоль отрезка длиной 2/0. Полученные зависимости (3.5) и (3.6) позволяют рассмотреть в первом приближении величину и интенсивность температурных полей в рабочей зоне при ЭМН заготовок больших размеров с достаточным теплоотводом от вос- станавливаемых поверхностей. 66 Если размеры заготовки невелики, а теплоотвод недостаточно интенси- вен, то в этом случае можно рассмотреть накопление тепла, ведущее к повы- шению температуры заготовки в процессе восстановления. Для этого пред- с т а в и м , что быстродвижущийся источник перемещается по поверхности с п л о ш н о г о цилиндра по винтовой линии малого шага 210 и совершает при этом несколько проходов, т. е. несколько оборотов. Тогда температура произ- вольной точки на поверхности радиусом R будет выражена в виде суммы тем- ператур от мгновеннодействующих кольцевых источников, которые можно описать следующим соотношением: т 2qk к VnkR^ гехр лют х 4юх 2 ах ~kR Ф „ М , (3.7) где qKIVH — погонная энергия от мгновенного кольцевого источника; к — удельная теплоемкость материала; г — текущий радиус; х — время, прошед- шее с момента выделения теплоты; а — коэффициент теплоотдачи с поверх- ности; Ф0(г, т) — функция, описывающая процесс выравнивания теплоты в тонком круглом диске без теплоотдачи при мгновенном выделении теплоты по кольцу на его наружной поверхности. фо(г>т)=ХехР 2 Л R2 Jo (3.8) где J0 — функция Бесселя первого рода нулевого порядка от действительного аргумента; \iK — нули функции Бесселя первого рода первого порядка J\, т. е. корни уравнения ^ ( ц К) = 0. Сумму температур от мгновенных кольцевых источников, расположен- ных на различных расстояниях от рассматриваемой точки и имеющих различ- ное время т, прошедшее с момента их выделения (т. е. с момента пересечения движущимся источником теплоты осевой плоскости, проходящей через рас- сматриваемую точку), можно описывать зависимостью Т = — ( г , х ) е х р VkR "v ! 2сот„ 2ат„ kR t f 4 пах. (3.9) 67 где хп — расстояние до рассматриваемой точки при различных проходах; х„ — время, прошедшее с момента различных проходов; N — число проходов с на- чала обработки (причем нумерация ведется от последнего прохода). При большом числе проходов N значение функции выравнивания тем- ператур Ф0(г, т„) в формуле (3.9) приближается к единице, т. е. Ф„(г, т„) —> 1. Это означает, что цилиндр практически полностью прогревается по толщине, тем самым нарушается принятая схема процесса (рис. 3.1, б) и расчет темпе- ратурных полей по формулам (3.5) — (3.9) нецелесообразен. В таких случаях определение температур необходимо проводить с уче- том накопления теплоты бесконечным цилиндром с постоянным источником, равномерно распределенным по его боковой поверхности. Тогда, при усло- вии, что теплообмен с окружающей средой установился и температуры на бо- ковой поверхности выровнялись, можно рассматривать нестационарную од- номерную задачу с граничными условиями первого рода, в которой источник нагрева представляется постоянно действующим и кольцевым. Дифференци- альное уравнение теплопроводности в этом случае представится дТ — = со| дх гдгТ | 1 дТ дг2 г дг (3.10) где т > 0, 0 < г < R, начальные условия Т (г, 0) = Т0 = const и граничные усло- вия Т (г, т) = Тс - const, д Т (0, т )/ д г = 0, Т (0, х ) * оо. Последнее условие означает, что температура в центре кольца на протяжении всего процесса теп- лообмена должна быть конечной. Решение уравнения (3.10) имеет вид, аналогичный решению задачи вы- равнивания температур (3.8): \ ( 2 Л f ^ r = 2 > х Р Л м ( з . п ) Ic-to к-1 ^ К ) V Г ) где цп ~ (2п — 1 )тт/2. В случаях, когда восстанавливаются торцевые поверхности и длина ци- линдрической поверхности мала, процесс накопления тепла целесообразно рассматривать при установившемся теплообмене для ограниченного цилинд- ра с постоянными температурами на его боковой и торцевой поверхностях. 68 Дифференциальное уравнение теплопроводности для нестационарной дву- м е р н о й задачи тогда будет дТ_ дх • = w х > О, д2Т | 1 дТ д2Т дг2 г дг дх2 О i 2 -> i \ frT(r)dr-T(r) (3.28) Учитывая, что в зависимостях для ст2 и ст, слагаемое 2ца JrT(r)dr (1 -^)(r2-r2) к постоянной С. Тогда будем иметь является постоянной величинои, присоединим его 1 - ц Е 1 - ц D а } Т+ц7 - j j rT{r)dr Ст, = ' 1 - й Еа С + — ^ + 4 J rT(r)dr - аТ(г) 1 + ц г 2 1 - ц 2-J\rT{r)dr-T{r) 'l п (3.29) Постоянные интегрирования определим из граничных условий. Если к стержню не приложены внешние силы, то при г = г ь а г = 0 и при г = гк, ог = 0. Подставляя эти условия в уравнение (3.29) для ст„ получим при г = г\ С- 1 — ц D 1 + ц г,2 у при г - гк г 1 - й 1 - ц £> а } = 0 , Г 1 - й С — 1 + й * jrT(r)dr (3.30) (3.31) 82 Из уравнений (3.30) и (3.31) найдем С и D а ? С = - T \ r T { r ) d r ; У У » гк - л „ (1 + Ц)г,2 'к -а| rT(r)dr. ( l - n ) ( r / - r , z ) Подставляя значения С и Z) в формулы (3.23) и (3.29), определим на- пряжения и перемещения „2 „2 1 Еа ст. = (1 -ц)г 2 Еа ст. (1-ц)г2 Еа J гГ(г)£/г - J f гГ(г)й?г Гк ~г\ п г, — Г2Гк г —!lj J rT{r)dr + J rT(r)dr - r2T(r) 1 - Ц 5 \ 2 2 jrT(r)dr-T(r) (3.32) a и = - ( l - p ) r (1 -ц ) г 2 +(1 -ц ) П 2 1 r L J гГ(г)Л- + (1 + ц) J rT(r)dr * 1 i i Если цилиндрический стержень сплошной, то в формулах (3.32) следу- ет положить г = 0. Тогда получим Еа ст, = - (1-Ц) Еа lj\rT(r)dr-\]rT{r)dr о, = - (1-Ц) Еа \ | rT(r)dr + 4 J /Т(г)0 мож- но раскрыть по правилу Лопиталя. 83 Двухслойный цилиндрический стержень. Рассмотрим цилиндриче- ский стержень, на который наплавляется слой другого материала (рис. 3.9, а). Внутренний радиус цилиндрического стержня обозначим г{, внешний гк. Внутренний радиус наплавленного слоя тоже будет равен гк, а внешний обо- значим г При изменении температуры в основном цилиндре и в наплавляемом слое будут возникать напряжения, которые определяются по формулам (3.29). Все, что относится к основному цилиндру обозначено с индексом «1», а к на- плавляемому слою — с индексом «2». Для цилиндра согласно формулам (3.23) и (3.29) можно записать А у С.а + ц . Ь ^ а - Ц . ) - - ^ ^ \ r T x { r ) d r , (3.34) -Hi L r J l -H i r J -u, r 1 - ц , г1 { a б p 8 Рис. 3.9. Схема для расчета остаточных напряжений в наплавленном цилиндрическом стержне. 84 Для наплавленного слоя соответственно ЩгТг{г)с1г, г J u2=G2r + D2 1 + р2 а2 1 - ^ 2 2г л 2 1 - ц 2 СГ„ =- i - n i C2(l + H 2 ) - - f ( l - j x 2 ) С2(1 + р2) + % 1 - ц 2 ) ( 3 3 5 ) r J Е2а2 1 - ц 2 T2{r)-\]rT2(r)dr г J 1 В связи с тем, что коэффициенты линейного расширения материала ос- новного цилиндра и наплавляемого материала различны, а также в связи с не- равномерным распределением температуры по радиусу, в месте контакта ци- линдров будет возникать давлениер (рис. 3.9, б, в). Будет считать, что между основными цилиндрами и наплавляемым слоем существует хорошая адгезионная связь. Для определения постоянных интегрирования можно использовать следующие граничные условия: • для основного цилиндра при г = rt, alr = 0; при г = гк, ст1г = -р; • для наплавляемого слоя при г = гк, = -р; при г = г2, п2г = 0; • для цилиндра в целом при r = rktu = и2. Рассмотрим эти условия. 1. Приг = г ь а 1 г = 0 1 - К При г = гь а , г = -р с . о + м - ^ о - и . ) л = 0. 1-ЦГ А С,(1 + ц , ) - - f ( l - m ) 3. При г = гь ои = -р 1 - Н 2 д С2(1 + ц 2 ) - - £ ( 1 - ц 2 ) •-Р- (3.36) (3.37) (3.38) 85 4. При г = г2, а2г = О 1-Ц2 А C2(l + j a 2 ) — f (1 -ц 2 ) - А b i r ) d r = o • (з-з9) 5. Приг = г>, u = ui h ( i - H i h ; (3.40) Решая совместно систему уравнений (3.36)...(3.40), определим С ь Z),, С2, D2np. Из уравнения (3.36) D = l ± a r 2 C и \ л I I * 1-Й! (3.41) Подставим (3.41) в уравнение (3.37) Я. Откуда C . O + j o - O + HO-tC, а, (1-И, К2 'к \rT\{r)dr = -р . С, 1 - й . П - г, 1 - Й , ; ех Подставим (3.42) и формулу (3.41) 1 "" „2 „2 П -Г, rTl(r)dr-£p 1 Hi л t \ Из уравнения (3.39) D2 = (l + Hil^ 2-С2 - а 2 1 + Нз — Ч2 1-Й2 Подставим (3.44) в уравнение (3.38) lrT2{r)dr. (3.42) (3.43) (3.44) c 2 ( i + , 2 ) + а г1±Ъ-)гТ2Шг = 1 v У * h 86 Откуда г - i z i k . - 2 2 г, -П а % г2 Подставляя (3.45) и формулу (3.44), получим D. 0 + ц 2 К 2 2 - 2 2 л - / г а ^ г2 ! - ц 2 : (3.45) (3.46) Подставим значение постоянных интегрирования в уравнение (3.40) 1 „2 1 ~ „2 „2 i - ц , ; ( i - ц , К i - ц , ; ( i - n i k : 0 - ц 2 Х f i - r i ^-]rT2(r)dr + ^ p 1 - Ц , . E, Из последнего уравнения 2а (1 + Ц2К2 г, - п 1 - ц 2 ; £ 2 (1-ц |)г ,1+(1 + ц,)г,2 , ( 1 - ц 2 К 2 + ( 1 + ц2)г22 (3.47) Для определения напряжений az запишем уравнение равновесия на ось z + jo2zdA2 = 0 (3.48) и уравнение совместимости деформаций - £ 2 z • (3.49) В уравнении (3.48) перейдем к интегрированию по радиусу, приняв dA = 2 nrdr 87 или f 2п\ ст,2 rdr + 2nj o2zrdr = 0 1 Hi П I} jalzrdr + ja2zrdr = 0 . (3.50) n Согласно общему закону Гука (3.18) а1г=2 Gl е1г + V / °1г ~ 2G2 2 г Ч 3Н| о 1 Я. 1-2Ц, " J 3^2 о 1-2Ц, 1 _ 2 ц 2 р j 1 - 2 ц 2 •а2Т2(г). С учетом G и 8ср последние уравнения можно представить следующим образом: CTlz ^ 1 + h , ) ( U , ) [ ( 1 - ^ +H1(S l r + 8 1 , ) - ( l + n l)a,7;(r)]; °2 2 = (1 + ц2Х1-2Цд) ^ ~ ^ + + 8 * ) " ( 1 + ^ )а2Т-2 (г)]. Подставим ст1г и ст2г в уравнение (3.50) (1 + ц, X I - 2 ц . ) Е, J [0 - h )£|г + И, (8 l r + 8„ ) - (1 + ц, )a , I j (r)]nfr + о ч J [О - И2 )е2 г + H2 (82 г + s 2 , ) - (1 + ц 2 )а2Т2 (г)] = 0. (1 + ц 2 Х1-2Ц 2 ) ч Учитывая, что £,г и S2z не зависят от радиуса г, получим M z ^ H i M z Z L i c ^ Е ^ Ь с , е w . " 2(1 + ц 2 Х1-2ц а ) ^ V ^ X ^ ) Г " ^ 1 - 2 ц , ] 88 Если использовать уравнение совместимости деформаций (3.49), то из последнего уравнения найдем Я1И1 1 B l + B 2 J^L_]rTl(r)dr+^-]rT2(r)dr- l - 2 h J 1 -2Ц2 * (1 + Ц. XI } ( 8 l r +£u)rdr ^ [ ( S 2 r + 8 2 )rdr (3.52) где 5, В, (3.53) 2(1 + ц,)(1-2ц,) 2(1 + ц 2)(1-2ц 2) Учитывая (3.25) и (3.26), найдем сумму деформаций 8 r + 8, для основ- ного цилиндра и для наплавляемого слоя 8 | г + £ 1 < = 2 С 1 + Ь Ь - о 1 7 ' 1 ( г ) ; £2г + 62 , = 2С2 + | ± ^ - а 2 Г 2 ( г ) . (3.54) Подставим (3.54) в (3.52) +Я2 С, •С, а + ц ^ О - г ц , ) ^ 1 (1 + р 2 ) ( 1 - 2 ц 2 ) " 2 (3.55) Когда по формулам (3.42) и (3.45) определены постоянные интегриро- вания С, и С2, то по формуле (3.55) можно определить £ l z и £ 2 г . Подставим (3.54) в формулы (3.51) [ ( 1 - ц , ) Ё , ж + 2 ц , С | ] - ^ Г | ( г ) ; (1 + ц,)(1-2р,) 1 - ц , а . . = ^ г [(1 - ц2 К + 2ц2С2 ] - Т2 (г). 1 - ц 2 (3.56) (1 + ц 2 ) (1-2р 2 ) 1 89 После того как найдены С ь С2, £,г и £2 г , формулы (3.56) позволяют определить напряжения, возникающие в основном цилиндре и в наплавляе- мом слое в сечениях, перпендикулярных оси стержня, т. е. напряжения о2. Таким образом, при известном распределении температур в основном цилиндре Т\ (г) и в наплавляемом слое Т2 (г) по формуле (3.47) можно опреде- лить давлениер, а знаяр, по формулам (3.42)...(3.46) — постоянные интегри- рования Сь D\, С2, D2. Затем по формуле (3.55) можно определить £ l z и £2z и, наконец, по формулам (3.34), (3.35) и (3.56) — напряжения в основном ци- линдре и в наплавляемом слое. Если основной цилиндр сплошной, то в формулах следует сделать до- пущение, что гх = 0. Тогда получим 2а, tfO-n.): О - М * • J ) j гТг(г)йг (1-И,) + (1 -Ц 2 К 2 +(1 + ц2)Г22 1 - н , а, \rT,{r)dr-^p ; D* = 0 ; *1 о 2(1 + Ц 1)(1-2ц,) b M z d l . 2(1 + ц2Х1-2Ц2) ' в: = 1 - ц 2 а, 1 - И ; -\rT2{r)dr = j r T 2 { r ) d r + r i p - Г- - г.' 1 - ц2 J F. 1 ггк E^L\rUr)dr + ^ - \ r T 2 ( r ) d r - 1-Й, J0 1 - Й 2 ; -с , (1 + ц , ) 0 - 2 ц , ) (1 + Ц2)(1-2Ц2) С, 90 Определяем напряжения для случая, когда основной цилиндр сплошной: для основного цилиндра о,, = • 1 - ц , г а„ =- 1 - й , C l - a J ^ - W r T ^ d r V = П . vl 9 л ) 8 ; -(1 + ц , ) (1-2ц, ) 1 - ц , для наплавляемого слоя 2r . 2 1 - ц 2 Егаг J a - ^ y г -\rT2(r)dn 2с . 2 1 - ц 2 С2*(1 + Ц 2 ) - ^ ( 1 + Ц2) (3.57) о-,, = - (1 + ц 2 ) (1-2Ц 2 ) 1-LI, ( 1 - ц 2 ) г Й2 r 2 ( r ) - 4 f ^ 2 ( r ) J r Г j ; (3.58) Остаточные напряжения. .В процессе наплавки на основной цилиндр подается расплавленный металл при некоторой температуре Т. Частицы рас- плавленного материала при соприкосновении с поверхностью основного ци- линдра очень быстро остывают, и к моменту сцепления наплавляемого метал- ла с цилиндром температура его равна Т2 (Т2 = 150...250°С). Следовательно, на внешней поверхности цилиндра при г = гк можно принять расчетную тем- пературу Т2. С уменьшением радиуса г она будет резко падать, т. к. продол- жительность наплавки небольшая и температура не успевает достигнуть больших значений на достаточной глубине. Если записать уравнение тепло- проводности для цилиндра, то, решив его, можно найти величины распреде- ления температуры по радиусу. Проведенные опыты показали, что с достаточной точностью распреде- ление температуры по радиусу можно описать зависимостью 91 Т(г) = тй + т'г г \гк (3.59) где Т0 — температура в центре цилиндре (г = 0) в предположении, что ци- линдр сплошной; п — положительное число; Т2 = Т2 -Т0. Так как толщина наплавляемого слоя относительно небольшая, то тем- пературу слоя можно считать постоянной по толщине и равной Т2. В основном цилиндре при наплавке будут возникать напряжения от не- равномерного распределения температуры. Эти напряжения будем называть напряжениями наплавки и обозначать с индексом «Н». Ввиду того, что темпе- ратура Т2 небольшая, упругие константы основного цилиндра можно считать постоянными, не зависящими от температуры. Напряжения наплавки в основном цилиндре определяются по форму- ле (3.32) а, Jlr( Н) ( 1 - h K 2 2 It г -г, - ЕМ' П -г, т0 + т2 ( V г dr-ji то+т; f \п г dr Ех а , (1-й , К 2 2 К -Г. г 2 - г 2 Т г2 2 0 п + 2 1 - f Л"+3 г. K'kJ 'о „2 г -г, - Т г1 2 'к п + 2 j1'(h) f \ п + 2 (1-й , У2 f \ " + 2 2 2 4 г -г, - п - Г, т0 + т2 ( г то+т; ( \п г -г2! ч (1-ц,)г2 \г2к - г 2 dr т0 + т2 f г dr- 2 2 г -г, г1 - г1 Т г 1 п + 2 V 'к J (3.60) hlL 2 1 п + 2 f \ " + 2 тй + т2 { \ г 92 а, Г0+Г2 Г Л" г \'к J dr- Т0 + Т2 ( \п г j 1-Mi К " ' — г : - кс +-1-Л- 2 п + 2 1 - i Г0 + Г2* / Л" г Ввиду различия коэффициентов линейного расширения материала ци- линдра и наплавленного слоя и неравномерного распределения температуры по радиусу, при остывании появляются напряжения как в основном цилиндре, так и в наплавленном слое. Эти напряжения будем называть напряжениями остывания и обозначать с индексом «О». Для определения напряжений остывания в основном цилиндре необхо- димо в формулы (3.34) подставить Тх(г) = -[г0 + Т2 (r/rk)" j, а для определения напряжений остывания в наплавленном слое подставить в формулы (3.35) Т2(г) = -Т2. Напряжения остывания в основном цилиндре будут равны Я. 'lr(O) T V 2 k 1 - ц 2 £ , а , I (г2-г2) ( 1 - Ц , К Х—Т + Jo ^ п + 2 / \ п+2 / \ п+2 г ц л ) Л ) Я. 'К(О) - , 2 А C1(0)(l + h ) — ^ ( 1 - ц , ) а, (1-Ц, К т0+т; f г - (3.61) гп * 2 / п+2 f \ Т2Гк г (п + 2)г2 Jk, КГк ) 2 г Ь(О) — [ ( 1 - ц , ) 8 , г ( 0 ) + 2 ц , С 1 ( 0 ) ] + ^ (1 + Ц.Х1-2Ц,) 1-Ц, Т0+Т2 f г 93 Напряжения остывания в наплавляемом слое 2 ' < 0 ) ~ 1 - ц 2 _ Ег С2(0)(1 + Й2) - : D. 2(0) 2,(0> 1 - ц 2 D 2(0) С2(0)(1 + Й2)-- 2 0 - й 2 ) (1 -ц 2 ) Е2агТ2 (г2-г,2) (1 - ц 2 ) г 2 2 ' Е'уСХуТ'у (1 - ц 2 К 2л-2 (3.62) 22(0) 2.-(0) + 2Ц2С2(0)] + Е2а2Т2 (1 + ц 2 ) ( 1 - 2 ц 2 Г 1 - ц 2 Но для определения напряжений остывания по формулами (3.61) и (3.62) необходимо постоянные интегрирования, деформации £ И 0 ) и S2,(0) и давление р на границе слоя определить с учетом распределения температуры по слоям. Подставляя 7i(r) = -[r0+r;(r/rj], Т2(г)~ -Т2 в формулы (3.42)...(3.47), получим (3.63) а-2Т2 aiTo 2 а forf Р =. (о) 1 - ц 2 1 - ц , (1 -Ц 2 ) ( г / _ м Xй + 2) 1 - f Л"+2 п (1-Ц1,К2+(1 + ц,)г2 | ( 1 - ц 2 # + ( 1 + ц2)г22 Е М - К ) E ^ - r l ) с -_±z£i НО) _ „2 „2 i - n 2(1-ц,) (1-ц,)(я + 2) 1 - f Л"+2 Г, ( О ) I Д(0) - (1 + ц,)/;2 а ,Г0 r l - r { 2(1-ц,) гту* 2 а{Гггк (1-ц,)(« + 2) / »^+2 П + jL-Pl. Е, (о) | г - i r i k . 2<°) ~ „2 „2 (о) V 2 Т 2 — 2 а2У2 гг гк 1 - ц 2 2 А(0) - f ..2 Г, - 1 Р _ (о) а,Г, г , 2 -г 2 1 - ц 2 94 После того как определили С1(0) и С2(0) с учетом распределения тем- пературы по слоям, можно по формуле (3.55) определить £,.(0) и £2г(0), если подставить Г,(г) и Т2(г) согласно (3.63) с _ g ; 1з(0) 2z(0) ву +в2 Е ^ } Т -Т о Аг f г Е2 а2 1 \rT2dr + (1 + р , ) (1-2И , ) dr + E2^2(r2 ~rk) (1 + ц2)(1-2Ц2) С 2(0) I Я, +В2 2(1 - ц , ) ( l - h ) ( n + 2) 1 - Г Л"*2 Г; (3.65) | Е2а2(г2 -г2) | £,p,(r/-r,2) с | Д2ц2(г22-г/) q 1 2(1-ц 2 ) (l + h ) ( l - 2 h ) , (0) (1 + р 2)(1-2ц 2) 2<0) |- Таким образом, подставив константы согласно формулам (3.64) и (3.65) в формулы (3.61) и (3.62), определим напряжения, возникающие при остыва- нии. Полные остаточные напряжения в основном цилиндре будут складывать- ся из напряжений, возникающих при наплавлении, и напряжений, возникаю- щих при остывании (3.66) Остаточные напряжения в наплавленном слое будут равны напряжени- ям, возникающим при остывании a2r(n) = CT2r(0)> а21(п)~а2ЦО)> a2z(n) = ®2z(0) • (3-67) Если основной цилиндр сплошной, то для определения напряжений следует в формулах (3.60)...(3.65) принять г, = 0 . В этом случае напряжения наплавки в цилиндре будут определяться по формулам сти»> - <Т.,(Н) + СТ1г(0)' = СТК(Н) + СТ|1(0)> СТ1 г(я) = CTlz(H) + «1,(0) 95 МН) l'(H) 'lz(H) ' (1-ц,)(я + 2) . w L r \n r (1-ц,)(« + 2) EtatT2 l - ( l + « ) / \ r (3.68) 2 - ( 2 + л) / Л" г (1-ц,Хи + 2) Напряжения, возникающие в цилиндре при остывании 'МО) 1-й? _ Ei " ( 0 > " 1 - ц ? С ^ + м + ^ о - и , ) 1 - й , a, Г Г* 2 и + 2 /" Л" г 1 - и. 2 2 я + 2 Л" г (3.69) aMO) - ' т0+т2 Г Л" г (l + H1)( l-2H l)L " 1 - ц , Напряжения, возникающие в наплавленном слое при остывании 2г(0) 2/(0) 2г(0) 1 - ц 2 С2*(0)(1+Й2) + % 1 ( 1 - И 2 ) Г Е2а2Т2 г -п к . (1-ц2)г2 2 ' 1 - ц 2 О. ЕгагТг (1-й 2 ) 1 - г -п 2 г (3.70) -[(1 - ц2)8*2(0) + 2ц2С2*(0)]+ 012^ 2 (1 + ц 2 ) (1-2ц 2 ) ' • - | - ц 2 Чтобы определить напряжения по формулам (3.69) и (3.70), необходи- мо знать константы с учетом распределения температуры по слоям, когда ос- новной цилиндр сплошной. Для этого в формулах (3.64) и (3.65) следует принять гх = 0 . 96 Тогда получим а-2Т2 « Л 2а, У Р ' 0 ~ИгХ" + 2) . (0> 1 -Ц, , (1 -Ц 2 К 2 +(1 + Д2)Г22 ' С' = КО) а,Г0 | а,Г,' ; ( l - h ) p ' , и + 2 £>* =0; КО) ' С* = 2(0) п -п а2Т2 г,2 к Е 2 <°> 1 -Ц 2 2 (3.71) D 0 + ц2К 2 а2Г2 r2 - rk Е2 (0> 1-Ц 2 2 £ = £ lz(0) 2z(0) Е2а2(Г2 ~Гк) в\ + в2 E\a\T2rk Е^ТргЦ- 2(1-цО (1 -ц ,Х" + 2) с<• , Е2У2(Г2 ~гк) (l + H , ) ( l - 2 h ) ,{0> (1 + ц 2 ) (1 -2ц 2 ) " 2 < о г -С 2(1-Ц2) Полные остаточные напряжения в основном цилиндрическом стержне определяются как сумма по (3.66). Остаточные напряжения в наплавленном слое в случае, когда основной стержень сплошной, будут определятся аналогично (3.67). Из приведенных расчетов видно, что при наплавке как в стержне, так и в наплавляемом слое возникает объемное напряженное состояние, поэтому расчет наиболее целесообразно проводить с учетом основных законов теории прочности. Так, по энергетической теории прочности эквивалентное напряжение в стержне будет равно Ст,3 = д М К " О - О 2 ] . (3.72) 4 Зак. 212 97 а в наплавляемом слое ст2э = "V 0,5[(ст2г - a 2l )2 + ( a 2 , - a j 2 + ( a 2 z - a 2 r ) 2 ] , (3.73) что позволяет по эквивалентным напряжениям судить о величине остаточных напряжений в покрытии в зависимости от основных характеристик материала порошка, применяемого для ЭМН. 3.3. Определение упругих характеристик покрытий Определение упругих характеристик материалов осуществляют меха- ническими, электрическими, магнитными, резонансными и другими способа- ми. Так как материалы покрытий, полученных ЭМН, обладают определенной прочностью и не разрушаются при незначительных деформациях, их упругие характеристики можно определять стандартными методами. Модуль упругости (Е) определяется при испытании образцов на изгиб по трехточечной схеме. Прогиб образца / замеряется под точкой приложения силы с помощью индикатора. Нагружение проводится в пределах справедли- вости закона Гука. По данным измерений строятся диаграммы в координатах сила—прогиб (рис. 3.10). Диаграмма зависимости прогиба/от силы F показывает (рис. 3.10), что экспериментальные точки достаточно хорошо ложатся на прямые, то есть на- блюдается прямолинейная зависимость между прогибом / и силой F. Как из- вестно, в этом случае прогиб можно определить по формуле FI3 f = ~EL~, (3.74) 4ШХ где Е — модуль упругости; 1Х — момент инерции поперечного сечения стерж- ня относительно оси х. Из формулы (3.74) следует, что F/3 Е = (3.75) 48/7, 98 99 Если учесть, что Ix = b-h1! 12, где b — ширина, h — высота образца, и обозначить К = F / f , то формула (3.75) примет вид (3.76) 4 bh1 Анализ результатов испытаний (рис. 3.10) показывает, что К представ- ляет собой тангенс угла наклона диаграмм изгиба к о с и / т. е. К = tga . Коэффициент линейного расширения (а) определяется с помощью кварцевого дилатометра. Дилатометрическая ячейка состоит из кварцевой трубки и толкателя. Исследуемый образец помещается между выступом на нижнем конце трубки и толкателем. Перемещение толкателя измеряется с по- мощью индикатора. При изменении температуры удлинение образца за выче- том удлинения кварцевой трубки, равной по длине образцу, передается толка- телем на индикатор. Точность определения коэффициента линейного расши- рения в данном случае в основном зависит от точности индикатора. Для испытания исследуемых материалов порошков нагрев образца проводится от 20 до 120°С. Среднее значение коэффициента линейного рас- ширения кварца в принятом диапазоне температур ак в = 0,5-МГ6 1/°С. Коэф- фициенты линейного расширения исследуемых материалов порошков опреде- ляются по формуле Д/ a = 7 r + a ™ ' где А/ — среднее значение удлинения образца, мм; / — длина образца, мм; Т— температура нагрева образца, °С. Коэффициент Пуассона (ц) определяется путем возбуждения в иссле- дуемом образце стоячей волны изгибных колебаний. Суть метода заключается в том, что, если в стержне прямоугольного поперечного сечения возбудить стоячую волну, то в первую половину периода колебаний слой материала выше нейтральной оси будет испытывать по длине стержня деформацию рас- тяжения, а слой материала ниже нейтральной оси — деформацию сжатия. Во вторую половину периода колебаний картина изменится на обратную: верх- ний слой материала стержня будет испытывать деформацию сжатия, а ниж- ний — деформацию растяжения. 100 Периодические продольные деформации растяжения и сжатия с часто- той собственных колебаний стержня вызывают поперечные сокращения слоев материала, величина которых зависит от коэффициента Пуассона материала. Схема устройства для измерения коэффициента Пуассона путем возбуждения в исследуемом образце стоячей волны изгибных колебаний состоит из двух мостов Уинстона, один из которых служит для измерения продольной деформации, другой — для измерения поперечной деформации. Коэффициент Пуассона определяется по формуле li = AVnon/AV„p, где AV„0„ — амплитуда напряжения на выходе моста для измерения периоди- ческой поперечной деформации; AVnp — амплитуда напряжения на выходе моста для измерения периодической продольной деформации. Результаты исследования упругих характеристик и коэффициента ли- нейного расширения электромагнитных покрытий представлены в табл. 3.3. Табл. 3.3. Модуль упругости первого рода, коэффициенты линейного расширения и Пуассона покрытий. №№ Материалы порошка Е, Ю10 Н/м2 а, 10"® 1/°С 1 Fe-10%V 20,21 11,2 0,25 2 Fe-Ti 15,39 11,2 0,33 3 С-300 18,03 8,6 0,31 4 Р6М5ФЗ 17,83 10,06 0,32 5 ПЖРВ2 19,54 11,5 0,30 3.4. Расчетно-экспериментальное определение остаточных напряжений в покрытии и основе В процессе формирования покрытий, полученных ЭМН, в результате различия температур, коэффициентов линейного расширения покрытия и ос- новы и удельных объемов при фазовых превращениях, возникают остаточные напряжения, которые изменяют адгезионную прочность покрытий, оказывают влияние на их эксплуатационные свойства и, в ряде случаев, приводят к обра- зованию трещин. 101 Температурные условия формирования покрытий оказывают основное влияние на их свойства, поэтому представляет интерес определение области температур покрытия и основы по условию минимальных остаточных напря- жений на границе раздела покрытие—основа. Расчетные соотношения (3.69), (3.70), (3.72), (3.73) позволили разрабо- тать логическую блок-схему алгоритма и составить программу для численных исследований остаточных напряжений в системе покрытие—основа (рис.3.11). При определении остаточных напряжений для каждого образца задава- лись теплофизические и упругие характеристики материалов покрытия и ос- новы, геометрические параметры системы, диапазон температур, который обеспечивался режимом ЭМН. Приняли, что покрытия наплавляются на осно- ву из стали 45 порошками Fe-10%V, Fe-Ti, С-300, Р6М5ФЗ, ПЖРВ2. Результаты численного расчета на ЭВМ остаточных напряжений в сис- теме покрытие—основа представлены на рис. 3.12—3.14. Анализ исследова- ний результатов показывает, что величина остаточных напряжений в зависи- мости от условий ЭМН может принимать как положительные, так и отрица- тельные значения. Характер распределения остаточных напряжений не зави- сит от температурного режима наплавки и материала порошка. Видно, что тангенциальные напряжения в покрытии положительные (растягивающие), а в основе — отрицательные (сжимающие), радиальные — отрицательные как в покрытии, так и в основе. С повышением температуры в системе покры- тие—основа остаточные напряжения возрастают. Например, для покрытия Fe- \0%V, наплавленного на сплошной цилиндр (рис. 3.13), при температуре поверхности основы 150°С тангенциальные растягивающие напряжения на поверхности покрытия равны 283 МПа, при 200°С — 395 МПа, а при 300°С— 618 МПа, т. е. напряжения увеличиваются в 1,4 и 2,2 раза. При тех же условиях тангенциальные сжимающие напряжения на поверхности основы соответственно равны 7,18; 10,0; 15,7 МПа. Следовательно, с возрастанием температуры увеличение тангенциальных напряжений в основе аналогично увеличению их в покрытии. Такая закономерность характерна и для других исследуемых материалов порошков. Так, например, наименьшие остаточные напряжения в принятом диапазоне температур имеют покрытия из порошка С-300, наибольшие — ПЖРВ2 (рис. 3.14). 102 с Начало 3 1~ь Гь <2. Т0, Тг, n, Ei, E2,Tm mi.ma ai, 32, Dr, DTo, DT2 т; = 3.59; 3.60 Р = Р1/Р2 3.64 =(1+mJz}C С! (1 0 е 3.65 С 2 =(1-т 2 )С 0 D 2 =( l -m 2 )z fo , 3.69 г = г + Dr Да Нет Slr=S1 ,„+S1 ,B 3.74 Si Э r =r„ 3.70 — С S2, = "s j, s 2 ,= S2i|0, s2,= S2'<0 s 2 r , s 2t' ® 2/ 3.75 r - r k + Dr„ \ Да < r < f 2 > ^ ^ Нет To=Tc + DT0 T2=T: +DT2 Рис. 3.11. Логическая блок-схема алгоритма для расчета остаточных напряжений в системе покрытие—основа. 103 б стэ, МПа 1 / 2 —и \ С о \ \ С о V v— ' 2 10 12 14 16 18 20 20,2 20,4 г-мм Рис. 3.12. Распределение тангенциальных (а), радиальных (б) и эквивалентных (в) остаточных напряжений по толщине покрытия Fe-10%Vи основы (полый цилиндр) из стали 45 в зависимости от температуры нагрева поверхности основы: 1) t = 150°С; 2) t = 200°С; 3) t = 300°С. 104 , МПа \ 1 2 / 3 / \ \ / f / / 1 2 Основа ь ш Покрытие ь и U У / -8 1? 1 N / г . / / \ / / / у / / 3 > / \ / ар МПа я „ МПа 10 \ 1 / 2 / 3 / \ v v А / / "l 12 14 16 18 20 20,2 20,4 Рис. 3.13. Распределение тангенциальных (а), радиальных (б) и эквивалентных (в) остаточных напряжений по толщине покрытия Fe-10%V и основы (сплошной цилиндр) из стали 45 в зависимости от температуры нагрева поверхности основы: 1) t = 150°С; 2) t = 200°С; 3) t = 300°С. 105 ч ч 2 ^ Т , 1 ,2 ,3 ,4 / / t 4 8 12 16 20 20,2 20,4Г'мм Рис. 3.14. Распределение тангенциальных (а), радиальных (б) и эквивалентных (в) остаточных напряжений по толщине покрытия и основы (сплошной цилиндр) из стали 45 при температуре нагрева поверхности основы 150°С в зависимости от материалов наплавленных порошков: 1 — С-300; 2 — Fe-Ti; 3 — Р6М5ФЗ; 4 — ПЖРВ2. 106 В сплошном цилиндре радиальные и эквивалентные напряжения, также как и тангенциальные, при увеличении температуры в системе покрытие— о с н о в а , повышаются. При этом закономерность их роста аналогична танген- циальным напряжениям: при увеличении температуры поверхности основы со 150°С до 200°С радиальные и эквивалентные напряжения увеличиваются в 1,4 раза, до 300°С — в 2,2 раза. Следует отметить, что эквивалентные напряжения в покрытии значи- тельно большие, чем в основе. Анализ численных расчетов остаточных напряжений (рис. 3.12—3.14) показывает, что при наплавке покрытия на полый цилиндр закономерность распределения напряжений в покрытии и в основе отличается от распределе- ния в сплошном цилиндре. Так, при возрастании температуры напряжения в покрытии увеличиваются больше, чем в основе. Например, если внешний ра- диус цилиндра в два раза больше внутреннего и температура увеличивается в два раза, т. е. от 150°С до 300°С, эквивалентные напряжения в покрытии уве- личиваются в 2,12 раза, а в основе — только в 1,5—1,7 раза. Кроме того, в по- лом цилиндре на поверхности основы тангенциальные и эквивалентные оста- точные напряжения большие, а в покрытии меньшие, чем в сплошном. Радиальные — наоборот, на внешней стороне основы меньшие, а на внутренней — практически не регистрируются. Например, если радиус отверстия составляет половину внешнего радиуса цилиндра и наплавка производится при равных условиях, то тангенциальные и эквивалентные остаточные напряжения в покрытии уменьшаются на 8—10% по сравнению с напряжениями в сплошном цилиндре. Все это является следствием того, что на механизм формирования остаточных напряжений как в покрытии, так и в основе существенно влияет масса и форма заготовки. Таким образом, численные расчеты показывают, что при температуре 300°С в системе покрытие—основа в покрытиях появляются значительные эквивалентные остаточные напряжения, которые для сплошного цилиндра в порядке убывания их величины можно расположить в следующей последова- тельности: 697(ПЖРВ2)—»655(Fe-10%F)—»583(Р6М5ФЗ)—»551(Fe-77)—»427(С-300). 107 Для тех же покрытий при температуре 150°С имеем следующую после- довательность убывания эквивалентных остаточных напряжений: 323(ПЖРВ2)-»302(Л?-10% Р)-->266(Р6М5ФЗ)-»253(Л?-Л)-» 189(С-300). По условию минимальных остаточных напряжений на границе раздела покрытие—основа наиболее благоприятными для эксплуатационных условий будут покрытия из ферромагнитных порошков С-300 и Fe-Ti, которые имеют наименьшие растягивающие остаточные напряжения в покрытии. Так, растя- гивающие остаточные напряжения в покрытии из порошка С-300, полученном ЭМН (температура в системе покрытие—основа 150°С), будут в 1,7 раза меньше, чем в покрытии из порошка ПЖРВ2, и в 1,6 раза меньше, чем из по- рошка/е-10% К 4. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ КОНТАКТНОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ 4.1. Классификация и область использования методов упрочнения деталей машин Правильный подбор технологических методов формирования требуе- мого качества поверхностного слоя материала деталей машин — одно из ус- ловий повышения их работоспособности. К настоящему времени накоплен большой опыт создания износостойких поверхностей путем использования различных технологических методов воздействия на поверхность деталей машин, целенаправленно изменяющих физико-механические свойства в про- цессе упрочнения, что способствует повышению эксплуатационных характе- ристик деталей и надежности всего изделия. В зависимости от условий эксплуатации машин методы упрочнения можно условно разделить на три группы (табл. 4.1). Табл. 4.1. Взаимосвязь условий эксплуатации и методов упрочнения. Условия эксплуатации деталей машин Методы технологического воздействия (упрочнения) 1. Циклические нагрузки, требующие высокой усталостной прочности мате- риалов. Силовое и тепловое воздействие на по- верхностные слои деталей машин для их упрочнения. 2. Износ различных видов, требующий высокой износостойкости материалов. Методы защиты поверхностного слоя, улучшающие триботехнические свойства поверхности. 3. Сложные условия циклических нагру- жений с одновременным изнашиванием отдельных поверхностей. Комбинированные методы технологиче- ского воздействия. Из трех указанных групп (табл. 4.1) к первой можно отнести методы поверхностного пластического деформирования (ППД), термической (ТО), химико-термической (ХТО) и термомеханической (ТМО) обработки. Приме- нение этих методов вызывает деформационные, структурные, фазовые изме- нения или изменения по химсоставу поверхностного слоя материала детали. 109 Ко второй группе относятся методы, связанные с нанесением различ- ных твердых покрытий из разнообразных материалов — металлов, сплавов, керамики, пластмасс и т. п. В результате применения этих методов физико- химическое состояние поверхностного слоя может значительно отличаться от основы. К ним относятся наплавка и напыление, а также различные виды по- крытий: электролитические, химические, плазменные, электромагнитные, по- лимерные и др. К третьей группе относятся комбинированные методы обработки (КМО), у которых процесс преобразования или нанесения материала проис- ходит в результате одновременного протекания двух или более воздействий на поверхность изделия. Одним из особенностей КМО является их реализация на специальном оборудовании, совмещающем эти процессы. При этом в КМО обычно устраняются специфические недостатки, присущие каждому из них, а преимущества становятся более явными. Выбор того или иного метода зависит от конструкции детали, ее жест- кости, материала, кинематической схемы и технологических возможностей процесса упрочнения. Наибольшее применение в промышленности нашли технологические методы силового воздействия на поверхностные слои дета- лей. К этим методам, прежде всего, относятся методы ППД (рис. 4.1). Наибо- лее распространены в промышленности обкатка и раскатка шариками и роли- ками, обработка дробью, алмазное выглаживание. Все используемые методы ППД можно условно разделить на две груп- пы: статические и динамические. При статических методах обработки инст- румент или среда воздействуют на обрабатываемую поверхность с опреде- ленной постоянной силой Р, происходит плавное перемещение очагов (очага) воздействия по поверхности. При этом инерционные силы не оказывают су- щественного влияния на ППД. К таким методам относятся различные виды выглаживания (рис. 4.2, а) и накатывания (рис. 4.2, б), а также метод одно- кратного обжатия обрабатываемой поверхности (рис. 4.2, в) без перемещения очагов воздействия. При динамических методах (рис. 4.2, г) инструмент или среда много- кратно воздействуют на обрабатываемую поверхность или на ее часть, при этом 110 § £ a & о в о •"о о 5 ч § н ж I ! «J £ го £ in сила воздействия Р в каждом цикле изменяется от нуля или от некоторого зна- чения Pi до максимума, а в случае локального ударного воздействия очаг де- формирования может (как и в статических методах) последовательно и рав- номерно перемещаться по всей обрабатываемой поверхности. а б в г Рис. 4.2. Схемы контактного взаимодействия инструмента с обрабатываемой поверхностью при различных методах ППД. Обработка методами ППД может быть: сглаживающая — для умень- шения высоты микронеровностей поверхности; упрочняющая — для повыше- ния поверхностной твердости и формирования остаточных сжимающих на- пряжений; точностная — для получения требуемых параметров точности; рельефная — для получения определенного микрорельефа поверхности; декоративная и т. п. В зависимости от целей обработки методы статистического упрочнения могут быть рекомендованы для отделочно-упрочняющей обработки деталей, работающих в режимах жидкостного, полусухого и сухого трения; методы, в которых реализуются упрочняющие режимы обработки, рекомендуются для деталей, работающих в условиях контактно-силового нагружения (зубчатые колеса, валы, оси и т. п. детали); методы, в которых реализуются режимы, обеспечивающие сглаживание шероховатостей и одновременное упрочнение, могут быть рекомендованы для широкого круга деталей. Динамические методы упрочнения (дробеметная, дробеструйная обра- ботка, обработка в вибрирующих барабанах) наиболее эффективны для обра- ботки деталей сложной конфигурации, работающих в условиях контактного силового нагружения. 112 Расширение области использования указанных методов может быть обеспечено путем КМО, например, ЭМН с ППД. 4.2. Механика контактного взаимодействия поверхностей 4.2.1. Взаимодействие поверхностей при контактировании. Фунда- ментальные исследования контактных взаимодействий поверхностей выпол- нены в работах Г. Герца, А. И. Динника, Н. М. Беляева, М. М. Саверина, И. Я. Штаермана, А. И. Лурье, С. Д. Пономарева, А. В. Степаненко, Е. Г. Ко- новалова, Е. М. Макушка, К. Л. Джонсона и других. Теория контакта получила широкое применение в ряде практических задач как рациональная схема расчета, требующая уточнения конкретных случаев эксплуатации деталей машин. При сжатии шара и плоскости из одного материала была получена кру- говая площадка радиусом где ц — коэффициент Пуассона; Е — модуль упругости; R — радиус шара; Р — нагрузка. Приведем зависимости для полуосей эллипса площадки контакта аэ и b.j, сближения контактирующих тел ас и максимального контактного напряже- ния q0: где J — упругая постоянная контакта; К £ — сумма главных кривизн соприка- сающихся тел; л а , щ, пс, пч — коэффициенты. Полученные зависимости подтверждаются до тех пор, пока нагрузка, примененная к соприкасающимся телам, не приводит к образованию в зоне 113 контакта остаточных деформаций. Между тем контакт реальных поверхно- стей носит дискретный характер вследствие их волнистости и шероховатости. Поскольку идеальные условия контакта не соблюдаются, затрудняется полу- чение необходимых решений с достаточной для практического использования точностью. Для учета формы контактирующих тел и их взаимного расположения при поверхностном деформировании деталей целесообразно их рассматривать соприкасающимися в точке, на отрезке или по площадке (рис. 4.3). Рис. 4.3. Классификационная схема контактирующих тел при пластической обработке поверхностей деформирующими элементами с дополнительными степенями свободы: s, v — главные движения: 5, оз, W—дополнительные перемещения элемента. 114 Теоретические расчеты контактного взаимодействия тел возможны только при условии идеализированных моделей шероховатых поверхностей. Под шероховатой поверхностью в нашем случае понимаем ту, рельеф которой оценивается стандартными параметрами шероховатости ГОСТ 2789-85. При этом различают четыре площади касания: номинальную Аа, контурную Ас, фактическую А т и физическую А у. Номинальная площадь контакта Аа очерче- на геометрическими размерами соприкасающихся тел. Контурная площадь Ас определяется площадками объемного смятия тел вследствие макрогеометри- ческих отклонений поверхностей. Фактическая площадка А г представляет со- бой суммы фактических участков соприкосновения тел, через которые пере- дается давление. Площадь Af контакта составляет менее 1% от фактической площадки, и в этой области реализуется теоретическая прочность на поверхности. При контактировании менее твердой шероховатой поверхности с более твердой и гладкой, выступы шероховатой поверхности в процессе деформации расплю- щиваются. Под гладкой понимается поверхность, которая в расчетах прини- мается идеальной. Изучение площади контакта Af на субмикроскопическом уровне имеет важное значение при исследовании процессов структурной приспособляемо- сти материалов при трении. Структурная приспособляемость реализуется в результате самоорганизации вторичных структур, имеющих аморфно- кристаллическое строение, которые образуются при взаимодействии поверх- ностей друг с другом и с окружающей средой. Это особенно важно для по- крытий из самофлюсующихся материалов, склонных к аморфизации вследст- вие способности систем, содержащих В и Si, к переохлаждению при скоро- течных процессах нанесения покрытий тонким слоем, что присуще электро- магнитной наплавке с ППД. Помимо структурной приспособляемости материала поверхности при трении происходит приспособляемость контртела, деформирующего поверх- ность, проявляющаяся в дополнительных перемещениях деформирующего элемента (рис. 4.3). Рассмотренные номинальные и контурные площадки контактирования твердых тел произвольной формы позволят далее не рассматривать форму, 115 как обрабатываемой поверхности, так и деформирующих элементов (шарик, ролик и т. д.) при решении контактных задач. Вместе с тем показано, что фак- тические и физические площадки контакта зависят как от микрогеометрии контактирующих поверхностей (шероховатости поверхности, волнистости), так и от свойств (физико-механических, химических и др.) обрабатываемого материала. 4.2.2. Фактическая площадь касания поверхностей установленной шероховатости. Фактическая площадь касания составляет незначительную долю от номинальной. С увеличением нагрузки рост площади фактического контакта происходит в основном в результате увеличения числа пятен контак- та при относительном постоянстве их размеров. При увеличении площади контакта на 90% величина отдельных пятен возрастает до 20%. Ф. П. Боуденом и Д. Тейбором предложена формула для расчета фак- тической площади контакта Ar=N/qm, где N — номинальная нагрузка; qm — давление, соответствующее переходу материала выступа в пластическое состояние. Предложенная формула широко использовалась и другими исследова- телями. Так, например, А. Ю. Ишлинский показал, что Чт = Сат я НВ, где С — коэффициент стеснения, С = 2,85; а т — предел текучести наклепан- ного материала; НВ — твердость материала по Бринеллю. В. Н. Марочкин установил, что в зависимости от геометрических очер- таний выступов С может принимать значения от 1,0 до 4,7 в пределах углов, имеющих место на реальных поверхностях. И. В. Крагельский получил для наклепанного материала С = 9, а Н. В. Демкин принял Са„ = НВ. С. Б. Айн- биндер экспериментально определил давление на контакте, равное примерно величине трех пределов текучести материала. Рост пятна контакта при вдавливании сферы с увеличением нормаль- ного усилия протекает по трем механически различным стадиям: упругий 116 режим, при котором деформации обратимы и описываются решением Герца; переходный режим, начинающийся с зарождения пластической зоны, в тече- ние которого коэффициент С растет с увеличением радиуса пятна контакта /-; полностью пластичный режим, при котором коэффициент С остается по- стоянным. К. JL Джонсон нашел, что распределение давления по поверхности контакта при полностью пластическом режиме приблизительно равномерно. Так как распределение давления при упругом режиме имеет эллипсоидную форму, то давление может заметно изменяться с ростом нагрузки. При упру- гом режиме поля напряжений и деформаций известны, поэтому зона возник- новения пластического течения, означающая начало переходного режима, может быть использована как граничное условие для последующей пластиче- ской деформации. В упругом режиме из уравнений Герца где h — перемещение центра контакта относительно поверхности отсчета; г ' — радиус пересечения поверхности контакта с поверхностью отсчета; О, — параметр отпечатка, Q = Коэффициент С линейно растет с ростом Q в переходном режиме при 1,15 < Q < 27 и становится постоянным (С = 2,87) при полностью пластиче- ском режиме Q > 27 для различных материалов. Значение Q в начале режима полной пластичности не зависит от способности материала к упругому де- формированию и скорости деформационного упрочнения. Коэффициент С далее использовался как коэффициент запаса при рас- чете рационального диапазона усилий деформирования Р по допустимым на- пряжениям (сто+ = огт — предел текучести, контактное давление qm = С<тт), где С принимается равным 2, так как рассматривался переходный режим — заро- ждение пластической зоны. 117 И. В. Крагельский впервые использовал универсальную стержневую модель взаимодействия выступов. В случае обработки поверхности ЭМН бо- лее точны специальные модели — сферическая и эллипсоидная. Значительный объем теоретических и экспериментальных исследова- ний позволил выбрать оптимальные модели поверхности с заданной шерохо- ватостью. Наиболее удовлетворительными моделями явились стержневая, клиновая, сферическая и эллипсоидная, причем наилучшие результаты дают сферическая и эллипсоидная модели выступов. Сферическая модель имеет преимущество, заключающееся в том, что сфера является частным случаем эллипсоида, а это упрощает расчетные зависимости. Сферическая модель ис- пользуется для расчета всех параметров контакта шероховатых и волнистых поверхностей. Эллипсоидная модель, учитывающая характер распределения шероховатости поверхности, что особенно важно с точки зрения технологиче- ского обеспечения качества поверхностного слоя детали, положена в основу теоретических исследований. Необходимо отметить, что при электромагнитной наплавке порошков эллипсоидная и особенно сферическая модель предпочтительнее, так как в этом случае специфика формирования наплавленной поверхности обеспечи- вает образование выступов именно такой формы. 4.2.3. Фактическая площадь касания и действительная нагрузка. При силовых расчетах контактного взаимодействия поверхностей можно ис- пользовать параметры их опорных кривых, построенных по профилограммам, снятым в продольном и поперечном направлениях. Микрогеометрия поверх- ности определяется методом ее формирования и в значительной мере об- условливает ее износостойкость и другие эксплуатационные свойства. Для анализа поверхности необходимо изучение геометрических характеристик от- дельных микронеровностей. В частности, для поверхностей, созданных мето- дом порошковой наплавки, особенно важно исследование радиусов закругле- ния выступов р, углов наклона профиля /? и их распределения по высоте сече- ния (рис. 4.4). 118 Р е в / Рис. 4.4. Профиль наплавленного покрытия при поверхностной пластической обработке в случаях образования одной (а, б) или несколькими (в, г) частицами порошка выступов рн « R (a), « R (в), и впадин р „» R, Лрв « R (б), » R, Др^в «R (г). Опорная кривая поверхности является одной из важнейших характери- стик шероховатой поверхности. Она строится на основании профилограмм поверхности. Опорные кривые поверхности, построенные по профилограммам, снятым в одном направлении, достаточно хорошо характеризуют опорную площадь. Опорные кривые поверхности могут быть описаны математически. П. Я. Дьяченко представил опорную кривую зависимостью У =yo + kxv, где х — текущее значение ординаты; у0 — протяженность материала на неко- тором уровне; k и v — коэффициенты. М. А. Бабичев и Н. П. Гнусин представляли опорную кривую одной из ветвей графически выраженного нормального закона распределения Гаусса у =_}'0ехр(-£У). 119 И. В. Крагельский описал кривую опорной поверхности для стержне- вой модели интегралом вероятности Гаусса где п — число стержней-выступов; х — наиболее вероятная высота стерж- ней-выступов; о — среднеквадратичное отклонение. Н. Б. Демкин представил опорную кривую как где т| = А/Аа — относительная площадь касания; е = r/h — относительное сближение. Фактическая площадь контакта Аг составляет незначительную часть от номинальной Аа. В этой связи наибольший интерес представляют начальные участки опорных кривых поверхностей, которые описываются следующей степенной зависимостью: где tp — относительная опорная длина профиля; рс — уровень сечения профи- ля от линии выступов; Rmax — расстояние между линией выступов и линией впадин профиля; е — относительное сближение контактирующих поверхно- стей; b, v — параметры опорной кривой поверхности, определяющиеся путем построения опорной кривой поверхности в логарифмических координатах. По данным Н. Б. Демкина, параметры b, v имеют следующие значения: при строгании, точении, фрезеровании Ъ= 1 - 2 , v= 1,2 - 2 ; при шлифовании Ь = 1,5 - 4, у— 1,6 - 3; при полировании 6 = 3 — 10, v= 2 - 3 . При ППД обрабатываемых поверхностей, имеющих низкую шерохова- тость поверхности, выступы последней деформируются в основном упруго, грубые поверхности — преимущественно пластически, а поверхности со средними величинами шероховатости — упруго-пластически. При повторных нагружениях без увеличения давления имеет место только упругая дефор- мация. Т1 = ехр (С - С/г), tP = b(pJRmaxY= be 120 Для приближенных расчетов характеристик контакта разработаны упрощенные формулы, удобные для инженерных расчетов. Среднее значение фактического давления I х ] V+W Г N ) V+W 1 r J [ « ' с А ) Аг где Кг — коэффициент, определяемый в зависимости от к w, р и а — коэф- фициенты, характеризующие деформационные свойства материала: при угло- вой деформации w = 0,5, р = 0,43/1, а = 0,5; при пластической с упрочнением w = 0 - 0 , 5 , р = 2wHy, а=0- 0,5; при упругой деформации w = 0, р = H\i, а = 1; Ну — максимальная твердость по Майеру; Hv — микротвердость по- верхности; Rcp — расстояние от линии вершин до средней линии, Rcp = 3Ra; tcр — относительная опорная длина профиля на уровне средней линии. При упругом контакте фактическое давление где Кч = 0,1 и yyi\ =0,14 для контакта двух шероховатых поверхностей; qc — контурное давление. Абсолютное сближение а, средняя площадь пятна контакта А, объем зазора между контактирующими поверхностями V3 равны: а = кМ<1с'<1гУ2; А = К г т 2 г М я с 1 ч г Т ' \ V} = (i?p| + R p i - a \ , где Ka = 3,3 и m2~ 0,33 для контакта двух шероховатых поверхностей; Ка = 3,6 и т 2 = 0,5 для контакта шероховатой поверхности с гладкой; К г = 11 для упру- гого контакта, К г = 21 для пластического контакта. При большой нагрузке пятна контакта на вершинах могут располагать- ся очень близко, и начинается взаимное влияние пластических деформаций. Это приводит к увеличению фактического давления в контакте, и при qc >0,25 НВ, qr~qc(\ + НВ/Нд) фактическое давление на контакте может в два раза превысить твердость. 121 Приведенные формулы предназначены для условий статического на- гружения. При переходе от покоя к движению происходит изменение напря- женного состояния контактирующих выступов и перераспределение площа- дей контакта. Применительно к электромагнитной наплавке с ППД, превыше- ние в два раза фактического давления на контакте, твердости или начального давления дает возможность при расчете требуемой нагрузки рекомендовать в качестве коэффициента запаса С~ 2, так как qm « НВ. 4.2.4. Одновременное действие нормальных и касательных нагру- зок при изменении положения поверхностей. Решение контактных задач при одновременном действии нормальных и касательных сил, которые часто возникают при изучении процессов формирования поверхности, чрезвычайно сложно, и только в простейших случаях возможно получение приближенных решений. Увеличение площади упругости контакта под влиянием касательных сил при средних значениях коэффициента трения не превышает 5%. Изме- нение коэффициента трения в пределах 0,2—0,4 при контакте цилиндра с плоскостью сохраняется полуширина площади контакта под действием сил трения. Увеличение сближения при сдвиге вызвано перераспределением пло- щади контакта. При переходе от покоя к скольжению сближение составляет примерно 0,5 мкм, затем оно быстро убывает и стабилизируется по устано- вившейся величине. Установлено, что величина сближения постепенно уменьшается вслед- ствие приработки поверхностей и наклепа поверхностных слоев, а увеличение фактической площади контакта не превышает 9%. Замеры изменения сближения в статическом состоянии и при скольже- нии тел показали, что фактическая площадь касания при движении незначи- тельно отличается от площади касания в неподвижном состоянии. Было показано, что при средних значениях коэффициентов трения и установившейся микрогеометрии поверхности касательные силы изменяют фактическую площадь контакта между контактирующими телами. 122 При переходе от статики к движению в начале скольжения площадь фактического контакта перераспределяется, так как любой выступ опирается на сдеформированный материал только фронтальной по направлению движе- ния частью поверхности. Резкое уменьшение площади контакта при сдвиге вызывает увеличение сближения между контактирующими телами. Приведем следующие соотношения между сближением в статике и при скольжении: • для единичного выступа a d = a l 4 \ + f 2 ; • для контакта шероховатой поверхности с гладкой * для контакта двух шероховатых поверхностей где а и ад — абсолютные сближения в статике и динамике соответственно; / — коэффициент внешнего трения; ц и v2 — параметры степенной аппрок- симации кривых опорных поверхностей контактирующих тел. Увеличение сближения в момент сдвига сопровождается перемещени- ем материалов твердых тел в тангенциальном направлении и увеличением си- лы трения от нуля до максимального значения, равного силе скольжения. Рас- стояние, проходимое твердым телом в тангенциальном направлении, является контактным предварительным смещением. Сближение и предварительное смещение увеличиваются с ростом нагрузки и пластичности материала. Пла- стичность материала, его разупрочнение для большинства металлов и сплавов увеличиваются особенно быстро при нагревании с 300 до 400°С. При переходе от покоя к скольжению движущееся тело выталкивается к поверхности. Это объясняется двумя факторами: опережающим деформаци- онным упрочнением материала перед деформирующим телом и течением ма- териала в навалы, что приводит к возникновению силы трения, выталкиваю- щей движущееся тело. Так при переходе от покоя к скольжению движущееся 123 тело всплывает, а после остановки заглубляется, но не достигает первона- чальной величины заглубления. Это полностью объясняется двумя указанны- ми факторами, так как в момент остановки прекращается течение материала и образование навалов. Если бы материал под выступами тела не упрочнялся и не было бы течения материала, то при тангенциальном сдвиге внедренного тела его площадь касания уменьшилась бы примерно вдвое, что привело бы к резкому углублению выступов в материале. Управлять этими факторами в процессах формирования поверхности можно, разупрочняя обрабатываемый материал предварительным нагревом и направляя течение материала посредством дополнительных перемещений де- формирующего тела. Контактное взаимодействие нередко сопровождается возникновением трещин под действием как тепловых, так и деформационных нагрузок. Осо- бенно часто трещины появляются при контактировании слоистых сред со сложным микрорельефом поверхности. При решении контактных задач с учетом трения важны не только те- кущие значения нормальных и сдвиговых нагрузок, но последовательность и методики нагружения, т. е. технологическая и эксплуатационная наследствен- ность поверхностных слоев детали. 4.3. Кинематика и динамика деформирующего элемента 4.3.1. Качение и вращение деформирующего элемента. При комби- нированном методе ЭМН с ППД деформирующий элемент, обладающий множеством степеней свободы (рис. 4.3), при взаимодействии с поверхностью наплавки (рис. 4.4) получает стохастические импульсы от столкновений с микровыступами деформируемой поверхности, в результате которых элемент помимо движения подачи приобретает вращение. Допустим, что деформирующий элемент жестко закреплен в точке О, которая лежит на его оси симметрии, но не совпадает с центром масс (рис. 4.5). Так как деформирующий элемент находится в потенциальном поле силы тяжести mg и силы прижима Р, то он может рассматриваться как сим- метричный неуравновешенный волчок. 124 в процессе обработки наплавленного покрытия. Если ввести координаты таким образом, чтобы среди них были углы вращения вокруг вертикальной оси и вокруг оси тела, то эти циклические ко- ординаты сведут задачу с тремя степенями свободы к задаче с одной степе- нью свободы. Введем следующие обозначения (рис. 4.6): ёх,ёу,ё2 — орты правой декартовой неподвижной системы координат в неподвижной точке 0; ё,,ё2,ё3 — орты связанные с телом правой подвижной системы координат, направленные по осям инерции тела в точке 0; Ij = Ь ^ 1з — моменты инерции тела в точке 0; eN — орт оси (ё2, еъ), называемый линией узлов. Чтобы перевести неподвижный репер (ёх,ёу,ё2) в подвижный (е,, ё2, ё3), необходимо выполнить три поворота: на угол ср вокруг оси ё2, при этом ё2 остается на месте, а ех переходит в eN ; на угол 0 вокруг оси eN , при этом ё2 переходит в ё3, а еЛ, остается на месте; на угол у вокруг оси ё, , при этом ёд, переходит в ё,, а ё3 остается на месте. 125 Рис. 4.6. Система координат, используемая при вращениях деформирующего элемента: е\, e2, е3, ех, еу, ez — единичные орты; \|/ —угол собственного вращения; ф —угол прецессии; 0 —угол нутации. В результате всех трех вращений ёх переходит в е,, а 0, при некото- рых -1 < 0 < 1 . Следовательно, / (м) имеет два вещественных корня мь и2 на отрезке - 1 < и < 1 и один при и > 1 (рис. 4.7, а). Рис. 4.7. График функции / ( c o s 0) (а) и след оси вращения на контурной площадке касания деформирующего элемента с обрабатываемой поверхностью (б—д). 128 В результате этого наклон оси вращения тела 0 меняется периодически между двумя предельными значениями 0] и 02 (рис. 4.7, б—д). При этом из- менение азимута оси определяется уравнением Движение оси вращения тела имеет качественно различный характер в случаях: и > и2; и\ < и < и2\ u'=u2; г/=иь где и1 = а/b= MJMi. В первом случае и2 < и', т. е. ф > 0 при всех и в интервале и\ <и<и2. Направление оси колеблется между 0| и 02, т. е. перемещается, совершает движение в одну и ту же сторону положительного направления угла <р и чер- тит кривую типа синусоиды (рис. 4.7, б). Во втором случае щ < и < и2; ср > 0 при и = и\ и ф < 0 при и = и2, следо- вательно, движение носит петлеобразный характер (рис. 4.7, в). В третьем случае ф2 = 0 при и2 ~ ti движение оси чертит кривую с ост- риями (рис. 4.7, г). Движение (рис. 4.7, д) будет иметь место, если в началь- ный момент тело раскручено относительно своей оси симметрии в фиксиро- ванном положении ф = фо, причем ф0 = 0, 0 = 0о = 0ь 0 о =О- При этом Е' = mg/?cos0. При остальных значениях 0 < 0О скорости 0 и ф не могут од- новременно равняться нулю. Таким образом, движения деформирующего элемента определяются проекциями его кинетического момента А/3, Мг на ось вращения и перпенди- куляр к обрабатываемой поверхности, которые согласно моментам инерции /з и Iz зависят от формы и размеров элемента и появляются, согласно угловым скоростям w3 и wz в результате взаимодействия с деформируемой поверх- ностью. Следовательно, движения и траектория деформирующего элемента определенной формы, влияющей на моменты инерции /3 и Iz, с дополнитель- ными степенями свободы движений, описывающимися угловыми скоростями W3 и wz, зависят от стохастических импульсов, изменяющих кинетические мо- менты Мъ и Mz в результате столкновений с микровыступами деформируемой 5 Зак. 212 129 поверхности в процессе ЭМН с ППД, и определяются характером формы и размерами микрорельефа наплавленной поверхности. 4.3.2. Колебания вращающегося деформирующего элемента. Устой- чивость дополнительного вращения шарика обеспечивает регулярность его траектории и, следовательно, регулярность, форму и высоту неровностей формируемой поверхности. Изучая устойчивость вертикально вращающегося деформирующего элемента и его движения при высокой скорости вращения, рассмотрим слу- чай, при котором ось вращения вертикальна 0 = 0, а угловая скорость посто- янная. Тогда проекции кинетического момента Мг = Мъ = /3W3. Преобразуем зависимость эффективной потенциальной энергии системы „ м\ /, Л2 (М7 - Л/, cos О)2 „ л и .= Е -3 1 0 = ? 3—. ' + mgR cos 0 эф 2/3 2 2/, sin2 0 в ряд Маклорена по степеням и получим / > 2 0 4 / 4 п п 2 ; „ mg7?0 /2 +... = i 2M msR 'з "з 7?7, 0 2 + . . . ^ 0 2 + ... 27,0 Если А > 0, то положение равновесия 0 = 0 одномерной системы устойчиво, а если А < 0, то неустойчиво. В этом случае условие устойчивости имеет вид Vmg^A • w3 > 2 При этом условии ось вращения устойчива относительно возмущений, которые меняют значения Mz и М3, а не только 0. Согласно условию устойчивости, скорость вращения должна быть дос- таточно велика, что не имеет места при ЭМН с ППД. Кроме того, трение и его возрастание, например, при повышении температуры поверхности, стремятся снизить скорость вращения. В этих условиях устойчивость снижается или ис- чезает и теряется. 130 Рассмотрим быстрое вращение оси деформирующего элемента, когда кинетическая энергия вращения /3w32/2 сопоставима с потенциальной mgR и вместо условия w-»co можно использовать g—»0. Если в начальный момент ось вращения неподвижна ф = 9 = 0 и тело быстро вращается вокруг своей оси w3, наклоненной к вертикали под углом 90 (рис. 4.7, д), то существует положение оси, соответствующее минимуму эф- фективной потенциальной энергии мЭф. Для нахождения положения минимума 9g эффективной потенциальной энергии перейдем к случаю, когда начальная угловая скорость w3 фиксиро- вана, а ускорение g->0 (здесь / (w 3 )~g (w 3 ) , если l i m ^ ^ f g ) . Поло- жим 9 = 90 + х; cos9 = cos90 -xsin0o+... , тогда получим тейлоровское разложе- ние по х. мэф/«=о - 2J х mgR cos 9 = mgR cos 0О - xmgR sin 0O + . . . . Минимум эффективной потенциальной энергии достигается при 7,mi?sin 0П V = Г2...2 g + - и угле наклона оси вращения й _ f l , г _ о /,raRsin0„ y3W3 Итак, для быстро вращающегося деформирующего элемента наклон оси вращения 0 будет колебаться около 0g, но в начальный момент 0 = 0О, а 0 = 0 с амплитудой колебаний нутации, асимптотически стремящейся к анут. /,m/?sin0„ а = — — я. />32 8 Теперь найдем азимутальное движение оси. 131 Из ф = (М2 - Мг cos 0) /(/, sin 0) при Mz = Мъ cos 00 , 0 = 0О + х находим М, Mz-Мъ cosG = Af3xsin0o +.. . , поэтому ф = -—х + .... Но х колеблется /, sin 0О гармонически от 0 до 2xg , поэтому среднее за период нутации значение ско- рости прецессии равно М, mgT? Ф = — х = . /, sin 0О /3w3 Аналогично среднее за период нутации значение скорости собственно- го вращения тела — М , ( . \ - mg/? /,m2T?2g2 sin0o V = - г - ~ cos 0О - х sin 0О )ф = w3 - cos 0О + — а. /3 /3и>3 /3w3 асимптотически стремится к — mgfi у = w3 cos0o. hW3 Собственное вращение, прецессия и нутация — движения, описываю- щиеся углами Эйлера соответственно у, ф и 0. Таким образом, помимо скорости нутации 0, колебания оси которой описывают траекторию движения (рис. 4.7), получены средние скорости пре- цессии и собственного вращения ф и у , описывающие кинематику дефор- мирующего элемента при ЭМН с ППД. 4.3.3. Движения деформирующего элемента по шероховатой по- верхности. Рассмотрим влияние силы трения FTp (рис. 4.5) на движение де- формирующего элемента. Одним из эффектов воздействия силы трения явля- ется то, что эта сила может приблизить ось движения тела к вертикали. Допустим, что деформирующий элемент, вращающийся вокруг своей оси без начальной скорости центра масс, расположен на поверхности, тогда его ось вращения составляет с вертикалью угол 0. Кинетический момент Мъ = /3w3 тела относительно центра масс в на- чальный момент направлен вдоль оси вращения. Деформирующий элемент контактирует с опорной площадкой в точке D (рис. 4.5). Сила трения FTp на- правлена в сторону, противоположную скорости точки D. Момент Мтр силы 132 трения относительно центра масс направлен перпендикулярно плоскости, проходящей через центр масс G и вектор F . Вектор М гр можно представить в виде суммы Л/, + М2, где вектор М, перпендикулярен Мъ, а вектор М2 коллинеарен вектору М3 и в рассматриваемой ситуации направлен противо- положно Мъ По теореме об изменении кинетического момента скорость кон- ца вектора Мъ равна М ф . Отсюда следует, что вектор М 3 , уменьшаясь по величине вследствие наличия составляющей М2 момента силы трения, стре- мится занять вертикальное положение в результате присутствия составляю- щей А/, момента силы трения. Таким образом, вектор Мъ, а вместе с ним и ось вращения тела под влиянием трения стремится к вертикали. Если действие трения будет доста- точно продолжительным, то ось вращения может в конце концов занять вер- тикальное положение и останется в этом положении неподвижной. Нагрев поверхности ускоряет процесс поднятия деформирующего элемента на вер- шину выступа, так как с повышением температуры поверхности растет коэф- фициент трения. Рассмотрим движения деформирующего элемента при наличии трения по протяженной плоской шероховатой поверхности. Введем две системы ко- ординат: неподвижную 0xyz с вертикальной осью 0z и началом 0, совпадаю- щим с произвольной точкой опорной плоскости, и поступательно движущую- ся Gxyz с началом в центре масс тела G и осями, параллельными соответст- вующим осям неподвижной системы координат (рис. 4.8, а). Две системы ко- ординат вводим потому, что от прежней, связанной с точкой касания дефор- мирующего элемента с поверхностью, в которой описывали вращение, пере- ходим к системе, связанной с центром тяжести деформирующего элемента, в которой удобно описывать перемещения элемента относительно обрабаты- ваемой поверхности. Реакцию поверхности Rn представим в виде суммы двух сил: R„ = Nu + FTp, где iVn — нормальная реакция поверхности, FJV — сила тре- ния. Если w — угловая скорость тела, a vg — скорость центра масс, то ско- рость vD точки D тела, которой тело касается поверхности, определяется по формуле vD=vG+ w-GD. 133 Рис. 4.8. Система координат, используемая при движении деформирующего элемента (а); траектории точек (б) и признаков (в) касания элемента на обрабатываемой поверхности. Силу трения скольжения представим в виде F^ = -kNnUB, где к — коэффициент трения; UD — единичный вектор, направленный вдоль скорости точки D vD = vDUD. Из теоремы движения центра инерции имеем mdvD /dt = mg + Rn. Кинетический момент деформирующего элемента относительно центра масс М а = Iw. Теорема об изменении кинетического момента для движения относительно центра масс описывается уравнением Idw/dt = GD R„. 134 Полученные уравнения в скалярном виде запишутся md1xGldtl =FTp.t; md2I(J/dt2 = FTp>!; md2zc/dt = -mg +Nn = 0; Idwjdt = .RFip Idwy/dt = dwjdt = 0, где Л'& >'c;, zG — координаты центра масс в системе Qxyz; FTp х, F,v у — проек- ции силы трения F.rp на оси 0Х и 0V; w„ wy, wz — проекции вектора на оси Gx, Gy, Gz. Проекции сил на вертикаль показывают, что нормальная реакция по- верхности вне зависимости от того, скользит тела по поверхности или нет, равна силам потенциального поля таким как вес, прижим и др. Проекция уг- ловой скорости на вертикаль при этом остается постоянной. Пусть в начальный момент имеет место скольжение, т. е. vD = 0. Так как Nu = mg, то получаем, что при наличии скольжения сила трения постоянна по величине Ftp = kmg. Для того, чтобы показать, что она постоянна и по направ- лению, продифференцируем по времени зависимость для скорости vD и вос- пользуемся уравнениями в векторной форме, а также равенствами Rn=mg + FTV, GD = gR/g . Получим dv D dt r R 2 О — + — I m Представив vD = vDUD , a F^= -kNnUD, получим и +v dt ° ° dt 1 + mR 2 Л kgUD. Так как UD — единичный вектор, то dUD jdt перпендикулярен UD. Следовательно, >2 Л dU dt D _ 0, dvD dt 1 + - mR1 kg. Значит, вектор UD имеет постоянное направление, и, следовательно, сила трения постоянна Fw=-kmgUD. 135 Таким образом видно, что сила трения Fip не зависит от скорости UD и поэтому остается неизменной при постоянных значениях прижима (ускоре- ние g) и коэффициента трения к. Вместе с тем можно отметить, что даже при постоянном прижиме могут происходить изменения Fw при изменении к, на- личии смазки, росте температуры контакта и др. факторах. Величина скорости точки D изменяется во времени по закону Обозначим через 5 постоянный угол, который составляет скорость точ- ки D с осью 0Х. Из системы скалярных уравнений получаем Следовательно, если в начальный момент скорость центра масс и ско- рость точки касания не коллинеарны, т. е. сонаправлены или противоположно направлены, то на стадии движется со скольжением при зафиксированном прямолинейном движется центра масс точка касания деформирующего эле- мента с поверхностью движения по параболе. Такое движение происходит до момента tc = [vD(О}l/kg(l + mR2)], когда vD = 0 , скольжение прекращается и начинается стадия качения деформирующего элемента с вращением. Показано, что качение и вращение деформирующего элемента на ше- роховатой поверхности происходит по одной из траекторий (рис. 4.8, б, в) в зависимости от коэффициента трения к между деформирующим элементом и обрабатываемой поверхностью, а также с учетом его изменений, которые свя- заны с изменениями температуры, влияют на коэффициент трения к и, таким образом определяют траекторию движения деформирующего элемента. / V xG(t)= xG(о)+ха (о)? -—kg cos8t2; (0 = У a (0) + Ус (0> - bt2; w x ( l ) = w x ( о ) _ у ^ g s ' n ; л wy{t) = wy (o) &mg cos St. 136 4.3.4. Устойчивость движений деформирующего элемента. Исследу- ем и рассмотрим условия устойчивости вращательных движений деформи- рующего элемента, закрепленного в центре масс и находящегося под действи- ем силы тяжести и усилия закрепления вокруг главных осей инерции. Глав- ный момент внешних сил относительно закрепленной точки в том случае равен нулю. Пусть оси координат Gx, Gy, Gz, скрепленные с движущимся телом (рис. 4.8, а), являются главными осями инерции для его неподвижной точки G. Динамические уравнения Эйлера для такого тела имеют вид: Если wx = wy = 0; w2 = wo = const, то они удовлетворяют уравнениям и являются решениями системы уравнений. Допустим, что деформирующему элементу сообщены малые возмущения в виде малых начальных угловых ско- ростей w0x и woy вокруг осей Gx и Gy. Если величины wx и wy остаются малыми с течением времени, то вращение вокруг главной оси инерции считают устой- чивым. Если эти величины неограниченно возрастают, то вращение вокруг главной оси инерции неустойчиво. Предположив, что вращение вокруг оси Gz устойчиво, установим усло- вия, которые определяют эту устойчивость. Если вращение вокруг оси Gz ус- тойчиво, то wx и wy малы и в уравнениях системы можно пренебречь слагае- мыми с wxwy. После исключения малых второго порядка, положив w, ~ w0, получаем tyWy + il*-1* )wxwz=0;> w + w w ,Y у "o x После дифференцирования приводим к виду wx + awx = 0; w + аwy = 0 , 137 При а<0 решения уравнений имеют вид wx = С, exp^V/a/'f j + С2 ехр^- л/ТаТ-г j; wy - С3 e x p ^ V / a / ^ j + С4 expj^- V/a / - fJ . При а>0 wx = С[ cos yfa-t + С'2 sin л/а-t\ wy = Cj cosVa-t + C4 sinVa-?, где Сь C2, C3, C4, С/ , C2', C3', С I — произвольные постоянные интегри- рования. Следовательно, при a > 0 имеем устойчивость вращения вокруг глав- ной оси инерции Gz. Условие a > 0 может выполняться в двух случаях: во- первых, когда Iz < Iy и /2 < 1Х. Из этого следует, что вращение вокруг главной оси инерции Gz является устойчивым, если момент инерции относительно этой оси наибольший или наименьший. При а<0 имеем неустойчивость. В этом случае /z является средним по сравнению с 1Х и 1У I x < I z < I y или I x > I z > I y . Анализ условий устойчивости деформирующего элемента показал, что движения элемента, их стабильность при возмущениях, вызванных взаимо- действием с поверхностью, рельеф которой носит стохастический характер, зависит от формы и размеров деформирующего элемента. Причем устойчивы движения тел такой формы, момент инерции которых вокруг оси вращения является наименьшим или наибольшим. Предпочтительными, при прочих равных условиях, являются деформирующие элементы с наибольшим момен- том инерции, так как это дает больший собственный кинетический момент. Кроме того, ось вращения с наибольшим моментом инерции оказывается бо- лее устойчивой к действию сил сопротивления, зависящих линейно от угло- вой скорости вращения деформирующего элемента. 138 5. СТРУКТУРА И СВОЙСТВА ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ПОКРЫТИЙ НА ИХ ОСНОВЕ 5.1. Порошковые материалы. Структура и свойства При электромагнитной наплавке можно применять широкую гамму по- рошковых материалов, что позволяет изменять и прогнозировать механические, термические, электрические и другие свойства рабочих поверхностей деталей. Требования к порошковым материалам вытекают из сущности и целей техноло- гического процесса: • материал порошка должен иметь хорошие магнитные свойства и невысо- кую температуру плавления, обеспечивающие устойчивость процесса на- плавки; • обладать небольшим разбросом по грануляции для получения качествен- ного покрытия; • иметь хорошую текучесть для равномерной транспортировки в зону на- плавки; • обеспечивать достаточную плотность покрытия, равномерность структуры, хорошую адгезию с основой и не образовывать трещин при формообразова- нии; • формировать покрытие с требуемыми физико-механическими свойствами. Химический состав наиболее широко применяемых для ЭМН порош- ков приведен в табл. 5.1. Необходимо отметить, что для удовлетворения повышенной износо- стойкости покрытия материал порошка должен обеспечивать образование за- калочной структуры высокой твердости. Одним из таких образований в со- стоянии закалки является мартенсит, который, однако, склонен к образованию трещин в покрытии и к нарушению адгезии в условиях ударно-динамической нагрузки. Дополнительное упрочнение структуры может быть обеспечено по- лучением твердых дисперсных фаз, что предполагает достаточно высокую концентрацию легирующих элементов. Магнитные свойства порошков лучше 139 vs> й О. 1 i I I 1 1 0, 02 I I I СО 1 i I I 1 1 0,0 2 I I I ^ 1 i I I 1 1 1 I см со" I о о 1 i I I о ю 1 1 I I I о4 of § cr к га ю 8 1 1 i I I о со О ю" 1 I I I Si 1 i I I о со" о со" 1 I I I о га S со О О 1 i I 12 ,0 см см rf" 1 со о" I о со" ь-X а> 5 Ф С I •5Г о" •sf o" •Ч-о о о t о" 0,1 5 со о" I I о Ф s X га 0) э о § 1 1 I I 1 1 I со о" I I щ 1 I I o_ 1— 1 1 I о_ О'б I Й о o" t o" о со" ю о" ю о" 0, 08 СЧ1 о" 8, 22 о см" Р 1 1 о lO 1 1 1 I I I I > о СМ 10 ,0 I о to о см" о со" I т— I I О ю о" ir> o" S'O о со" fl'O со о" 0, 03 0, 45 I со о" М ар ка п ор ош ка SS см i o4 о г Fe -T i Г С -3 00 Р6 М 5К 5 Р6 М 5Ф З П Ж РВ 2 П Р -С та ль 4 5- 1% В Ф Б- 3 W О V» О4 J OI С z "с см со LO (О г-: СО а> О 140 всего удовлетворяет чистое железо, а также кобальт и его сплавы, использо- вание которых в производстве затруднено из-за их высокой стоимости. По- этому оптимальным решением при выборе материалов для ЭМН должно явиться компромиссное сочетание вышеуказанных требований. Следователь- но, для выбора материалов с наиболее благоприятным сочетанием требуемых свойств должны рассматриваться порошковые материалы на основе железа, упрочненные твердыми фазами карбидного или интерметаллидного типа. Удовлетворительная текучесть такого порошка обеспечивается округ- лой и гладкой поверхностью частиц. Исходя из особенностей технологии на- несения покрытия, размер частиц порошков должен находиться в пределах 200...350 мкм, что обеспечивается рассевом порошка. Экспериментально установлено, что в качестве материалов, перспек- тивных для осуществления ЭМН, рекомендуется использовать следующие (табл. 5.1): сталь 45, упрочненная бором; ферросплавы; двухкомпонентные сплавы на основе железа; быстрорежущие стали; высокоуглеродистые эвтек- тические сплавы. Порошковая борированная сталь 45 чаще всего близка по составу к ма- териалу широкого спектра упрочняемых деталей, имеет хорошие магнитные свойства, не содержит дефицитных легирующих элементов, поэтому может быть использована для восстановления изношенных поверхностей. В качестве упрочняющего элемента содержит бор. Ферросплавы на основе бора и хрома не являются дефицитными мате- риалами, выпускаются в достаточном количестве металлургической промыш- ленностью, содержат элементы, образующие с железом и углеродом износо- стойкие карбиды и интерметаллиды. Порошковые сплавы железо-ванадий и железо-титан имеют минималь- ное количество компонентов. Ванадий и титан с углеродом могут образовы- вать устойчивые твердые карбиды, что позволяет в перспективе создавать бо- лее сложные сплавы с высокой износостойкостью. Порошки быстрорежущих сталей широко используются для нанесения износостойких покрытий не только ЭМН, но и другими методами. Они стан- дартизованы, имеют постоянный химический и гранулометрический состав, со- храняют высокую твердость и износостойкость в сформированных покрытиях 141 до температур 600—620°С, что очень важно в связи с непостоянством темпе- ратурного режима на поверхности сопряженных и трущихся деталей. Сплавы типа С-300 используются для нанесения покрытий газоплаз- менным способом. Их особенностью является низкая температура плавления, однородная дисперсная структура и высокая износостойкость. Морфология и микроструктура отдельных частиц порошков имеют большое значение, т. к. характеристики порошка наряду с химическим и грану- лометрическим составом определяют свойства покрытий. При наплавке не весь порошок оседает в виде покрытия на поверхность заготовки. Определенная часть порошка, проходя через рабочую зону установки и подвергаясь теплово- му воздействию, не взаимодействует с поверхностью заготовки и остается не- использованной. С точки зрения экономичности процесса возможно повторное использование порошка, прошедшего через рабочую зону. Частицы порошка углеродистой стали, полученные путем распыления расплава стали 45 водой с последующим борированием их поверхности, имеют размер не более 250 мкм и представляют собой почти правильные сфероиды (рис. 5.1, в). Их микроструктура состоит из феррита и перлита и по соотноше- нию структурных составляющих практически соответствует марке стали 45, однако в процессе распыления происходит некоторое снижение содержания углерода. На поверхности частиц располагается слой боридов, придающих их поверхности чешуйчатое строение (рис. 5.1, г). При нанесении покрытия из та- кого порошка возможно упрочнение его боросодержащими фазами. Порошковые частицы высокохромистого сплава имеют округлую сфе- роидальную или эллипсовидную форму, иногда каплевидную форму, что ха- рактерно для относительно крупных частиц при распылении расплава водой (рис. 5.2, в). На поверхности частиц видны оксиды в виде чешуек и специфиче- ский рельеф в форме дендритов, образующийся при быстром охлаждении (рис. 5.2, г). Микроструктура порошка — аустенит и карбиды М7С3 гексаго- нальной формы в виде эвтектических колоний и избыточных образований игольчатой формы (рис. 5.2, а, б). Присутствие большого количества карбидной фазы (до 40%) свидетельствует о высоком содержании углерода в сплаве. Мик- ротвердость карбидов составляет 17 800—22 000 МПа при средней (интеграль- ной) твердости частиц 6000 МПа, что обусловлено присутствием в структуре 142 х 800 Рис. 5.1. Фотографии частиц порошка стали 45, полученных из расплава распылением водой и борированием поверхности: а, б — микроструктура частиц. 143 х 500 Рис. 5.1 (окончание). Фотографии частиц порошка стали 45, полученных из расплава распылением водой и борированием поверхности: в — форма частиц в исходном состоянии; г — бориды на поверхности частиц. 144 Рис 5.2. Фотографии частиц порошка высокоуглеродистого феррохрома, юлученных из расплава распылением водой: а, б - микроструктура частиц. 145 х 500 Рис. 5.2 (окончание). Фотографии частиц порошка высокоуглеродистого феррохрома, полученных из расплава распылением водой: в — форма частиц в исходном состоянии; г — дендритное строение поверхности частиц. 146 мягкой составляющей — аустенита. Такая структура обеспечивает материалу высокую износостойкость и способность к упрочнению наклепом в процессе эксплуатации за счет частичного превращения метастабильного аустенита в мартенсит. В то же время данный порошок не обладает достаточными магнит- ными свойствами и требует дополнительной переработки для использования в процессе электромагнитной наплавки. Частицы порошка ферробора, полученного механическим измельчени- ем в шаровой мельнице, в исходном состоянии имеют угловатую осколочную форму (рис. 5.3, в). Размер частиц 200—300 мкм, их микроструктура неодно- родна, что присуще ферросплаву, который содержит до 9% бора. Большая часть порошковых частиц имеет мелкую дендритно-ячеистую структуру (рис. 5.3, а), состоящую из а — твердого раствора и эвтектики на основе бора и железа. Отдельные частицы имеют структуру, состоящую из мягкого а — твердого раствора (830 МПа) и крупных включений боридов, имеющих твер- дость 12 000 МПа (рис. 5.3, б). Твердость частиц с эвтектической структурой составляет более 8250 МПа. Различие в структуре отдельных порошковых частиц отрицательно влияет на равномерность свойств упрочненной поверх- ности при нанесении покрытий. Порошок ферробора имеет хорошие магнит- ные свойства и, благодаря этому, используется в процессе электромагнитной наплавки. После пребывания в рабочей зоне установки частицы порошка со- храняют свою первоначальную форму, но на их поверхности появляются сле- ды оплавления и разрушения поверхностной оксидной пленки (рис. 5.3, г). Наплавленный слой при использовании порошка ферробора будет достаточно хрупким из-за высокого содержания боридных фаз. Основное назначение распыленных водой сплавов железа с ванадием и титаном — это использование их в качестве полирующего ферроабразивного материала. Эти же порошковые материалы при незначительной корректировке по химическому составу могут быть использованы как наплавочные. Предпо- сылкой к этому, наряду с хорошими магнитными свойствами, является образо- вание при быстром охлаждении мартенситной структуры с достаточно высокой твердостью и возможное упрочнение твердого раствора интерметаллидными фазами на основе ванадия и титана. При небольших добавках углерода допол- нительными упрочняющими фазами становятся карбиды титана и ванадия. 147 ш ш Рис. 5.3. Фотографии частиц порошка сплава ФБ-3, полученных механическим измельчением: а, б — микроструктура частиц. х 800 148 3 х 500 Рис. 5.3 (окончание). Фотографии частиц порошка сплава ФБ—3, полученных механическим измельчением: в — форма частиц в исходном состоянии; г — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 149 Фотографии микроструктуры и микрогеометрии порошка сплава Fe-Ti представлены на рис 5.4. В исходном состоянии частицы порошка имеют оско- лочную форму, что характерно для распыленных водой достаточно вязких рас- плавов, и покрыты слоем оксидов титана (рис. 5.4, б, в). При прохождении через рабочую зону установки частицы порошка подвергаются частичному оплавле- нию и приобретают сферическую форму уже без признаков оксидной пленки на поверхности (рис. 5.4, г). На крупных частицах происходит сглаживание неров- ностей (рис. 5.4, д), а те из них, которые подвергались нагреву до высоких тем- ператур с последующим быстрым охлаждением, но не достигали температуры плавления, приобретают рельеф поверхности, связанный с растрескиванием ок- сидной пленки и формированием структуры, напоминающей видманштетгову, что свидетельствует о высокой температуре нагрева (рис. 5.4, е). Микроструктура частицы порошка (рис. 5.4, а) представляет собой мартенсит на основе малоуглеродистого твердого раствора титана в железе, имеющего твердость 3200 МПа. Такая структура соответствует диаграмме со- стояния железо-титан. Согласно этой диаграмме, титан выклинивает у-область и в интервале концентраций 0—5% мае. образует с а-железом непрерывный ряд твердых растворов. Поскольку с понижением температуры концентрация титана в а-железе уменьшается, сплавы упрочняются при старении за счет выделения фазы Fe2Ti. Таким образом, использование порошков на основе систем железо-титан является перспективным. С точки зрения использования для электромагнитной наплавки пред- ставляют также интерес сплавы системы железо-ванадий. Ванадий так же, как и титан, образует с железом непрерывный ряд твердых растворов, замыкая границу существования а + у и у-фаз примерно при 1% ванадия. Следователь- но, сплавы Fe-V обладают высокими магнитными свойствами. При быстром охлаждении пересыщенного ванадием твердого раствора образуется мартен- сит, твердость которого определяется концентрацией ванадия в сплаве. Фото- графии микроструктур порошковых частиц сплавов Fe-2% V и Fe-10% V при- ведена на рис. 5.5, а и 5.6, а. Присутствие в сплавах углерода приводит к вы- делению карбидов по границам зерен. Чем больше этих выделений, тем ниже твердость сплава. Так, сплав Fe-2%V имеет твердость 6520 МПа, а сплав Fe-\0%V— 4780 МПа. 150 Рис. 5.4. Фотографии частиц порошка сплава Fe-Ti, полученных из расплава распылением водой: а —микроструктура частиц: б — форма частиц в исходном состоянии. 151 х 100 Рис. 5.4 (продолжение). Фотографии частиц порошка сплава Fe-Ti, полученных из расплава распылением водой: в — форма частиц в исходном состоянии; г — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 152 х 1000 Рис. 5.4 (окончание). Фотографии частиц порошка сплава Fe-Ti, полученных из расплава распылением водой: д — форма поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки; е — дендритное строение поверхности частицы. 153 х 100 Рис. 5.5. Фотографии частиц порошка сплава Fe-2%V, полученных из расплава распылением водой: а — микроструктура частиц; б — форма частиц в исходном состоянии. х 800 154 3 1 ( 1 0 0 Рис. 5.5 (окончание). Фотографии частиц порошка сплава Fe-2%V, полученных из расплава распылением водой: в — оксиды ванадия на поверхности частиц: г — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 155 б х 100 Рис. 5.6. Фотографии частиц порошка сплава Fe-10%V, полученных из расплава распылением водой: а — микроструктура частиц; б — форма частиц в исходном состоянии. 156 3 X100 Рис. 5.6 (продолжение). Фотографии частиц порошка сплава Fe-10%V, полученных из расплава распылением водой: в — оксиды ванадия на поверхности частиц: г — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 157 х 500 Рис. 5.6 (окончание). Фотографии частиц порошка сплава Fe~10%V, полученных из расплава распылением водой: д — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. Повышенная вязкость жидкого расплава приводит к образованию при распылении водой порошковых частиц неправильной формы (рис. 5.5, б и 5.6, б), покрытых слоем оксидов ванадия, которые наблюдаются на рис. 5.5, в и 5.6, в. При прохождении через рабочую зону установки крупные частицы порошка подвергаются нагреву и быстрому охлаждению, в результате чего слой оксидов на их поверхности частично растрескивается (рис. 5.5, г и 5.6, г). Сплавы железа с ванадием могут быть использованы для электромагнитной наплавки в силу хороших магнитных свойств и устойчивого режима горения дуги, о чем свидетельствует большое количество оплавившихся частиц по- рошка. Дополнительное упрочнение этих материалов может быть достигнуто за счет введения в состав углерода. Установлено, что порошковые быстрорежущие стали обладают такими преимуществами, которые делают их весьма перспективными при использо- вании в качестве наплавочного материала: отсутствие макро- и микросегрега- ций; однородность структуры, что обеспечивает более высокую пластичность материала и уменьшает хрупкость наплавленных слоев; повышенное содер- жание углерода, позволяющее получить более высокие значения твердости 158 после отпуска; высокая дисперсность карбидных фаз, способствующая полу- чению равномерной структуры покрытия. Были изучены порошки быстрорежущих сталей (Р6М5К5 и Р6М5ФЗ) двух сплавов, полученные путем распыления азотом. Эти стали являются наиболее распространенными и несколько отличаются по структуре и фазо- вому составу. На рис. 5.7 и 5.8 показаны форма, размеры и микроструктура порошко- вых частиц этих сталей. Почти все они имеют на поверхности выступы или кратеры, образовавшиеся при столкновении мелких затвердевших частиц с более крупными, находящимися в жидком состоянии (рис. 5.7, б, в и 5.8, б). Размер частиц находится в пределах 50—300 мкм. Среди частиц порошка встречаются полые скорлупообразные частицы (рис. 5.7, е). При больших увеличениях видно ячеистое строение поверхности частиц (рис. 5.8, в). Поверхность некоторых частиц покрыта оксидными пленками (рис. 5.7, г). При прохождении через рабочую зону установки внешний вид большинства частиц не претерпевает изменений, что связано с более высокой температурой их плавления (рис. 5.8, г). Одновременно отмечается несколько меньше выступов на крупных частицах в результате отделения от них более мелких частиц при нагреве и охлаждении. При большом увеличении видно ячеистое строение поверхности частиц (рис. 5.7, д, е; рис. 5.8, д). Твердость частиц обеих сталей примерно одинакова и составляет 5100—5500 МПа. Микроструктура частиц порошка стали Р6М5К5 (рис 5.7, а) тонкодис- персная, ячеисто-дендритная. Основными фазами являются: твердый раствор в виде мартенсита (темная составляющая) и остаточный аустенит (светлая со- ставляющая), а также мелкие равномерно распределенные в металлической матрице (в основном, в мартенсите) карбиды типа М2С, М6С, М3С2. В крупных порошковых частицах стали Р6М5ФЗ по границам бывших аустенитных зерен при кристаллизации успевает выделиться эвтектика из карбида МС на основе ванадия и аустенита (рис. 5.8, а), местами вырождаю- щаяся в сетку карбидов. 159 х 800 Рис. 5.7. Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5К5, полученных из расплава распылением азотом: а —микроструктура частиц: б — форма частиц в исходном состоянии. 160 х 500 Рис. 5.7 (продолжение). Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5К5, полученных из расплава распылением азотом: в, г — поверхность частиц. 6 Зак. 212 161 Рис. 5.7 (окончание). Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5К5, полученных из расплава распылением азотом: д, е — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. х500 162 х800 Рис. 5.8. Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5ФЗ, полученных из расплава распылением азотом: а —микроструктура частиц; б — форма частиц в исходном состоянии. 163 х 250 Рис. 5.8 (продолжение). Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5ФЗ, полученных из расплава распылением азотом: в — форма частиц в исходном состоянии: г — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 164 х 500 Рис. 5.8 (окончание). Фотографии частиц порошка быстрорежущей стали Р6М5ФЗ, полученных из расплава распылением азотом: д — форма и состояние поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. Таким образом, как следует из рассмотрения микроструктуры и строе- ния порошковых частиц, порошки быстрорежущих сталей обладают высокой устойчивостью в межэлектродном промежутке, удовлетворительными магнит- ными свойствами, которые могут быть повышены за счет дополнительной об- работки, приводящей к распаду остаточного аустенита. Следовательно, порош- ки могут быть использованы для получения электромагнитных износостойких покрытий. Значительный интерес, с точки зрения получаемых свойств в покрыти- ях, представляет порошок сплава С-300, созданный на основе высокохроми- стого чугуна, как материал для формирования покрытий газоплазменным ме- тодом. От порошков, рассмотренных выше, его отличает относительно низкая температура плавления, высокая стойкость к окислению, что позволяет полу- чать качественный материал при распылении сплава водой. Высокая износо- стойкость и твердость материала (5800—6000 МПа) обусловлены высоким содержанием в нем карбидов на основе хрома, ванадия и бора. Сплав обладает магнитными свойствами. Присутствие бора и кремния придает сплаву флю- сующие свойства. 165 Микроструктура порошковых частиц представляет собой твердый рас- твор углерода в а - и у-железе, соотношение которых может меняться в зави- симости от скорости охлаждения и размера частиц, а также дисперсных, рав- номерно распределенных в металлической матрице карбидов (рис. 5.9, а). Форма частиц порошка близка к сферической, на поверхности их име- ется большое число выступов в виде мелких сферических частиц (рис. 5.9, б), а также следы ячеистой структуры (рис. 5.9, в, г). В порошке, после пребыва- ния в рабочей зоне установки, можно наблюдать отдельные частицы с оплав- ленной гладкой поверхностью, а также частицы с разрушенной оболочкой, под которой видны мелкие плотные сфероиды (рис. 5.9, д, е). По состоянию порошковых частиц после их прохождения через рабо- чую зону установки можно сделать вывод о возможности использования их при наплавке, что делает сам процесс более экономичным. 5.2. Структура, фазовый состав и свойства покрытий, сформированных ЭМН 5.2.1. Структурообразование покрытий при свободном осаждении жидкой фазы. Эксплуатационные и физико-механические свойства покрытий определяются их структурой, химическим и фазовым составом, которые в свою очередь зависят от режимов наплавки, свойств наплавочных материалов и состояния основы. Рассмотрим закономерности формирования структуры покрытий, полу- ченных электромагнитной наплавкой для следующих порошковых материалов: • сплав Fe-10%V — представитель материалов со структурой твердого рас- твора; • быстрорежущая сталь Р6М5ФЗ — гетерогенный сплав из твердого раство- ра и сложных карбидов; • сплав С-300 — эвтектический высокоуглеродистый гетерогенный сплав на основе твердого раствора и эвтектических карбидов, имеющий относи- тельно низкую температуру плавления. Покрытия формировались при оптимальном режиме на образцах из стали 45 порошками зернистостью 240—320 мкм. 166 х250 Рис. 5.9. Фотографии частиц порошка сплава С-300, полученных из расплава распылением водой: а —микроструктура частиц; б — форма частиц в исходном состоянии. 167 g x250 Рис. 5.9 (продолжение). Фотографии частиц порошка сплава С-300, полученных из расплава распылением водой: в —ячеистая структура поверхности частиц; г — плотные сфероиды и полые частицы. х 500 168 х 500 Рис. 5.9 (окончание). Фотографии частиц порошка сплава С-300, полученных из расплава распылением водой: д — плотные сфероиды и полые частицы; е — следы оплавления на поверхности частиц после пребывания в рабочей зоне установки. 169 При электромагнитной наплавке действие разрядного тока, проходяще- го через порошок, продолжается сотые доли секунды, однако частицы порош- ка успевают нагреться до температуры 1700...1800°С и расплавиться. Быстрое затвердевание капель расплава, сопровождаемое теплоотводом вглубь холод- ной основы, позволяет сравнить характер фазовых превращений в поверхно- стном слое с процессами электроискрового или лазерного легирования метал- лических поверхностей, при которых в момент затвердевания наплавляемого металла скорость охлаждения локально может достигать 105 град/с. При нанесении покрытий электромагнитной наплавкой на поверхности заготовки формируется упрочненный слой, состоящий из двух основных зон — наплавленного слоя и примыкающей к нему со стороны основы зоны термического влияния, обычно соизмеримой с ним по толщине. Структура и толщина упрочненного слоя (при прочих равных условиях) определяются со- ставом наплавляемого порошка. Свои особенности имеют структура и фазовый состав покрытия, полу- ченные наплавкой порошковых материалов. На рис. 5.10 представлены микро- структура и топография поверхности, полученной при наплавке порошком сплава Fe-10%V. Наплавленный слой представляет собой конгломерат очень мелких металлических пластин, по фазовому составу являющийся пересыщен- ным твердым раствором ванадия в а-железе. Вблизи границы с основой по- крытие имеет столбчатое дендритно-ячеистое строение, ориентированное в направлении максимального теплоотвода, т. е. перпендикулярно к поверхности заготовки (рис. 5.10, а). В межосевых промежутках структура металла равно- осна с малым количеством микропор, количество и размер которых убывает в направлении, перпендикулярном осям первого порядка. Наружная часть по- крытия, формирующаяся на «теплой» основе, имеет равноосное ячеистое строение с меньшим количеством микропор (рис. 5.10, б). На границе раздела покрытие—основа на глубине до 40 мкм происходит полная фазовая перекри- сталлизация материала основы с образованием дислокационного мартенсита (рис. 5.10, в). Под этой частью зоны термического влияния располагается зона неполной закалки, структура которой представляет собой рекристаллизован- ный феррит и участки перлита, превратившегося в мартенсит или троостомар- тенсит. Твердость термоупрочненного слоя меняется от 8000 до 2700 МПа. 170 а х 400 х 4500 Рис. 5.10. Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка Fe-10%V: оптическая металлография. Поперечный шлиф: б — растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 171 Х4500 Рис. 5.10 (окончание). Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка Fe-10%V. Поперечный шлиф: в —растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. Фотографии микроструктуры слоя, упрочненного покрытием из по- рошка Р6М5ФЗ, представлены на рис. 5.11. Анализируя приведенные фото- графии микроструктуры, можно сделать вывод о соблюдении основных зако- номерностей формирования структуры покрытий, описанных выше. Так же как и в предыдущем случае, отмечается резкий переход от покрытия к основе и отсутствие зоны полной закалки в основе. Приграничный тонкий слой, формирующийся из отдельных расплав- ленных частиц порошка (рис. 5.11, б, в), имеет два вида пористости — раз- ветвленную, которая расположена по границам плотных фрагментов округлой формы, и мелкие поры в виде концентрированных усадочных раковин, распо- ложенных в центре этих фрагментов. На рис. 5.11, г хорошо виден раздел ме- жду покрытием и основой, структура которой представляет собой эвтектоид пластинчатого строения, т. е. можно сделать вывод, что в результате быстрого затвердевания относительно мало перегретой частицы тугоплавкого порошка материал основы не подвергается значительному упрочнению. Основная 172 а х400 Рис. 5.11. Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка Р6М5ФЗ: оптическая металлография. Поперечный шлиф: б— растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 173 х 4500 в х 4500 Рис. 5.11 (окончание). Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка Р6М5ФЗ. Поперечный шлиф: в г — растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 174 часть покрытия имеет дендритно-столбчатое строение, пористость ориенти- руется вдоль осей дендритов (рис. 5.11, б). Структура покрытия представляет собой смесь мартенсита и остаточного аустенита, соотношение которых опре- деляет его твердость. Возможно присутствие некоторого количества дисперс- ных карбидов. Пористость составляет 6—8%. Сплав С-300 имеет температуру плавления примерно 1280°С, что на 150—200°С ниже, чем у предыдущих сплавов. Его структура — это эвтектика из а — фазы и сложных карбидов на основе хрома, ванадия и бора. Низкая температура плавления обеспечивает сплаву С-300 при одинаковых режимах наплавки более высокий перегрев расплавленных порошковых частиц и большую неоднородность покрытия. На поверхности заготовки после формирования покрытия образуется упрочненный слой, состоящий из двух примерно равных по толщине зон (рис. 5.12, а, в). Само покрытие имеет ярко выраженное дендритно-столбчатое строение вблизи основы и ячеистое строение во внешнем слое (рис. 5.12, б). Между покрытием и, основой четко обозначена поверхность раздела, под ко- торой располагается зона термического влияния, меняющая структуру от од- нофазной (зона полной закалки) до двухфазной (зона неполной закалки). Од- нофазная структура представляет собой дислокационный мартенсит, а двух- фазная — такой же мартенсит и рекристаллизованный феррит. Глубже этого слоя располагается зона из рекристаллизованного феррита и перлитоподобной составляющей, образовавшейся в результате нагрева перлита до температуры, незначительно превышающей точку АС], с последующим охлаждением. По- ристость покрытия достаточно велика и достигает 10%. На рис. 5.13, а, б при- ведены данные о распределении хрома в упрочненном слое и топография по- верхности, снятая в характеристическом излучении хрома. Они свидетель- ствуют о слабом развитии процесса диффузии легирующих элементов из покрытия в основу. В то же время, очевидно, успевает пройти диффузия угле- рода из высокоуглеродистого покрытия в поверхностный слой основы с обра- зованием при быстром охлаждении высокоуглеродистого мартенсита. 175 Х4500 Рис. 5.12. Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка С-300: а — оптическая металлография. Поперечный шпиф: б — растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 176 в х 4500 Рис. 5. 12 (окончание). Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка С-300. Поперечный шлиф: в —растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. — Г I i 4 • 1 1 » 1 1 \ 1 / / \ 1 V Рис. 5.13. Распределение хрома по глубине упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка С-300: а — кривая распределения концентрации хрома при сканировании вдоль линии 1—1. 177 б Рис. 5.13 (окончание). Распределение хрома по глубине упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошка С-300: б — топография поверхности упрочненного слоя, снятая в характеристическом излучении хрома. 5.2.2. Структурообразование покрытий при электромагнитной на- плавке с поверхностным пластическим деформированием. Одним из спо- собов уплотнения и выравнивания наплавленного слоя является поверхност- ное пластическое деформирование поверхности в процессе нанесения покры- тия. Оно производится ротационным шариковым инструментом с упругим контактом с обрабатываемой поверхностью по стандартной схеме, когда по- крытие находится еще в разогретом, пластичном состоянии. Такая обработка улучшает качество покрытия, повышая его плотность, изменяет микротопо- графию, а также воздействует на формирование структуры самого покрытия и зоны термического влияния. На рис. 5.14 представлена микроструктура и то- пография наплавленного слоя при использовании порошка Fe-10% К При со- вмещении электромагнитной наплавки с ППД структура упрочненного слоя имеет особенности, которые сводятся к следующему: 178 х 4500 Рис. 5.14. Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке с ППД порошка Fe-10%V: а — оптическая металлография. Поперечный итиф: б — растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 179 в X 4500 Рис. 5.14 (окончание). Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке с ППД порошка Fe-10%V. Поперечный шлиф: в —растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. • Достаточно высокая плотность и однородность наплавленного покрытия, наличие своеобразной «зеренной» структуры с мелкими (менее 0,1 мкм) порами по границам зерен или ячеек (рис. 5.14, б, в). Соответственно, от- сутствует дендритно-столбчатое строение, присущее покрытию, нанесен- ному без дополнительной пластической обработки. " Отсутствует четко выраженная поверхность раздела между покрытием и основой, наличие которой характерно при наплавке без ППД (рис. 5.14, а). • Образование более развитого диффузионного слоя, в котором происходят превращения, соответствующие полной закалке. • Увеличивается протяженность зоны термического влияния и более глубо- ко развиваются в ней фазовые превращения как в феррите, так и в перлите. Пористость не превышает 5%. Для микроструктуры покрытия характерно образование малоуглероди- стого мартенсита и наличие структурно-свободного 5-феррита, особенно в участках, прилегающих к основе. На самой границе с основой со стороны по- крытия образуется тонкий слой со структурой полной закалки, что связано с диффузией углерода из поверхности основы в жидкую фазу покрытия. 180 Общая глубина упрочненной зоны при использовании ППД возрастает и достигает 600 мкм. Снижение твердости упрочненного слоя при наложении ППД возможно связано с самоотпуском малоуглеродистого мартенсита при наклепе, вызванном пластической деформацией. Факт интенсивного протека- ния диффузионных процессов подтверждается данными о распределении ва- надия по глубине упрочненного слоя (рис. 5.15, а, б). Аналогичная картина наблюдается при электромагнитной наплавке с ППД порошка Р6М5ФЗ (рис. 5.16). Увеличивается плотность и однородность самого покрытия. При этом, в отличие от наплавленного слоя, получаемого без ППД, максимальная пористость наблюдается на границе покрытия (рис. 5.16, б), где размер пор не превышает 0,1 мкм. Толщина упрочненного слоя возрастает в основном за счет расширения зоны термического влияния. Причина этого заключается в улучшении условий теплопередачи от наплав- ляемого металла к основе. Появляется зона полной закалки со структурой мелкоигольчатого мартенсита, твердость которой несколько выше, чем у по- крытия. Еще одной особенностью покрытия является его слабая травимость, связанная с повышением плотности дефектов, вводимых в структуру аустени- та и формированием на этой основе высокодисперсного дислокационного мартенсита, границы выделений которого не декорированы карбидами. Это обстоятельство (отсутствие выделений карбидной фазы) является одной из причин некоторого снижения твердости покрытия при применении ППД. Особенностью структуры (рис. 5.16, а, б, в, г) упрочненного слоя при использовании ППД является также отсутствие четкой границы раздела меж- ду покрытием и основой (рис. 5.16, а). Пористость составляет 3—5%. 5.3. Микротвердость покрытий Известно, что износостойкость материала покрытий в достаточной ме- ре зависит от их микротвердости, хотя условия использования износостойких покрытий часто требуют сочетания износостойкости с другими эксплуа- тационными параметрами, такими как упругость, прочность на сжатие и из- гиб и т. д. Кроме того, по характеру распределения микротвердости можно судить об изменении фазового состава и толщины упрочненной зоны. 181 а б Рис. 5.15. Распределение ванадия по глубине упрочненного слоя при электромагнитной наплавке с ППД порошка Fe-10%V: а — кривая распределения концентрации ванадия при сканировании вдоль линии 1—1; б — топография поверхности упрочненного слоя, снятая в характеристическом излучении ванадия. 182 Х4500 Рис. 5.16. Фотографии микроструктуры упрочненного слоя при электромагнитной наплавке с ППД порошка Р6М5ФЗ: а — оптическая металлография. Поперечный шлиф: б —растровая электронная микроскопия различных участков упрочненного слоя. 183 184 На рис. 5.17 представлены зависимости изменения величины микро- твердости по глубине поверхностного слоя в образцах с покрытиями из по- рошков Fe-\0%V, Р6М5ФЗ и С-300. В приведенных зависимостях четко вы- деляются три основных участка, отличающиеся характером изменения твер- дости. Участок А соответствует зоне наплавки и характеризуется незначи- тельными колебаниями твердости по толщине. Твердость наплавленного слоя — примерно от 6000 до 7500 МПа, что соответствует структуре мартен- сита. Несколько пониженной твердостью обладает покрытие из сплава С-300, что связано с присутствием определенного количества остаточного аустенита. Твердость покрытий значительно превышает твердость мартенсита при обыч- ной закалке с отпуском. Это связано с получением более дисперсной структу- ры и более высокой плотности дефектов, чем при обычной термообработке. Максимальная твердость наблюдается при использовании порошка Fe- 10%F, что обусловлено отсутствием остаточного аустенита. Толщина слоя покрытия составляет 200—300 мкм. Участок Б (рис. 5.17) соответствует зоне термического влияния и ха- рактеризуется немонотонным изменением твердости, что связано с перерас- пределением углерода на границе основы и покрытия из-за его повышенной растворимости в жидкой фазе. Аналогичные явления наблюдаются при воз- действии на металлические поверхности лазерного излучения. При удалении от поверхности раздела покрытие—основа твердость вначале возрастает в связи с образованием структуры полной закалки, а затем происходит резкое ее снижение до твердости исходного образца (участок В). Некоторые отличия наблюдаются и в упрочненном слое при наплавке порошком С-300, где отме- чается увеличение почти в 1,5 раза протяженности зоны Б, которая характери- зуется плавным изменением твердости, свидетельствующим о более полном протекании процессов закалки. Это явление следует объяснить более высоким относительным перегревом порошка С-300 при наплавке, так как он имеет пониженную температуру плавления по сравнению с другими исследуемыми материалами. Глубина зоны термического влияния при наплавке порошками Fe- 10%К и Р6М5ФЗ примерно одинакова, а при наплавке порошком С-300 она возрастает. 185 Рис. 5.17. Распределение микротвердости по толщине упрочненного слоя при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe-10%V; 2) Р6М5ФЗ; 3) С-300. Поверхностная пластическая деформация, изменяя условия формиро- вания покрытия и контакта его на границе с основой, приводит к изменению упорядоченного по толщине распределения упрочненного слоя. Увеличение толщины упрочненного слоя в этом случае зависит от про- тяженности зоны термического влияния. Максимальная твердость покрытий, в отличие от предыдущего случая, наблюдается на поверхности, что связано с уменьшением пористости. Твердость покрытия из порошка Р6М5ФЗ повышает- ся на 10—15%, что объясняется частичным превращением аустенита в мартен- сит, возможным частичным его распадом и выделением дисперсных карбидов. Последнее относится к покрытию из порошка Fe-10% V, в структуре которого не содержится остаточного аустенита, а в результате самоотпуска мартенсита 186 при использовании ППД происходит значительное снижение твердости. В зоне термического влияния в результате более полного развития процессов закалки твердость возрастает и может превысить твердость покрытия. Для покрытий с ППД характерно более плавное снижение твердости при продвижении вглубь образца и увеличение зоны термического влияния до 200—300 мкм (рис. 5.18). Графическая зависимость 3 (рис. 5.18) характеризует изменение твер- дости в поверхностном слое образца после наплавки с ППД порошка Р6М5ФЗ и дополнительного трехкратного отпуска при температуре 500—600 °С. В ре- зультате выделения множества дисперсных карбидов твердость покрытия в этом случае увеличивается в 1,5 раза. 5.4. Рентгеноструктурный анализ покрытий Рентгеноструктурный анализ позволяет по величине физического уши- рения линии /211/а оценить уровень микронапряжений, дисперсность струк- туры, содержание углерода в твердом растворе, дислокационную структуру и идентифицировать фазы, находящиеся в покрытии. Так покрытия, полученные ЭМН порошков Р6М5ФЗ и С-300, имеют два типа пересыщенных твердых растворов с решеткой ОЦК (мартенсит) и ГЦК (аустенит). Покрытие из порошка Fe-l0%Vсодержит пересыщенный малоугле- родистый высоколегированный твердый раствор с решеткой ОЦК (мартенсит). В табл. 5.2 приведены результаты расчета рентгенограмм для линий /110/а, ко- торые смещаются в сторону меньших углов, что связано с повышением плотно- сти дефектов, вводимых в структуру а — твердого раствора. Табл. 5.2. Результаты расчета рентгенограмм покрытий. Р а с ч е т н ы е з н а ч е - н и я ж е л е з а М а т е р и а л п о к р ы т и й Р 6 М 5 Ф З С - 3 0 0 Fe- 1 0 % V .. е, г р а д . d /n 9, град . d /n 8, град . d / n 9 град . d /n П о к р ы т и я , п о л у ч е н н ы е Э М Н 2 2 , 4 2 , 0 2 2 2 , 3 8 1 2 , 0 2 6 2 2 , 3 8 7 2 , 0 2 8 2 2 , 3 8 4 2 , 0 2 6 П о к р ы т и я , п о л у ч е н н ы е Э М Н с П П Д 2 2 , 3 5 0 2 , 0 2 8 2 2 , 3 6 8 2 , 0 3 0 2 2 , 3 5 8 2 , 0 2 8 187 Рис. 5.18. Распределение микротвердости по толщине упрочненного слоя при электромагнитной поплавке с поверхностным пластическим деформированием: 1) Fe—10%V; 2) Р6М5ФЗ; 3) Р6М5ФЗ с дополнительным трехкратным отпуском. Максимальное смещение имеют линии в покрытии, полученном ЭМН с ППД порошка Р6М5ФЗ. Обусловлено это увеличением содержания углерода и легирующих элементов в твердом растворе. В этом покрытии отсутствует аустенит, так как под влиянием пластической деформации происходит его ра- спад. На штрих-диаграммах рентгеновской съемки (рис. 5.19 и 5.20) покрытий, 188 п о л у ч е н н ы х ЭМН порошков Р6М5ФЗ и С-300, присутствуют только линии мартенсита и аустенита, причем в покрытии из порошка С-300 доля аустенита больше, чем в покрытии из порошка Р6М5ФЗ. Это обусловлено вы- с о к о й концентрацией углерода, стабилизирующего аустенит. Пластическая деформация высокоуглеродистого аустенита при высоких температурах при- в о д и т к повышению плотности дефектов, вводимых в его структуру, в резуль- тате чего происходит более полный распад аустенита и, как следствие, повы- шается твердость покрытия. В структуре покрытия из порошка Fe-10%У аустенит отсутствует. Твердость быстрорежущей стали повышается за счет выделения дисперсных карбидов при отпуске. Трехкратный отпуск образцов после ЭМН с ППД порошка Р6М5ФЗ приводит к выделению сложных карбидов хрома и ванадия (рис. 5.21), что обусловливает увеличение плотности и твердости по- крытия (рис. 5.18). Содержание углерода в мартенсите покрытий приведено в табл. 5.3. Практически весь углерод в покрытиях из Р6М5ФЗ и Fe- 10%F находится в твердом растворе. В покрытии из С-300 в мартенсите находится лишь 0,98% углерода, часть его находится в аустените, а остальной — в составе очень дисперсных эвтектических карбидов хрома и ванадия. а I, имп 40 30 20 10 a-Fe (110) y-Fe f i l ia l y-Fe (200) • • a-Fe (200) . 1 . a-Fe (211) .1 a-Fe (220) 1, a-Fe (310) i a-Fe (200) a-Fe (211) a-Fe (220) L. a-Fe (310) 3 0 4 0 5 0 60 70 80 90 100 110 120 2e< r P a « Рис. 5.19. Штрих-диаграмма рентгеновской съемки поверхностного слоя покрытия, полученного электромагнитной наплавкой (а) и электромагнитной наплавкой с ППД порошка Р6М5ФЗ (б). 189 I, имп a-Fe (110) y-Fe (111) y-Fe (200) a-Fe (200) a-Fe (211) y-Fe a-Fe (311) (220) a-Fe (310) 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 20' гРад Рис. 5.20. Штрих-диаграмма рентгеновской съемки поверхностного слоя покрытия, полученного электромагнитной наплавкой порошка С-300. I, и м п a-Fe (110) Ме„С С a-Fe Ме6С(110) y-Fe (111) я-Fe Me „С -Fe(211> , I '6° a-Fe y-Fe (310) - J Li_ a-Fe (310) JL 30 40 50 60 70 80 90 100 110 2e- гРаД Рис. 5.21. Штрих-диаграмма рентгеновской съемки поверхностного слоя покрытия, полученного электромагнитной наплавкой с ППД и трехкратным отпуском при 560°С порошка Р6М5ФЗ. 190 Расчетные данные разм~Р°в блоков когерентного рассеяния и плотно- сти дислокаций приведены в табл. 5.4. Из приведенных данных видно, что при ЭМН с ППД повышается плот- ность дефектов, вводимых в структуру мартенсита, а также уменьшаются размеры блоков когерентного рассеяния. Обусловлено это измельчением зер- на и повышением плотности дислокаций. Табл. 5.3. ПараМетР решетки и содержание углерода в мартенсите. П о к р ы т и е и м е т о д П а р а м е т р р е ш е т к и С о д е р ж а н и е у г л е р о д а е г о п о л у ч е н и я а - ф а з ы , н м в м а р т е н с и т е , % Э М Н 0 , 2 8 6 6 9 5 0 , 9 0 0 Р 6 М 5 Ф З Э М Н с П П Д 0 , 2 8 6 7 9 3 0 , 8 8 5 Э М Н 0 , 2 8 6 6 1 0 0 , 9 8 0 С - 3 0 0 Э М Н с П П Д 0 , 2 8 6 7 0 8 0 , 8 9 5 Э М Н 0 , 2 8 6 6 4 5 0 , 2 3 2 F e - 1 0 % V Э М Н с П П Д 0 , 2 8 6 7 1 2 0 , 1 6 5 Табл. 5.4. Харакгг1еРистша тонкой структуры материала покрытий. П о к р ы т и е и м е т о д его п о л у ч е н и я Д и с п е р с н о с т ь б л о - ков к о г е р е н т н о г о р а с с е я н и я D, н м Ф и з и ч е с к о е у ш и - р е н и е л и н и и (211 ) а р , р а д П л о т н о с т ь д и с л о - к а ц и й р, 1 /см 2 Э М Н 3 0 , 2 7 ,26-10" ' 1 ,04-10 1 0 Р 6 М 5 Ф З Э М Н с П П Д 2 0 , 6 7 , 6 8 - 1 0 ^ 1 , 1 8 - Ю 1 0 Э М Н 1 7 , 0 7 ,80-10" 1 1 , 2 2 - Ю 1 0 С - 3 0 0 Э М Н с П П Д 1 0 , 8 7 , 9 6 - Ю " 4 1,32-10 1 0 Э М Н 2 8 , 6 7,46-10" 4 1 , 1 2 - Ю 1 0 Fe-W%V Э М Н с П П Д 1 9 , 4 7,82-10" 4 1 , 2 6 - Ю 1 0 Оценка уровня микронапряжений показывает, что они ниже, чем при Других методах нанесения покрытий. Это положительным образом характери- зует как ЭМН, так и ЭМН с ППД- 191 5.5. Внутренние остаточные напряжения покрытий Остаточные напряжения в покрытиях существенно влияют на эксплуа- тационные свойства восстановленных и упрочненных деталей и прежде всего на их динамическую прочность при циклических нагрузках. Так, остаточные напряжения сжатия являются резервом повышения прочности деталей, а на- пряжения растяжения ослабляют их прочность, вызывают возникновение трещин, приводят к разрушениям. Механизм формирования внутренних остаточных напряжений сложен и зависит от соотношения и взаимодействия в покрытии силовых и темпера- турных факторов. При восстановлении или упрочнении деталей ЭМН различ- ными порошками в силу локальных тепловых воздействиях на основной ме- талл и быстром неравномерном охлаждении наплавленного покрытия в по- следнем формируются остаточные напряжения растяжения. Представляет практический интерес определение остаточных напря- жений 1 рода (макронапряжений) в покрытиях, полученных ЭМН с ППД, а также после их механической обработки. Остаточные макронапряжения в по- крытиях можно определять рентгеноструктурным анализом, используя метод определения параметров линейно-напряженного состояния металла по сме- щению линий рентгенограммы. По закону Гука относительное изменение длины цилиндра при растя- жении составляет А1__о_ I где ст — напряжение; Е — модуль Юнга. При этом относительное изменение диаметра цилиндра по закону Пу- ассона равно A D _ _ a_ D Е ' где ц — коэффициент Пуассона; D — диаметр цилиндра. 192 С другой стороны, дифференцирование уравнения Вульфа-Брэггов (при монохроматическом излучении X = const) дает Ad _ А6 d ~ 0 ' где d — расстояние между кристаллографическими плоскостями; 0 — угол Вульфа-Брэггов; X — длина волны рентгеновского луча. Считая кристаллографические плоскости, участвующие в отражении, параллельными оси цилиндра, можно приравнять Ad _ AD d ~ D Тогда Е Ad Е АЛ . ст = • — = A0ctg0, ц d ц \ где А0 — смещение максимума рентгеновской линии, вызванное макрона- пряжениями, А0 = 0эталона ~ ©образца. Разделение Ка — дублета и определение точного положения интерфе- ренционной линии проводят по методике, в соответствии с которой 2 0 ; = 20ц.г-0,333-26, где 01 — положение линии AT ; 0Ц.Т..— положение центра тяжести профиля; 8 — междублетное расстояние, определяемое из соотношения где AX = Xi~X — разность длин волн Кщ и Каг рентгеновских излучений. Рентгеноструктурный анализ в таких случаях обычно проводят на ди- фрактометре ДРОН-3 в кобальтовом немонохроматизированном излучении. Съемка профиля рентгеновской линии выполняется в автоматическом режиме. Результаты определения остаточных макронапряжений представлены на рис. 5.22. Анализ эпюр распределения остаточных напряжений в покры- тиях показывает, что в результате поверхностной пластической деформации 7 Зак. 212 193 а — , Л z 1 / 2 / % -А / • • Л - — f ' а Основа Покрытие б О -200 -400 ст, МПа 8 -200 -400 -600 МПа h, мм 1 9 , 9 0 2 0 , 0 0 2 0 , 1 0 Рис. 5.22. Распределение остаточных напряжений Iрода по сечению основы и покрытия, полученного ЭМН с ППД (а); ЭМН с ППД и шлифованием (б); ЭМН с ППД, шлифованием и магнитно-абразивной обработкой (в): 1) Fe~10%V; 2) Р6М5ФЗ; 3) С-300. N 1 / 2 / ,3 / A.. j •г ~ а — т . • J 1 / 2 / / 3 — A i г4 * Л' • —< 194 п о к р ы т и й , изменения удельных объемов при фазовых превращениях, разли- чия коэффициентов линейного расширения материалов порошков и основы в системе покрытие—основа возникают остаточные напряжения сжатия с большим градиентом по глубине деформационного слоя покрытий. Данные рис. 5.22 позволяют сопоставить значения остаточных напряжений в покры- тиях в зависимости от химического состава порошков и методов механиче- ской обработки. Из рис. 5.22, а следует, что наибольшие остаточные напряже- ния сжатия имеют покрытия из порошка Fe- 10%F, наименьшие — из порош- ка С-300. Шлифование покрытий приводит, главным образом, к изменению градиента напряжений (рис. 5.22, б). Благоприятное воздействие на остаточ- ные напряжения оказывает магнитно-абразивная обработка, после которой они увеличиваются на поверхности покрытий из порошков Fe-10% К, Р6М5ФЗ и С-300 и соответственно составляют: -730, -640 и -580 МПа (рис. 5.22, в). После механической обработки происходит рост остаточных напряже- ний в покрытии и сдвиг максимума напряжений в глубину. Сравнение эпюр распределения остаточных напряжений показывает, что, начиная с переход- ной зоны покрытия, они идентичны. Таким образом, ППД покрытий, полученных ЭМН совместно с ППД, формирует в системе покрытие—основа напряжение сжатия. Шлифование и магнитно-абразивная обработка покрытий увеличивают градиент напряже- ний. Верхние слои покрытий толщиной до 50—100 мкм представляют собой зону с большими градиентами напряжений, средние — толщиной 100—200 мкм — зону с малыми градиентами напряжений. 5.6. Износостойкость покрытий Физико-механические и эксплуатационные свойства поверхностей де- талей машин, в том числе восстановленных, в значительной степени опреде- ляют их надежность и долговечность. В связи с этим придается большое зна- чение обеспечению высокого качества рабочих поверхностей деталей после их восстановления методами наплавки. Поскольку наплавленный металл отличается неоднородностью струк- туры и химического состава, наличием сварочных дефектов (пор, трещин, 195 шлаковых включений и др.), значительными колебаниями твердости, высокой внутренней напряженностью и другими подобными дефектами, представляет большой интерес оценка физико-механических и эксплуатационных свойств покрытий, полученных ЭМН и ЭМН с ППД различных порошков, по их кри- терию износостойкости. Известно, что скорость изнашивания находится в об- ратной зависимости от качества поверхностного слоя детали, а качество этого слоя — в прямой зависимости от химического состава материала, микро- и субмикроструктуры. Процессы изнашивания зависят также и от сил трения, о природе которых существует несколько теорий: механическая (теория Амон- тона-Кулона), молекулярная (Б. В. Дерягина) и молекулярно-механическая (И. В. Крагельского). В данной работе представлены результаты износостойкости электро- магнитных покрытий, полученных в условиях гидроабразивного изнашивания при трении скольжения на машине 2070 СМТ-1 (рис. 5.23). Количественная оценка износостойкости покрытий осуществлена по схеме «вал—колодка» линейным методом при следующих условиях: удельная нагрузка 3 МПа, от- носительная скорость скольжения 1,2 м/с, среда — масло индустриальное 20, содержащее 2% карбида бора зернистостью 4—5 мкм. Компоненты и условия испытаний выбирались как наиболее объективно отражающие условия работы ряда деталей сопряжений «вал — подшипник скольжения» сельскохозяй- ственных, транспортных, дорожно-строительных и ряда других машин, кото- рые обычно выходят из строя по причине абразивного изнашивания. Износостойкость электромагнитных покрытий определялась на образ- цах, наплавленных и обработанных при оптимальных условиях и режимах формирования покрытий (образцы после наплавки подвергали абразивному шлифованию и магнитно-абразивной обработке для получения шероховато- сти поверхности Ra = 0,63 мкм) в сопоставлении с эталоном (сталь 45 норма- лизованная и закаленная на глубину 1,2—1,6 мм до 52—54 HRC). Кроме того, учитывалось, что абразивное изнашивание имеет преимущественно механи- ческий характер разрушения поверхности. Интенсивность его при этом в наи- большей степени зависит от твердости сопрягаемых материалов, удельной на- грузки и скорости перемещения. 196 Рис. 5.23. Принципиальная схема установки для испытания материалов на износ в условиях гидроабразивного смазывания: 1 — корпус камеры; 2 — трубка для слива масла; 3 — кожух охлаждения; 4 — камеры для масла; 5 —магнитные пробки; 6 —ролик для испытания на износ; 7 — шпиндель машины; 8 — колодка ролика; 9 — термопара; 10 — потенциометр; 11 — потенциометр для измерения момента трения; 12 — счетчик оборотов ролика; 13 — бак с водой; 14 — водяной насос; 15 —мембранный насос; 16 — трехходовой кран. Износостойкость покрытий для различных материалов порошков при- ведена в табл. 5.5 и 5.6. Анализ их показывает, что решающее влияние на из- носостойкость покрытий оказывает химический и фазовый составы покрытий и метод их нанесения. Так, покрытия, полученные ЭМН с ППД, для всех ис- следуемых материалов порошков имеют более высокую износостойкость по сравнению с покрытиями, полученными ЭМН. Обусловлено это тем, что ППД повышает плотность и однородность покрытия; воздействует на формирова- ние его структуры, создает ее более дисперсной; приводит к изменению харак- тера распределения упрочненного слоя, в котором происходят превращения, 197 соответствующие полной закалке; переводит тангенциальные остаточные на- пряжения растяжения в напряжения сжатия. В связи с этим повышается твер- дость покрытий и соответственно сопротивление механическому разрушению их поверхности, что и увеличивает износостойкость покрытий. Наибольшей износостойкостью обладают покрытия из порошков быстрорежущих сталей Р6М5ФЗ и Р6М5К5, а также ферробора ФБ-3 и сплава С-300. Износостойкость этих покрытий значительно выше износостойкости эталона (сталь 45). Так, она в 1,72—2,11 раза больше для ЭМН и в 1,84—2,61 раза — для ЭМН с ППД. Далее в порядке убывания износостойко- сти следуют покрытия из порошков Fe-\0%V и ПР-Сталь 45-1%В. Износо- стойкость их по сравнению с эталоном для Fe-10% К больше в 1,1 и 1,3 раза, для ПР-Сталь 45-1 %В — в 1,1 и 1,2 раза соответственно для ЭМН и ЭМН с ППД. Покрытия из порошка Fe-Ti, полученные ЭМН и ЭМН с ППД, имеют износостойкость, почти равную эталону. Такую низкую износостойкость по сравнению с остальными составами порошков можно объяснить отсутствием карбидных фаз в структуре покрытия из порошка Fe-Ti. Следовательно, в порядке убывания износостойкости покрытия можно как для ЭМН, так и для ЭМН с ППД расположить в следующей последова- тельности: Р6М5ФЗ->Р6М5К5-^С-500-»ФБ-3-»/ге-10%К->ПР-Сталь45-1%В->7;'е-Г/. Важнейшими показателями качества процессов формирования рабочих поверхностей трения при любых технологических схемах является стабиль- ность и воспроизводимость эксплуатационных свойств изделий. Для ЭМН с ППД разброс данных не превышает 5% и 8% — для ЭМН, что свидетельству- ет о стабильности параметров процесса электромагнитной наплавки. Таким образом, износостойкость образцов с покрытиями, полученными ЭМН и ЭМН с ППД, удовлетворяет требованиям, предъявляемым к деталям сельскохозяйственных, дорожностроительных и транспортных машин, изго- товленным из низко- и среднеуглеродистых, а также низколегированных ста- лей, не подвергаемых упрочнению. 198 ^ e п л СМ со со со со СП к го 2 см см т- Т— см т— Г" s X S о. о т о" о" о" о" о" о" о" о" Ф ш a Y- 1-го to l - 2 X 'S л X т о т Ф s •3 s •0 о 7 •01 га s ю г— см х— т— со м- см S Я 2 т - V о q о о" о" о о" о" о" т— ^ О го 2 s s X ц СО га со CD со Г-- о CD го S О. 2 ю to о_ со «3 со Т" - см_ p о га CD Т— т - т-" о" о" Т— X— г - Ш cc ь го ю s 2 X >s a) a л i- s X т о о см Р5 1 s о 5 га К CD со о> см со 05 со S 2 СП h- г^ I"- со СП О Q 5 л 2 о" о" о" о" о" о" о" о" о; о s X X го га ь m о s >ч га 1 к Л s Н х -S I— со со" о о X CQ S о п 2 к 2 о 2 л a * о с СО со ю ч-" см см" о> см со CN X о I - о 3 X ю s m ш га s г— & "х о с го s н && г- ^ > ю со •ч-л с & ю ГО о 2 С га Tt о о А 5 о о со 1 ^ ю со в ю 2 со $ О. 2 л с л н- LL U- о CL о. С в о си с: см' со ю СО со fe з fe 8 о % Й § I (T) У Й g £ » ж s s I a a С R 'g' § I § •o s S" 1 § § c э I 2 § 8 О о к 5 '3 О s u О I& 8 *g о S fe 1 S i я Я h- 00 5 s >• 3 js ro n 2 s sc К 2 о 2 ф 3 m о о" a> со со 5 « 3 ^ Q. л £ a. Л О > s? о 199 5.7. Усталостная прочность наплавленных поверхностей Основная причина разрушения деталей, работающих в условиях цикли- ческого нагружения, — усталость металла. Усталостное разрушение начинается в поверхностном слое, от физико-механических свойств которого зависит в значительной степени предел выносливости. Образовавшиеся в покрытиях при ЭМН и ЭМН с ППД металлургические дефекты в виде пор, трещин, остаточ- ных напряжений растяжения и другие, а также при последующей механической обработке покрытий — царапины, риски, мелкие трещины, шлифовальные прижоги резко снижают усталостную прочность. Эти дефекты, являясь в про- цессе работы детали концентраторами напряжений, образуют очаги зарождения усталостной трещины, которая, разрастаясь, приводит к износу детали. Структура, фазовый состав и физико-механические свойства гетеро- генных покрытий из порошков, полученных ЭМН и ЭМН с ППД, имеют вы- сокую прочность, плотность, однородность, износостойкость. Следовательно, основные эксплуатационные характеристики покрытий могут удовлетворять условиям работы деталей, работающих при циклических нагрузках в условиях трения и изнашивания. Ниже приведены результаты усталостной прочности поверхностей, сформированных ЭМН и ЭМН с ППД. Они получены стан- дартным методом с построением известной зависимости Велера в координа- тах ст — IgAT, при нагружении в условиях изгиба с вращением консольно за- крепленного образца на машине типа У-20М. Критерием выхода из строя яв- лялось разрушение образца под действием знакопеременной нагрузки с по- стоянной амплитудой. Образцами служили цилиндрические заготовки из нормализованной ста- ли 45, имеющие соотношение l/d = 15, где 1 = 150 мм — длина и d = 10 мм — диаметр. Образцы после ЭМН и ЭМН с ППД порошками Р6М5ФЗ, С-300 и Fe- 10%F обрабатывались абразивным шлифованием и МАО, обеспечивая ше- роховатость поверхности Ra = 0,6 — 0,8 мкм. Анализ результатов испытаний, представленных на рис. 5.24, показыва- ет, что при циклическом нагружении образцы с электромагнитным покрытием имеют различную способность к сопротивлению усталостному разрушению. Это объясняется неодинаковой чувствительностью материалов покрытий к дислокационному скольжению, т. е. к процессам, влияющим на усталостное 200 разрушение. ЭМН порошков С-300 и Fe- 10%Кна образцах из стали 45 вызы- вает снижение сопротивления усталостной прочности последней на 8 и 12% соответственно, а порошка Р6М5ФЗ — увеличение на 8% (рис. 5.24, а). Снижение предела выносливости наплавленных образцов вызывается рядом причин: наличием дефектов в виде пор и трещин, остаточных напряже- ний растяжения и др. Из рис. 5.24, б видно, что усталостная прочность наплавленных по- верхностей порошками Р6М5ФЗ, С-300 и Fe- 10%Квыше эталона соответст- венно в 1,42; 1,31; 1,19 раз. Обусловлено это тем, что ЭМН с ППД формирует в системе покрытие—основа остаточные напряжения сжатия, увеличивает зо- ну термического влияния, приводит к распаду остаточный аустенит и превра- щает его в мартенсит с образованием при деформации высокодисперсных карбидов, блокирующих сдвиги по плоскости скольжения. Это в конечном итоге обеспечивает повышение поверхностной прочности, особенно прояв- ляющейся в покрытиях с мартенситно-аустенитной структурой. Кроме того, ППД при ЭМН уменьшает пористость покрытия, что также повышает устало- стную прочность наплавленных поверхностей. Усталостные трещины зарождаются на поверхности и в глубине, т. е. в покрытии и зоне его адгезии с основой. Очаг зарождения трещины зависит от качества покрытия. В покрытиях, полученных ЭМН с ППД, трещины усталост- ного разрушения, как правило, возникают в зоне сплавления и распространяют- ся по направлению в сторону основы. На изломах почти всех наплавленных и испытанных образцов характерно непостоянство в их месторасположении по длине, что также подтверждает определяющее влияние концентраторов напря- жений на усталостную прочность. Все это указывает на то, что при восстанов- лении и упрочнении ответственных деталей машин, подверженных в эксплуа- тации воздействию динамических повторно-переменных нагрузок, целесооб- разно проводить ЭМН с ППД, т. к. последующее упрочнение покрытия ППД (рис. 5.24, б) значительно увеличивает предел усталости. Наряду с применением ЭМН с ППД для повышения циклической проч- ности наплавленных поверхностей необходимо совершенствовать технологию наплавки, применяя эффективные порошки, например, Р6М5ФЗ, С-300, а также меры, обеспечивающие получение покрытий без сварочных дефектов (пор, трещин и др.). 201 ст_,, МПа / i у*** i к 1 1 ,2 0 -1 3 7 3 < г*** •о , = 34 N i l "о . = 31 V ч 3 «S. 0 -1 2 6 5 6 7 10 10 10 IgN Рис. 5.24. Влияние процесса ЭМН (а), ЭМН с ППД (б) и химического состава на усталостную прочность наплавленных поверхностей: 1) Р6М5ФЗ; 2) С-300; 3) Fe-10%V; 4) Сталь 45. 202 6. ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКИ 6.1. Математические модели технологического процесса Теория оптимизации в современном представлении включает в себя со- вокупность фундаментальных математических результатов и численных ме- тодов, ориентированных на нахождение наилучших вариантов из множества альтернатив и позволяющих избежать полного перебора и оценки возможных вариантов. Основной целью любого технологического процесса является обеспе- чение заданных характеристик качества изделия наиболее производительным путем при минимальных затратах. Отсюда вытекает необходимость использования двух критериев оптимальности: максимальной производительности и минимальной себестоимости. Для получения моделей ЭМН и ЭМН с ППД износостойких покрытий, по которым оптимизировались процессы, можно применить центральный композиционный ротатабельный униформ-план (ЦКРУП) второго порядка. Исследования подтверждают, что процесс ЭМН можно достаточно полно описывать математическими моделями второго порядка. Учитывая вид и уровень оптимизации ЭМН и ЭМН с ППД, в качестве параметров многопараметрической оптимизации ЭМН применяют следующие технологические критерии: производительность (увеличение массы покры- тия) Am и сплошность наплавки КсП. Для ЭМН с ППД в качестве параметров можно взять следующие эксплуатационные и технологические критерии: от- носительную износостойкость е, твердость по Роквеллу HRC, среднее ариф- метическое отклонение профиля обработанной поверхности Ra и производи- тельность Am. Независимыми переменными являются основные факторы технологиче- ских режимов. В первом случае плотность разрядного тока i, А/мм2; магнит- ная индукция в рабочем зазоре В, Т; отношение 8/Д (8 — рабочий зазор, А — зернистость порошка); расход порошка g, г/(с-мм2); удельная длительность 203 процесса т, с/мм2; во втором — усилие деформирования Р, Н; скорость подачи S, мм/об; окружная скорость заготовки V, м/с; сила разрядного тока I, А. Ука- занные факторы определяют процесс формирования и функционирования «многоэлектродной» системы, устойчивость и частоту импульсов разрядного тока в системе, а также то, что они наиболее эффективно влияют на толщину и качественные показатели покрытия. Для ЭМН оптимальный технологический режим определен для порош- ков Fe- 10%F, Fe-Ti, С-300 и Р6М5ФЗ, а для комбинированного метода ЭМН с ППД только для порошка Fe-lO%V. Условия экспериментов представлены в табл. 6.1 и 6.2. Обработка результатов опытов, проведенная на ЭВМ по матрицам ЦКРУП второго порядка, позволила получить математические модели, опре- деляющие зависимости исследуемых параметров от технологических факто- ров ЭМН для различных ферропорошков, а также установить характер зави- симостей параметров от технологических факторов ЭМН с ППД для ферро- порошка Fe-lO%V. Статистические модели, определяющие характер зависимости Д/и от технологических факторов ЭМН i, В, 8/Д, g и т в нормированном виде со- ответственно Х ь Х2, Х3, Х4 и Х5 для исследуемых порошков, имеют следую- щий вид: ДmFeV = 198,20 + 6,67Х, - 3,11Х2 - \,50Х3 - 2 , 92^ + + 1,92XS - \,63ХхХ2 + 5,63Х1Х1 - 2.25Х.Х, + 1,25Х,Х'5 + + 1,38Х2Х3 + 0,50X2Xl + 2,25Х2Х} + 2,75Х3Х4 + 5,00Х2Х5 - (6Л) - \$SXAX5 - 2,58Х,2 - 2,33 Х2 - 2,83Х2 - 3.08Z2 - 0,09 X?; ДmFeT. = 190,50 + 4,59 Xt - 2,61 Х2 - 0,92Х3 - 0,92 Х4 - -0,ПХ'5 -1,63Х,Х2 + 5,88Х,Х3 -2,00X1Xi + 0,63Х2Х'3 - - 2,00Х2Х4 + 3,25Х2Х5 + 3,15Х3Х4 + 5,25Х3Х, - 4,38Х4Х5 - - 2,19Х2 - 1,01X1 - 3,44 Х3 - 3,01X1 ~ 0,94Xf; 204 Табл. 6.1. Условия экспериментов при ЭМН порошков Fe-10%V, Fe-Ti, С-300. Р6М5ФЗ. У р о в е н ь ф а к т о р о в Т е х н о л о г и ч е с к и й ф а к т о р /', А / м м 2 В, Т 8/Д д, г / (с -мм 2 ) т, с / м м 2 X , х2 Х 3 х4 х5 ^ О с н о в н о й (0) 2 , 0 0 0 , 8 9 3 ,0 -10 ' 3 0 , 3 В е р х н и й ( + 1 ) 2 , 3 3 1,0 11 3 ,4 -10 ' 3 0 , 4 Н и ж н и й ( - 1 ) 1 ,67 0 , 6 7 2 ,6 -10 ' 3 0 ,2 З в е з д н а я т о ч к а ( + а ) 2 , 6 6 1 ,2 13 3 , 8 - Ю ' 3 0 , 5 З в е з д н а я т о ч к а ( - а ) 1 ,34 0 ,4 5 2 ,2 -10 ' 3 0,1 И н т е р в а л ы в а р ь и р о в а н и я : о с н о в н о й 0 , 3 3 0 , 2 2 0 ,4 -Ю" 3 0 ,1 п о а 0 , 6 6 0 , 4 4 0 ,8 -Ю" 3 0 , 2 Табл. 6.2. Условия экспериментов при ЭМН с ППД порошка Fe-10%V. У р о в е н ь ф а к т о р о в Т е х н о л о г и ч е с к и й ф а к т о р Р, Н S, м м / о б /, А V, м /с В, Т X , Х 2 Х 3 X , х5 О с н о в н о й (0) 1 0 0 0 0 , 3 0 100 0 , 0 8 0 0 , 8 В е р х н и й ( + 1 ) 1 2 5 0 0 , 4 2 120 0 , 0 9 1 1,0 Н и ж н и й ( -1 ) 7 5 0 0 , 1 8 8 0 0 , 0 6 9 0 , 6 З в е з д н а я т о ч к а ( + а ) 1 5 0 0 0 , 5 4 1 4 0 0 , 1 0 2 1 ,2 З в е з д н а я т о ч к а ( - а ) 5 0 0 0 , 0 6 6 0 0 , 0 5 8 0 , 4 И н т е р в а л ы в а р ь и р о в а н и я : о с н о в н о й 2 5 0 0 , 1 2 2 0 0 , 0 1 1 0 ,2 п о а 5 0 0 0 , 2 4 4 0 0 , 0 2 2 0 ,4 Amc-зоо = 177,90 + 2,7 Щ + 1,54Х2 - 0,79Х3 + 5.30Z, +2,96Х5 - -2.19Х& + 5,56Х,Х3 + 0,63XtX4*- l,44XtXs + 0,31Х2Х3*- -2,44X^+4,31X2X5+1,56X^ + 5,31X3X3-3,94X4X5- (6.3) -2,38Х,2 - \,\4Х2 -3,63Х2 - 4,26Х42 - 0,76Х52*; Д^Рбмзкз = 157,30 + 5,61Х\ + 1,92^ - 3,67Х3 + 7,17Х4 + 2,42Х5 - - 1 , 1 + 6 . 2 5 З Д - 0,25ВД* + О.ЗвЛТЛ* + 1,00ЯУГ3* - - 1 , 25X 2 Xf +3,3%X2Xs + 2,f>3XiXi + 5,50X^5 - 3,5ОВД - (6.4) - 2,56Х2- 1,18Х22* — 1,93^2 - 3,68Х42 - 0,93Х}2*. 205 Модели, определяющие характер зависимости сплошности покрытия от технологических факторов ЭМН для исследуемых порошков, следующие: 72,61 + 0,67Х,* - 0,58X2* - 1,84Х3 - 1,17Х4 + 6,59Х5 + + 1,50Х,Х3 + 0,38Х,Х4* + 2,00Х,Х5 + 0,25Х2Х3* + 1,63Х2Х4 + + 0,75Х2Х5* - 1,1 З Х Л - 1,00ХзХ5 - 0,63X4X5* - 1,58Х,2 - (6.5) - 1,71Х22 - 2,08Х32 - 0,7 IX2* ~ 2,96Х52; КспЛ-П = 66,83 + 1/79Х, +0,29Х2* — 2,54Х3- 1,21Х4 + 3,71Х5 + + о,69х,х2* + i,06x,x3 + о,69х,х4* + i,3ix,x5 - о,44х2х3* + + 2,19X2X4 + 0,31Х2Х5* - 1,69Х>Х4 - 0,3 L № - 1,19ВД - (6.6) - 1,14Х,2 - 1,39Х22 - 2,27Х32 - 0,89Х42* - 2,39Х52; Кспс-зоо = 87,19 - 0,33X,* + 2,17Х2 - 3,34Х3 +1,42Х4 + 5,34Х5 + + 0,25Х,Х2* +0,25X^3* +0,50Х,Х4* + 1,25Х,Х5 - 0,50Х2Х3* + + 2,00Х2Х4+0,75Х2Х5* - 1,50ХзХ4 - 1,50X4X5 - 2,75Х,2 - (6.7) - 1,25Х22 - 3,25Х32 - 3,13Х42 - 1,75Х52; Кс„РбМ5К5 - 84,78 + 0,17Х,* +3,51Х2 - 4,67Х3 + 1,84Х4 + 5,42XS + + 0,13Х,Х2* + 0,50Х,Х3* + 0,38Х[Х4* + 1,38Х,Х5 + 1,13Х2Х3 + + 1,50Х2Х4 + 0,50Х2Х5* - 1 ДЗХзХ4 + 0,62X3X5* - 1,75X4X5- (6.8) - 2,71Х,2 - 1,58Х22 - 2,21Х32 - 2,58Х42 - 2,21Х52. Модели, определяющие характер зависимостей е, HRC» Ra и Am1 от тех- нологических факторов ЭМН с ППД Р, 5,1, V и В в нормированном виде соот- ветственно X],Х2,Х3, Х4 иХ5, для порошка Fe-l0%Vимеют следующий вид: 206 е = 1,43 + 0,28Х, - 0,13*2 + 0,37*з + 0,08*4* + 0,14*5 - - 0,68*1*2 + 0,13*,*э - ОДЩ*, +0,08*,*5* — 0,15*2*з + + 0,37*2*4 + о, 14*2*5 -0,12*3*4 - 0,19*3*5 + 0,02*4*5* - (6.9) - 0,15*12-0,15*22 - 0,10*з2 - 0,02*42* — 0,01*52*; HRC=40,51 + l,33*i + 0,58*2 + 1,84*3 + 0,08*4* + 1,50*5 - - 0,38*1*2 + 1,13*,*з + 0,88*1*4 + 1,50*1*5 + 0,75*2*3 + + 0,25*2*4* + 1,63*2*5 - 0,75*з*4 - 0,88*3*5 - 0,13*4*5* - (6-10) - 0,58*i2 - 0,16*22* — 1,06*з2 - 0,03*42* — 0,59*52; Ra = 7,05 - 0,37*, + 0,46*2 - 0,45*3 - 0,35*4 + 0,26*5 - - 0,43*1*2 + 0,35*1*з + 0,07*1*4* + 0,29*1*5 - 0,42*2*3 + + 0,90*2*4 + 0,34*2*5 - 0,87*3*, - 0,44*з*5 - 0,15*4*5* - (6.11) - 0,47*i2 + 0,09*22* + 0,21*32 + 0,07*42* + 0,22*32; Д т' = 0,34 + 0,002*1 - 0,074*2 - 0,002*3 - 0,014*, + 0,023*s - - 0,002*1*2* + 0,002*1*з* — 0,007*,*, + 0,013*,*5 + 0,011*2*3 - - 0,002*2*4* + 0,006*2*5 - 0,012*3*4 + 0,008*3*5 - 0,004*4*5 - (6.12) -0,001*,2* — 0,015*22 - 0,023*32 - 0,005*42 - 0,008*52. Установлено, что не все коэффициенты регрессий (6.1) — (6.12) значи- мы с 90-процентной доверительной вероятностью по критерию Стьюдента (* — коэффициент не значим). Также установлено, что все модели адекватны при 5-процентном уровне значимости по критерию Фишера. Таким образом, получены модели ЭМН (6.1) — (6.8) для различных порошков, а также модели ЭМН с ППД (6.9) — (6.12) для порошка Fe- 10%У> которые позволяют установить степень влияния технологических факторов на параметры процессов и определить оптимальные режимы наплавки. 207 6.2. Влияние технологических факторов на основные показатели процессов Электромагнитная наплавка. Влияние технологических факторов ЭМН на Am и К^ определяют по математическим моделям (6.1) — (6.8), гео- метрическая интерпретация которых представлена в виде одномерных сече- ний в двумерной системе координат (рис. 6.1 — 6.5). Зависимости, представ- ленные на рис. 6.1 — 6.5, находятся в факторном пространстве, так как преде- лы экстраполяции были ограничены условием -2<Х,<+2. Анализ моделей (6.1) — (6.8) показывает, что технологические факто- ры по-разному влияют на параметры процесса. Кроме того, видно, что техно- логические факторы при наплавке покрытий различными порошками также оказывают существенное влияние на параметры процесса. Поэтому исследуе- мые порошки разделили на две группы. К первой группе отнесли порошки Fe-V и Fe-Ti, второй — С-300 и Р6М5К5. Разделение порошков на группы по степени влияния технологических факторов на параметры процесса обуслов- лено их магнитными свойствами. Порошки Fe-V к Fe-Ti представляют собой частицы железа, покрытые пленкой из оксидов и карбидов, причем процент легирующих элементов незначителен. Порошки С-300 и Р6М5К5 содержат значительное количество неферромагнитных элементов и химических соеди- нений (карбидов), поэтому их магнитные свойства значительно ниже, чем по- рошков первой группы. Установлено, что при наплавке порошков первой группы наибольшее влияние на производительность процесса Am оказывает плотность разрядного тока г, при наплавке порошков второй группы — расход порошка g и наи- меньшая величина 5/Д. Влияние технологических факторов на сплошность покрытия Ксп для порошков первой группы в порядке убывания их значимо- сти можно расположить в следующий ряд: т—»8/Д—>g—>/—»В. Для порошков второй группы — т—^A^-B-^g—>/. 208 Дт, мг 1,34 1,67 2,00 2,33 I, А/мм Рис. 6.1. Зависимость производительности Am (а) и сплошности покрытия Кс„ (б) от плотности разрядного тока i при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe~10%V; 2) Fe-Ti; 3) С-300; 4) Р6М5К5. 8 Зак. 212 209 а Рис. 6.2. Зависимость производительности Am (а) и сплошности покрытия Кс„ (б) от магнитной индукции в рабочем зазоре В при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe-10%V; 2) Fe-Ti; 3) С-300; 4) Р6М5К5. 210 Рис. 6.3. Зависимость производительности Ат (а) и сплошности покрытия Кс„ (б) от соотношения 8/Д при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe-10%V; 2) Fe-Ti; 3) С-300; 4) Р6М5К5. 211 а Am, мг Рис. 6.4. Зависимость производительности Ат (а) и сплошности покрытия Кс от расхода порошка g при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe-10%V: 2) Fe-Ti: 3) С-300; 4) Р6М5К5. 212 Дm, мг Рис. 6.5. Зависимость производительности Лт (а) и сплошности покрытия Кс от удельной длительности Т при электромагнитной наплавке порошков: 1) Fe-10%V; 2) Fe-Ti; 3) С-300; 4) Р6М5К5. 213 Плотность разрядного тока оказывает решающее влияние на про- изводительность наплавки и незначительное — на сплошность. При увеличении 2 производительность возрастает, так как нагрев и расплавление порошка воз- растает за счет преобразования электрической энергии в тепловую. Однако при достижении значения i>im (рис. 6.1) производительность процесса снижается, так как повышается вероятность возникновения электрического разряда у по- верхности полюсного наконечника из-за увеличения коэффициента передачи энергии. Значение im для исследуемых порошков различно: W ^ ^ 2,43 А/мм2; imFe~Ti = 2,35 А/мм2; гтс-зйо = 2,19 А/мм2; !трбМ5К5= 2,37 А/мм2. Увеличение в со- ставе порошка тугоплавких составляющих — карбидов ванадия, молибдена, вольфрама, титана ведет к повышению im. Зависимость КсП=/(0 также носит экстремальный характер. При достижении значения 1>/ксп силы взаимодействия токов, протекающих в порошке и цепочках-электродах, снижают их устойчи- вость и могут разрушить последние еще до расплавления зерен порошка. Зна- чение гк™ для исследуемых порошков: г'ксп/ъ-и = 2,07 А/мм2; г'кспл-г/= 2,26 А/мм2; г'кспРбмж5 = 1,99 А/мм2. Магнитная индукция в рабочем зазоре влияет не только на интен- сивность образования цепочек-электродов, их устойчивость и электрическую проводимость, но и на распределение расплава порошка и эрозию наплавлен- ного покрытия. Как видно из рис. 6.2, зависимости А/и =/(В) и КсП =ДВ) носят экстремальный характер для порошков Ьтре.у= 0,66 Т; Bmfvn = 0,71 Т; Втс-зоо= 0,94 Т; В„р6М5К5 = 0,96 Т; ВКсп/ге_(/ = 0,77 Т; B K c nFe- r ; = 0,82 Т; Вкспс-зоо = 0,97 Т; ВКспРбМ5К5= 1,02 Т. Соотношение 5/Д, физический смысл которого состоит в том, что оно определяет количество зерен порошка, образующих цепочку-электрод, при малых значениях оказывает незначительное влияние на Ат и КсП (рис. 6.3). Обусловлено это образованием большого количества цепочек-электродов за счет закаливания и удержания магнитным полем порошка в рабочем зазоре. При этом снижается количество тепловой энергии, передаваемой каждой це- почке-электроду, а следовательно, и перенос материала порошка на обраба- тываемую поверхность. Сплошность покрытия невелика из-за повышенной 214 устойчивости коротких цепочек-электродов и эрозии покрытия. С увеличе- нием соотношения 8/Д количество цепочек-электродов уменьшается, а их подвижность увеличивается, что повышает вероятность возникновения ду- гового разряда на новых участках наплавляемой поверхности. При значениях 6/Д>8/Дт и 8/Д>8/Дксп производительность и сплошность наплавки снижа- ются из-за чрезмерной длины цепочек-электродов (рис. 6.3). Для исследуемых дорошков значения 8/Дт и 8/AKcn следующие: 8/AmFe.y = 8,47; Ы&тре-п = 8,73; 8/Д/ис-Зоо = 8,78; б/Д»1рбМ5К5= 7,10; 8/ДКсп^с-с= 8,12; 8/ЛКсп/ге_г, = 7,88; 8/Дкспс-зоо = 7,97; 8/ДКспрбМ5К5 = 6,88. Как видно, значения 8/Д для порошков и параметров наплавки отличаются незначительно. Расход порошка является одним из важнейших технологических фак- торов, оказывающих наибольшее влияние на производительность при наплав- ке порошков с высоким содержанием легирующих элементов (рис. 6.4). Объ- ясняется это тем, что замыкание электрической цепи происходит не только за счет удержания зерен порошка магнитным полем, но и за счет заклинивания их в рабочем зазоре. Зависимости Am =J{g) и Ксп =Jlg) носят экстремальный характер. Так при увеличении расхода порошка до определенной величины в рабочей зоне образуется большое количество цепочек-электродов, что приводит к повыше- нию производительности и сплошности наплавки. Однако по причинам, ана- логичным влиянию магнитной индукции В и соотношения 8/Д, расход по- рошка имеет ограничение. Наиболее благоприятные значения расхода порош- ков, обеспечивающие наибольшую производительность и сплошность покры- тия, следующие: gmFe-y = 2,67-10'3 г/(с-мм2); gmFe-Ti = 2,73-10"3 г/(с-мм2); gmc-m = 3,07ТО"3 г/(с-мм2); g„?m5K5 = 3,14-10"3 г/(с-мм2); gKc„Fe-v = 2,81 • 10"3 г/(с-мм2); gKcnft-r, = 2,94-10"3 г/(с-мм2); gKciic-зоо = з,25-10.3 г/(с-мм2); ЯкспРбмзк5 = 3,39Т0"3 г/(с-мм2). Из приведенных данных следует, что значения расхода порошков отли- чаются незначительно (рис. 6.4). 215 Длительность наплавки (рис. 6.5) в первую очередь определяет сплошность покрытия, так как при увеличении т возрастает вероятность воз- никновения электрического разряда на большей площади наплавляемой по- верхности. С увеличением времени наплавки производительность и сплош- ность покрытия возрастают и, достигнув максимального значения, уменьша- ются. Обусловлено это эрозией наплавляемого слоя в связи с концентрацией магнитных силовых линий у выступающих частей профиля покрытия, приво- дящие к уменьшению тепло-, электро- и магнитопроводности, что и способ- ствует разрушению образовавшегося слоя покрытия. Установлены следующие наиболее эффективные значения удельной длительности наплавки для порошков: Метод электромагнитной наплавки с поверхностным пластическим деформированием. Влияние технологических факторов ЭМН с ППД на е, HRC,, Ra и Am определялось также по математическим моделям (6.9)—(6.12), геометрическая интерпретация которых, как и для ЭМН, представлена в виде одномерных сечений в двумерной системе координат (рис. 6.6—6.8). Зависимо- сти, показанные на рис. 6.6—6.8, также находятся в факторном пространстве, так как пределы экстраполяции были ограничены условием —2<Х,<+2. Анализ результатов исследований (рис. 6.6—6.8) показывает, что зави- симость параметров процесса от технологических факторов носит экстре- мальный характер, обусловленный совместным действием электрической, магнитной, тепловой и механической энергиями при формировании покры- тий. Полученные математические модели (6.9)—(6.12) позволяют выявить степень влияния технологических факторов на параметры оптимизации. С учетом уровня значимости факторы можно расположить в ряды в порядке убывания влияния на оптимизируемые параметры (рис. 6.9). •CmF*-v = 0,411 с/мм2; TMC-зоо = 0,457 с/мм2; tKcnFe-v = 0,405 с/мм2; Ткспс-зоо = 1,520 с/мм2; imFe-Ti = 0,291 с/мм2; ТШР6М5К5 = 0,430 с/мм2; tKcnFe-Ti = 0,378 с/мм2; *КспР6М5К5 = 0,423 с/мм2. 216 Ra, Дт, г HRC s • 0,25 - 0,20 • 0 , 1 5 0,10 42 40 38 3 6 - 1.8 • 0 ,8 • 500 750 1000 1250 R H Ra, мкм Д т . г HRC - 0 , 2 5 - 0,20 и 0,15 0,10 42 40 38 36 - 1,8 - • 1,6 - 1,2 0,8 0 , 0 6 0 , 1 8 0 , 3 0 0 , 4 2 S, м м / о б Рис. 6.6. Зависимость шероховатости поверхности Ra , производительности Am', твердости поверхностного слоя HRC, относительной износостойкости 8 от усилия деформирования Р (а) и подачи S (б). 217 Ra, мкм Дm, г HRC £ 0 , 2 5 0,20 0 , 1 5 0,10 4 2 4 0 3 8 3 6 • 1,6 - - 1,2 - 0,8 - ffa, мкм Дт, г HRC е • 0,25 - 0,20 - 0 , 1 5 " 0,10 4 2 4 0 3 8 3 6 - 1,8 - • 1,6 0 , 0 5 8 0 , 0 6 9 0 , 0 8 0 0 , 0 9 1 V, м / с Рис. 6.7. Зависимость шероховатости поверхности Ra , производительности Am', твердости поверхностного слоя HRC, относительной износостойкости Е от разрядного тока I (а) и окружной скорости заготовки V (б). 218 Рис. 6.8. Зависимость шероховатости поверхности Ra , производительности Am', твердости поверхностного слоя HRC, относительной износостойкости е от магнитной индукции в рабочем зазоре В. 8 : HRC: Ra : Am : Рис. 6.9. Последовательность и значимость влияния технологических факторов метода электромагнитной наплавки с поверхностным пластическим деформированием на параметры оптимизации. 219 Из анализа (рис. 6.6—6.8) видно, что влияние технологических факто- ров 7, Р, В, S и V на относительную износостойкость в и твердость HRC по- крытия во многом схоже. Это объясняется тем, что для износостойких мате- риалов наблюдается в основном линейная зависимость между HRC и е. На е и HRC наибольшее влияние оказывает сила разрядного тока I, далее в порядке убывания значимости следуют усилие ППД Р, магнитная индукция В и закан- чивают ряд скорости подачи S и вращения V детали. Как установлено выше, значение /, задавая количество теплоты, подводимое в зону наплавки, опреде- ляет фазовые и структурные превращения в покрытии и основе, а также глу- бину диффузии элементов порошка в материал основы. С ростом усилия Р увеличивается степень деформации и, следовательно, твердость HRC покры- тия. Значение магнитной индукции В в рабочей зоне влияет на процесс фор- мирования цепочек-электродов и совместно с 7 определяет время существова- ния электрического разряда, чем и объясняется его воздействие на величины s и HRC. Влияние скоростей S и Кна в и HRC невелико. Наибольшее влияние на шероховатость поверхности Ra оказывает про- дольная подача S, далее аналогично влиянию на s и HRC следуют I и Р, а за- вершает ряд, в отличие от влияния на е и HRC, магнитная индукция В. Это происходит потому, что помимо рассмотренных выше тепловых и деформа- ционных процессов при формировании рельефа поверхности особую роль играют формообразующие движения S и V, связанные так же с поглощением тепла деталью и перекрытием контактных площадок при деформировании по- верхности. На производительность процесса ЭМН Am1 наибольшее влияние оказы- вают скорости V и, особенно, S совместно с индукцией В. Производитель- ность ЭМН с ППД, связь Ra и HRC в технологической системе осуществляет- ся с учетом магнитной индукции в рабочем зазоре В, формообразующих движений V и S заготовки и диаметра шарика. Это приводит к тому, что при формировании шероховатости поверхности Ra тепловой и деформационный факторы тесно взаимодействуют и приближаются по значимости к факторам, определяющим производительность процесса, — S, К и В (рис. 6.9). 220 6.3. Оптимизация технологических факторов Многопараметрическую оптимизацию технологических факторов про- цессов ЭМН и ЭМН с ППД проводили по математическим моделям (6.1) — (6.12) методом спирального координатного спуска по разработанной программе с использованием ЭВМ. Для ЭМН в качестве параметров приняты У, = Am и У2 = Ксп, а для ЭМН с ППД — У, = Е, У2 = HRC, У3 = Ra, У4 = Am' и комплек- сы параметров У5 = (HRC, Ra, Am1) и У6 = (е, HRC, Ra, Am1). В качестве ком- плексного показателя D использовали обобщенную функцию желательности Харрингтона. Для желательности d, ЭМН и ЭМН с ППД построены шкалы (рис. 6.10 и 6.11), исходя из требований, предъявляемых к обработанной поверхности в процессе эксплуатации. Поэтому на технологические факторы процессов бы- ли наложены ограничения. Так, важным фактором, заметно расширяющим технологические возможности ЭМН с ППД, является усилие деформирования. При увеличении его до Р= 1000 Н происходит уменьшение шероховатости поверхности, по- вышение твердости, износостойкости и производительности (рис. 6.6, а). Дальнейшее увеличение почти не изменяет шероховатость и твердость. Но при Р>1300 Н наблюдается снижение твердости, увеличение шероховатости. В поверхностном слое покрытия при этом возникают напряжения, при кото- рых начинается его разрушение, что сопровождается шелушением поверхно- сти. Анализ зависимостей (рис. 6.6, а) дает основание считать, что наиболее эффективно усилие деформирования при соблюдении условия 900<Р<1200 Н. Разрядный ток / оказывает наибольшее влияние на износостойкость и твердость покрытия (рис. 6.9). При значениях /<60<А насыщение происходит реактивно, формируется покрытие недостаточной толщины и качества. С уве- личением тока повышается мощность разряда, что приводит к росту толщины покрытия (производительности) (рис. 6.7, а). Однако при />140>А наблюдает- ся перегрев поверхности вплоть до оплавления участков заготовки, процесс напоминает электродуговую наплавку. Анализ зависимостей, представленных на рис. 6.7, а, показывает, что наиболее интенсивно осуществляется процесс наплавки, когда выполняется условие 951 Т происходит повышение плотности порошка, что не способствует нормально- му формированию цепочек-электродов в рабочей зоне и приводит к неста- бильности возникновения электрических разрядов, что не обеспечивает хо- рошего качества покрытия. Анализ зависимостей (рис. 6.8) показывает, что наиболее благоприятной является магнитная индукция в рабочем зазоре, рав- ная 0,8—1,0 Т. При выборе подачи и скорости вращения детали следует учитывать, что, чем больше величина подачи и скорости, тем больше производительность процесса. Однако, если изменение подачи в пределах от 0,06 до 0,20 мм/об оказывает незначительное влияние на технологические и эксплуатационные показатели оптимизации, то увеличение подачи более 0,35 мм/об вызывает заметное уменьшение производительности, износостойкости и увеличение шероховатости поверхности (рис. 6.6, б). Обусловлено это сущностью и осо- бенностями процесса ЭМН. Как показано на рис. 6.7, б, с увеличением скоро- сти обработки от 0,06 до 0,08 м/с происходят незначительные изменения па- раметров, которые практически можно не учитывать. Из данных рис. 6.9 вид- но, что из всех технологических факторов скорость обработки оказывает наи- меньшее влияние на износостойкость и твердость покрытия. Она же незначи- тельно влияет на шероховатость поверхности. Из анализа зависимостей, пока- занных на рис. 6.6, б; 6.7, б; 7.9, следует, что оптимальными являются подача и скорость, при которых удовлетворяются условия 0,2<5<0,35 мм/об и 0,08<К<0,09 м/с. Таким образом, результаты оптимизации технологических факторов ЭМН (табл. 6.3) показывают, что оптимальные режимы для исследуемых порошков имеют отличия, но незначительные, а по некоторым технологическим факторам практически совпадают. Поэтому для ЭМН различных по химическому составу 224 порошков можно рекомендовать следующий режим: i = 2,1 - 2 , 4 А/мм2; В = 0,75 - 1,00 Т; 5/Д = 8,0 - 8,8; g = (2,7 - 3,2)-10"3 г/(с-мм2); т = 0,35 - 0,45 с/мм2. Полученные результаты оптимизации технологических факторов ЭМН с ППД (табл. 6.4) показывают, что отличия оптимальных режимов для отно- сительной износостойкости е — У] от режимов для комплекса параметров, учитывающих е — У6 и не учитывающих е — У5, невелики, особенно для факторов, имеющих высокую степень влияния на износостойкость: I, Р и В. Отсюда следует, что для оптимизации технологии ЭМН с ППД по износо- стойкости, требующей больших затрат на проведение длительных испытаний на машине трения, можно рекомендовать оптимизацию по производительно- сти А/и' или параметров качества HRC и Ra, а для экспресс-оценки — измере- ние твердости HRC коэрцитиметром непосредственно в процессе обработки. На основании полученных результатов можно рекомендовать следую- щий режим ЭМН с ППД для получения износостойких покрытий, имеющих наибольшую твердость и наименьшую шероховатость поверхности: Р= 1000—1200Н; £=0,22—0,35 мм/об; 7=110—125 A; V= 0,08—0,09 м/с; В = 0,9—1,0 Т. Табл. 6.3. Оптимальные режимы ЭМН для различных составов порошков. П о р о ш о к О п т и м а л ь н ы е з н а ч е н и я ф а к т о р о в /', А / м м 2 в , т 8/Д д, г / (с -мм 2 ) т, с / м м 2 Fe-V 2,38 0,72 8,5 2,74-Ю"3 0,385 Fe-Ti 2,26 0,78 8,7 2,80-Ю"3 0,328 С-300 2,07 0,97 8,8 3,20-10"® 0,468 Р 6 М 5 Ф З 2,09 0,95 7,8 3,23-Ю"3 0,428 Табл. 6.4. Оптимальные режимы процесса ЭМН с ППД. П а р а м е т р о п т и м и з а ц и и О п т и м а л ь н ы е з н а ч е н и я ф а к т о р о в Р, н S, м м / о б /, А V, м/с В, Т У 1 = е 1 1 5 0 0 , 2 7 1 2 0 0 , 0 8 4 0 , 9 4 У 2 = HRC, 1 1 6 0 0 ,36 1 2 6 0 , 0 8 2 1 ,10 Уз = R a 1160 0 , 2 2 1 1 0 0 , 0 9 0 0 , 8 4 У 4 = Д гг! 1 2 0 0 0 , 2 2 1 0 4 0 , 0 7 8 1 , 1 0 У5 = (HRC,. Ra, Am1) 1 1 7 5 0 , 3 2 • 1 0 8 0 , 0 8 2 1 , 0 8 Уе = (е, HRC„ Ra.&m1) 1 2 0 0 0 ,30 1 1 2 0 , 0 8 0 1 , 0 8 225 7. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ ПОКРЫТИЙ* Физико-механические и эксплуатационные свойства рабочих поверх- ностей деталей машин, в том числе восстановленных, в значительной степени определяют их надежность и долговечность. В связи с этим придается боль- шое значение обеспечению их высокого качества в процессе черновой и чис- товой обработок. Актуальны эти вопросы и для деталей, восстановленных ЭМН, которая является одной из промежуточных операций формирования из- делий с заданными формой, размерами и комплексом свойств. Особенности механической обработки покрытий, полученных ЭМН, обусловлены следующими обстоятельствами: • при обработке поверхности с покрытием возникает более сложное, чем при обработке компактного однородного материала, напряженно-де- формированное состояние, связанное с особенностями структуры покры- тия, наличием переходной зоны между покрытием и основным материа- лом, а также возникновением внутренних напряжений вследствие разных коэффициентов термического расширения покрытия и основного мате- риала; • различные теплофизические свойства материалов покрытия и основы соз- дают более сложную картину распространения тепловых потоков; • природа физико-химических явлений в зоне контакта инструмента и об- рабатываемого покрытия, связанная с особенностями сложного строения материала покрытия и его структуры (наличием пор, трещин, оксидных включений, значительных колебаний твердости, внутренних напряжений, макронеровностей поверхности после наплавки и т. д.), отличается от та- ковой при обработке компактных однородных материалов; • строение слоя покрытия обусловливает трудность получения поверхно- стей высокого качества; • изнашивание инструмента в процессе обработки вызывает местные раз- рушения и другие дефекты поверхности покрытия: вырывы, появление царапин, прижоги. " Глава написана совместно с аспирантом С. J1. Кожуро. 227 Специфика механической обработки покрытий связана с их структу- рой. Поэтому при выборе метода и режимов обработки покрытий важно оце- нить возможное их влияние на свойства материала покрытия и основы, а так- же на точность. Известно, что затраты на обработку изделий составляют 36% и более общих затрат на их восстановление и, в отдельных случаях, могут даже пре- вышать затраты на их наплавку и упрочнение (особенно при применении ле- гированных наплавочных материалов). Технология размерной обработки покрытий, полученных ЭМН, и число выполняемых операций зависят от соотношения допусков на размеры заготов- ки, детали с покрытием и покрытие 8'т , 8дет и 8П. Возможны три случая: 5/1аг>5дет — при любых значениях 8П покрытие подвергают размерной обработ- ке; 8'заг = 8Дег — покрытие также подлежит размерной обработке; б'^Здет — при Здет ~ З'заг >8П размерная обработка покрытия исключается, при 8дет - 8/заг<8п по- крытие подвергают размерной обработке. Выбор оптимального соотношения межоперационных припусков при изготовлении деталей с покрытиями, полу- ченными ЭМН, должен сопровождаться технико-экономическим анализом. 7.1. Характеристики обрабатываемости материалов и способы их определения В настоящее время единой универсальной характеристики обрабаты- ваемости материалов нет. Металл или сплав, обладающий хорошей обрабаты- ваемостью с точки зрения уровня целесообразных скоростей, не может иногда обеспечивать требуемую шероховатость поверхности, при этом возникают слишком большие силы резания и наоборот. Кроме того, необходимо учиты- вать, что оценка обрабатываемости имеет всегда относительный характер. Например, допускаемая скорость зависит не только от свойств обрабатывае- мого материала, но и от качества режущего инструмента. Шероховатость об- рабатываемой поверхности тесно связана с геометрическими параметрами ин- струмента и с условиями резания, в частности со скоростью резания, при из- менении которых можно получить самые различные результаты. Обрабатываемость может сильно отличаться для таких разнородных процессов, как точение, фрезерование, шлифование и т. д. 228 В нормативно-справочной литературе обрабатываемость оценивается в первую очередь интенсивностью затупления режущих инструментов и уров- нем целесообразных скоростей резания V. Необходимо, однако, отметить, что скорость резания V как характеристика обрабатываемости имеет ряд недо- статков: не известен предел допустимого снижения скоростей резания, при- меняемого в целях повышения периода стойкости; при сравнении режущих свойств различных инструментальных материалов в зависимости от уровня скорости V не всегда правильно можно оценить их относительную износо- стойкость; скорость V зависит от принятого критерия затупления. Эту харак- теристику невозможно использовать для автоматического регулирования процесса резания, так как разным комбинациям V, S, г будут соответствовать резко отличающиеся периоды стойкости. Обрабатываемость возможно характеризовать рядом показателей (рис. 7.1), однако анализ их показывает, что нельзя говорить об обрабатывае- мости без конкретного указания на то, какая стороны этого комплексного по- нятия имеется в виду и каковы особенности производимой операции. Различные способы оценки обрабатываемости условно можно подраз- делить на три основные группы (рис. 7.2). К первой группе способов оценки обрабатываемости прежде всего относится "классический". Он заключается в определении зависимостей V=J[R) для различных материалов. Путем измере- ния износа инструмента через промежутки времени, задавшись определенным периодом стойкости Т, можно найти соответствующие ему скорости резания FTi, ... и определить коэффициент обрабатываемости: Км = /VT i . Данный способ наиболее точно и объективно отражает влияние обра- батываемого материала на интенсивность изнашивания инструмента, однако он очень трудоемок и требует большого расхода обрабатываемого материала и инструментов. Во второй группе способов оценки обрабатываемости (рис. 7.2) физи- ческими параметрами процесса резания являются силы резания, уровень тем- пературы в зоне резания (или термоЭДС), шероховатость обработанной по- верхности и др. Перспективным направлением является определение обрабатываемости материала с использованием одновременно способов первой и второй групп. 229 230 >s m I I Ь § te « a> m e S о « I I о о а с ю Й <б о f " £ ю X K x Ш 5 x a с g (D ё о I >< I + 1 + I + I + + + + + + + + + Н о м е р о п ы т а т— csi со •t' i n со N: СО т— со 1П со о да ю да о см ю оо CM CO 5 со со со со •ч- со CO CO со да •ч- ой N: 00 oo cri * Я $ да -ч- ю со со со ч- Ю со i n «t со со со со да го оо •ч со со Ю т— CD т— ч— т— т- T— T~ СО см со о Ж СО 00 см СП со да о cO i n CO 05 •ч- ю •ч- N. •ч ш •4 -t а ь CD 2 да Ч— см со т- N>_ т— h-о " см •ч. m CM со а . л С а> см со я t " ю N- СО" со ю i n i r i см" •ч' cd CM •Ч-" i n in" с "2: 0 ,6 2 /- ,0 4 7 | I 1 ,2 5 /0 ,2 2 I | 0 ,8 6 /- 0 ,1 5 I 1 ,6 7 /0 ,5 1 | 0 ,4 7 /- 0 ,7 6 I t 1 ,1 7 /0 ,1 6 | I 0 ,7 9 /- 0 ,2 4 | 1 ,1 6 /0 ,1 5 £ _с | 1 ,5 5 6 /0 ,4 4 7 ,5 2 5 /2 ,0 2 | [ 4 ,8 5 0 /1 ,5 8 1 3 ,8 5 /2 ,6 3 2 ,0 9 5 /1 ,7 4 I 1 2 ,0 5 0 /2 ,4 9 | | 4 ,1 8 9 /1 ,4 3 1 4 ,9 1 0 /2 ,7 0 >< I + + I + I I + m о а о t >< I I I 1 + + + + § л X I I + + I I + + со m О а >. >< I + I + I + I + + + + + + + + + а а> Р л т- см со •ч- i n CO oo X о 238 Уравнения регрессии (7.2) и (7.3) преобразованы и после потенцирова- ния приняли следующий вид: • для покрытий, полученных ЭМН, Q = g2,663.£2.286,£0,725 ,^ -0.149.^ 0.359 . Ra = g0,557.£1,187.£.0,155.р-0,316.^ 0,032 . Я_ 0.886 г.0,818 С0Д16 т/0,071 „-0.048 . , п .ч тах~е А р A, 'V < (7.4) Я_ 0,065 е°-815.С"0.02 т/0,258 „-0,022 . min~e \ р \ У П i _ „3,692 г.-0,16 г.0,01 т/0,14 „0.085 1р~е ^пр а для покрытий, полученных ЭМН с ППД, Q/ _ 1^.279.£2.036.£.0,551.^ 0,251,^ 0.008 . р/~ _ „/1.003 е0.959 о0.234 т/-0,286 -0.088 к а-е Snp -Sn •V п If' _ „2,525 c0.571 r.0,282 T/-0.12 „-0,091 . max Ьпр Нmj„ и tp при обработке покрытий, полученных ЭМН и ЭМН с ППД. В качестве средних величин для варьирующих факторов при подстав- лении в уравнения (7.4) и (7.5) используем величины: Snp = 2,25 мм/дв.ход; Sn = 0,013 мм/дв.ход; V= 30 м/мин; я = 2. Как видно из рис. 7.4—7.7, закономерность изменения исследуемых па- раметров в зависимости от технологических факторов при обработке покры- тий, полученных как ЭМН, так и ЭМН с ППД, одинакова. Зависимости S„, У, n); Ra — J[Snp, S„, V, n) почти линейны. Различия только в значе- ниях крутизны, т. е. в значениях, характеризующих степень влияния величины 239 Q, Ra, Hma# Hmln' {5№ r / м и н мкм мкм мкм % 16 12 2,0 1,5 1,0 0,5 • 3 • 8 0 • - 4 0 Q, Ra, Нтах, H m i n , t5 0 > г / м и н мкм мкм мкм % 16 12 •2,0 • 6 • 6 • 80 •1,5 • 5 • 5 •60 •1,0 - 4 • 4 •40 •0,5 • 3 • 3 •20 2 3 4 Snp, м / м и н Рис. 7.4. Влияние продольной подачи S„p на производительность шлифования Q (1) и параметры шероховатости обработанной поверхности Ra (2), Нтах (3), Hmi„ (4), t50 (5) покрытий, полученных ЭМН (а) и ЭМН с ППД (б). 240 Q, Ra, Hmax- Hmln' f5О г / м и н мкм мкм мкм % • 1 , 6 • 4 • 4 - 8 0 •1,2 - 3 • 3 - 6 0 • 0 , 8 • 2 • 2 - 4 0 • 0 , 4 • 1 • 1 • 2 0 Q, Ra, Hrnwc Hmitv (50' г/мин МКМ мкм мкм % - 1 , 6 - 4 - 4 •80 • 1 , 2 • 3 - 3 - 6 0 - 0,8 • 2 - 2 - 4 0 -0,4 - 1 • 1 * -20 0,005 0,010 0,015 0,020 Sn, мм/дв.ход. Рис. 7.5. Влияние поперечной подачи S„ на производительность шлифования Q (1) и параметры шероховатости обработанной поверхности Ra (2), Нтах (3), Hmi„ (4), tso (5) покрытий, полученных ЭМН (а) и ЭМН с ППД (б). Зак. 212 241 Q, Ra, Hmax, Hmln, t50, г / м и н мкм мкм мкм % • 1 , 6 • 4 • 4 - 8 0 • 1 , 2 • 3 • 3 - 6 0 • 0,8 • 2 • 2 • 4 0 • 0,4 • 1 • 1 - 2 0 Q, Ra, Hmax, Hmln, t50, г / м и н мкм мкм мкм % - 1 , 6 • 4 - 4 - 8 0 - 1 , 2 • 3 - 3 . 6 0 - 0 , 8 - 2 - 2 - 4 0 •0,4 - 1 - 1 - 2 0 10 20 30 40 Уд. м / м и н Рис. 7.6. Влияние окружной скорости заготовки Vd на производительность шлифования Q (1) и параметры шероховатости обработанной поверхности Ra (2), Umax (3), Hmi„ (4), ti0 (5) покрытий, полученных ЭМН (а) и ЭМН с ППД (б). 242 Q, Ra, Hmhv f5О г / м и н мкм мкм мкм % • 1 , 6 • 4 • 4 • 8 0 • - 1 , 2 • 3 • 3 • 6 0 . 0 , 8 . 2 . 2 . 4 0 • 0 , 4 - 1 • 1 • 2 0 Q, Ra, Hmax> Hm/n- f5№ - 1 , 6 - 4 • 4 • 8 0 • 1 , 2 - 3 • 3 - 6 0 - 0 , 8 • 2 - 2 - 4 0 - 0 , 4 • 1 • 1 - 2 0 \ • 4 \ ~ 3 5 / \ 2 1 1 Яис. 7.7. Влияние числа проходов выхаживания пв на производительность шлифования Q (1) и параметры шероховатости обработанной поверхности Ra (2), Нтах (3), Hmi„ (4), <50 (5) покрытий, полученных ЭМН (а) и ЭМН с ППД (б). 243 того или другого фактора на параметры процесса. Так при увеличении про- дольной (рис. 7.4) и поперечной (рис. 7.5) подач производительность резко увеличивается, а качество обработанной поверхности ухудшается. В тоже время при увеличении скорости заготовки (рис. 7.6) и числа проходов выха- живания (рис. 7.7) производительность изменяется незначительно, а парамет- ры качества улучшаются. Из всех исследуемых факторов наибольшее влияние на производительность шлифования и качество обработанной поверхности оказывает продольная подача, наименьшее — число проходов выхаживания. Анализ полученных уравнений (7.4) и (7.5) и зависимостей, представ- ленных на рис. 7.4—7.7, позволяет рекомендовать для обработки покрытий, по- лученных ЭМН, следующий режим: Ук = 30 м/с; У= 40 м/мин; 5пр = 1—3 м/мин; Sn = 0,005—0,010 мм/дв.ход; п = 3—4. Для обработки поверхностей деталей, подвергнутых ЭМН с ППД, продольную подачу следует увеличить до 2—3 м/мин, а поперечную — до 0,01—0,015 мм/дв.ход. На третьем этапе определяем обрабатываемость покрытий, полученных ЭМН и ЭМН с ППД порошков из различных материалов по критериям Q, Ra и гр. Обработку образцов (по 10 штук для каждого порошка) проводим шлифовальным кругом 15А40НС27К6 с применением СОЖ (5-процентной водный раствор эмульсола Э2) при следующем режиме: Ук = 30 м/с; Уа = 36 м/мин; 5пр = 1,7 м/мин; S„ = 0,01 мм/дв.ход; п = 3. Полученные результаты представлены на рис. 7.8, из которого следует, что метод нанесения покрытий не оказывает существенного влияния на обра- батываемость последних. В тоже время химический состав материалов по- рошков влияет на обрабатываемость покрытий. С учетом убывания обрабаты- ваемости рассматриваемые покрытия (рис. 7.8) по критериям обрабатываемо- сти можно расположить в ряды. Так, для покрытий, полученных ЭМН, имеем: • по критерию Q: ПР-Сталь45-1 %В-»/ге-2% К->ПЖРВ2->/ч>-10% У-> Fe-7Y—>Р6М5ФЗ—> С-300->Р6М5К5->ФБ-3; • по критерию Ra: B-3-*P6M5K5^>P6M5Fe-Ti-+Fe-10%V-+Fe-2%y-> ПР Сталь 45-1 %В—>ПЖРВ2; 244 Q, г / м и н a Рис. 7.8. Производительность Q (а) и параметры шероховатости обработанной поверхности Ra (б) и t50 (в) при шлифовании покрытий, полученных ЭМН (незаштриховано) и ЭМН с ППД (заштриховано) порошков: 1) Fe-2%V; 2) Fe-10%V; 3) Fe-Ti: 4) С-300; 4) Р6М5К5; 6) Р6М5ФЗ; 7) ПР, Сталь 45-1%В; 8) ПЖРВ2; 9) ФБ-3 245 • по критерию tp: ФБ-3->Р6М5К5—>Р6М5ФЗ->^е-10%У—»Fe-77—»Fe-2%V—>С-300—> ПР Сталь 45-1 %В—»ПЖРВ2. Для покрытий, полученных ЭМН с ППД: • по критерию Q: ПЖРВ2—»ПР Сталь 45-l%B-»Fe-2%V->Fe-10%V-»C-300->Fe-77-> Р6М5К5-»Р6М5ФЗ—»ФБ-3; • по критерию Ra : ФБ-3-»Р6М5ФЗ-»Р6М5К5-^е-Ш-»С-300-^е-10%У-^е-2%У-* ПР Сталь 45-1 %В-»ПЖРВ2; • по критерию tp\ ФБ-3—»Р6М5К5—»Р6М5ФЗ—>Fe-rj—»C-300-»Fe-10%V—»Fe-2%V—» ПР Сталь 45-1%В—»ПЖРВ2. Покрытия, с учетом влияния химического состава материалов порошков на обрабатываемость, разделим на две группы. К первой группе отнесем покры- тия, которые при обработке показали самые высокие результаты по критерию производительности и очень низкие по критериям качества обработанной поверх- ности (ПР Сталь 45-1%В и ПЖРВ2). Вторую группу составят покрытия, имею- щие наилучшие показатели по критериям качества обработанной поверхности и низкие по производительности (ФБ-3, Р6М5К5, Р6М5ФЗ, С-300, Fe-V, Fe-Ti). Видно (рис. 7.8), что покрытия, имеющие лучшую обрабатываемость по производительности, показывают наихудшие результаты по критериям ка- чества обработанной поверхности. Обусловлено это тем, что химический со- став материалов порошков при формировании покрытий определяет физико- механические свойства последних, которые оказывают влияние на обрабаты- ваемость. Так, покрытия второй группы относятся к высоколегированным, имеющим высокую микротвердость. Например, в покрытиях из порошков Fe-V и Fe-Ti присутствуют твердые растворы ванадия и титана в железе. В структуре покрытий из быстрорежущих сталей, ферробора и высокохроми- стого чугуна эвтектического состава, наряду с твердыми растворами, присут- ствуют карбиды вольфрама, ванадия, молибдена, бора и других металлов, входящих в состав исследуемых порошков. Кроме того, пористость и магнит- ные свойства покрытий второй группы значительно ниже, чем первой. Все это 246 обусловливает лучшую обрабатываемость покрытий второй группы по крите- риям качества обработанной поверхности. Наилучшую обрабатываемость по этим критериям показали покрытия из порошков ФБ-3, Р6М5ФЗ, Р6М5К5, имеющие наибольшую микротвердость. Таким образом, из широкой номенклатуры покрытий наилучшие ре- зультаты как по производительности, так и по качеству обработанной поверх- ности показали материалы на основе феррованадия и ферротитана. Наилуч- шие показатели по качеству обработанной поверхности дали материалы из быстрорежущих сталей и ферробора. Для обработки покрытий шлифованием наиболее универсальны среднемягкие круги из электрокорундов белого и нормального зернистостью 25—40 мкм на керамической связке. Их можно использовать как при черновой, так и при чистовой обработке. При этом окружную скорость круга целесообразно принимать 30—35 м/с, окружную скорость обработанной детали до 40 м/мин, продольную подачу 1—2 м/мин, поперечную - 0,005—0,01 мм/дв.ход, число проходов выхаживания 2—3. Ис- пользование других видов материалов и связок нецелесообразно в связи с низкой производительностью обработки или из-за засаливания и возникнове- ния прижогов. Приоритетное применение керамической связки обусловлено ее высокой теплостойкостью (по сравнению с вулканитовой и бакелитовой связками). Использование легированного электрокорунда и синтетических алмазов нежелательно из-за химической активности с обрабатываемыми ма- териалами покрытий, полученных на основе железа. 7.3. Шлифование поверхностей с покрытиями кругом на пористой металлической связке с ориентированными алмазными зернами Применение шлифования на финишных операциях обусловлено тем, что процесс имеет ряд преимуществ перед другими видами обработки. Одна- ко и шлифование имеет недостатки, к которым следует отнести не полное ис- пользование режущих свойств отдельных абразивных зерен, что обусловлено хаотическим расположением их в объеме шлифовального круга. По этой же причине снижается интенсивность съема металла, часто возникают так 247 называемые штриховые поверхности, образуются структурные концентрато- ры напряжений и даже микротрещины. Поскольку основным фактором, влияющим на работоспособность ал- мазных шлифовальных кругов, являются высокая температура в зоне резания, представляют большой интерес обрабатываемость поверхностей с электро- магнитными покрытиями на финишной операции алмазным кругом, при ко- торой имеется возможность снизить температуру за счет подачи СОЖ через поры круга и обеспечить наилучшие условия обработки за счет ориентации зерен относительно плоскости резания. Для примера рассмотрим использование шлифовального круга на пористой металлической связке с ориентированными алмазными зернами (рис. 7.9), у которого ступица 1 со сквозными каналами 2 служит для крепле- I ния инструмента на шпинделе станка и обеспечивает подвод СОЖ к алмазо- j носному слою 3, состоящему из связки и алмазных зерен 4, ориентированных ; относительно плоскости резания. В качестве пористой металлической связки (МП1) брали бронзовый порошок с частицами сферической формы марки Бр.ОФ 10—1 (медь — 85%, олово — 12—15%), обладающий высокой тепло- проводностью, низким коэффициентом трения, хорошими физико- механическими свойствами и износостойкостью. Пористость составляла 30%, средний диаметр пор 0,04 мм, зернистость алмазных зерен марки АСВ 125/100, концентрация алмазов 100%, размер фракции порошка связки 63—100 мкм. Алмазные зерна металлизировались никелем толщиной 5 мкм. Особое значение для алмазного инструмента с ориентированными зер- нами приобретают геометрические параметры зерен, такие как форма зерна, радиус округления вершины г, угол заострения вершины р и их взаимосвязь. Известно, что для марок алмазного порошка АСВ, АСК и зернис- тости 25/12 средние значения радиусов вершин зерен находятся в пределах 6—9 мкм, средние значения угла заострения вершины — 60—80°. Наиболь- ший съем металла производят зерна, расположенные к плоскости резания с передним углом у от -5 до -20°. Величину заднего угла а для алмазных зерен следует принимать 8—10°. Угол ориентации алмазных зерен 0 определяется из соотношения 9 = 90° - р/2 - а. При этом у = 90° - а - р . Тогда, рассматри- вая совместно зависимости, получим 0 = (90° — у- а)/2. 248 249 Инструмент с ориентированными зернами алмаза по сравнению с ал- мазным инструментом с неориентированными зернами позволяет увеличить число активных зерен, участвующих в процессе формообразования поверхно- сти, от 10—17% теоретического количества режущих зерен, расположенных на 1см2 поверхности инструмента, до 45—60%, что обеспечивает увеличение режущей способности инструмента. Оценку обрабатываемости электромагнитных покрытий в зависимости от конструкции круга, способа охлаждения и режима шлифования производи- ли по второй группе способов, взяв за показатель обрабатываемости темпера- туру в зоне резания. Контактная температура, измеряемая экспериментально, является наиболее достоверным критерием оценки работы шлифовального круга по тепловому параметру. Температуру в зоне шлифования определяли с помощью искусственной термопары. Обработку проводили при плоском шлифовании периферией круга об- разцов (20x20x15) с покрытиями из порошка Fe-2%Vкругами: 15А40РС27К6, алмазным АСВ 125/100 М58/100 и алмазным АСВ 125/100 МП1/100 на порис- той металлической связке с ориентированными алмазными зернами на станке модели ЗБ64. Образцы шлифовали без охлаждения, при обычном способе по- дачи СОЖ поливом и через поры круга в зону резания. В качестве СОЖ при- меняли 3-процентной водный раствор кальцинированной соды. Известно, что распределение контактной температуры при шлифовании подчиняется логарифмическому нормальному закону распределения. Поэтому зависимость ее от режима шлифования для различных конструкций кругов и способов охлаждения можно представить по аналогии с (7.1) уравнением Т = ea-V*-Sy-tz, (7.6) где Т — контактная температура, °С; V — скорость резания, м/с; S — подача, м/мин; t — глубина резания, мм. Уравнение (7.6) является математической моделью, для которой значе- ния неизвестных определяли при помощи метода математического планиро- вания экспериментов, применив ПФЭ типа 23. Функциями отклика служили следующие параметры: У, = Т\ контактная температура при шлифовании абразивным кругом без охлаждения; У2-Т2 — 250 при шлифовании абразивным кругом с охлаждением свободным поливом; У3 = Гз й У4 = ТА — при шлифовании алмазным кругом без охлаждения и с охлаждением свободным поливом соответственно; У$ = Т5 — при шлифова- нии алмазным кругом на пористой связке с ориентированными зернами без охлаждения; У6 = Т6 — с охлаждением свободным поливом и У7 = Г7 — с охлаждением через поры круга. Условия экспериментов, матрица планирования и полученные резуль- таты представлены в табл. 7.4 и 7.5. Табл. 7.4. Условия экспериментов. У р о в е н ь ф а к т о р о в Ф а к т о р V, м / с S, м / м и н f, м м X , \п V х2 I nS Х 3 in г В е р х н и й ( + 1 ) 4 0 3 , 6 8 9 3 ,0 1 , 0 9 9 0 , 0 2 - 3 , 9 1 2 Н и ж н и й ( -1 ) 2 0 2 , 9 6 6 1,5 0 , 4 0 5 0 , 0 1 - 4 , 6 0 5 Обработку полученных результатов производили по аналогии с выпол- ненной ранее. Она позволила получить следующие зависимости: Д _ G 7 , 4 7 . Р 0 , 3 7 7 . £ 0 , 3 2 . ^ 0 , 4 9 5 . ^ _ Е 7 , 2 5 . У О , 3 8 8 . £ Й , 2 3 6 . F 0 4 8 6 . У З _ Е 7 , 2 4 . Р 0 , 3 1 8 . ^ 0 , 4 6 3 . ^ 0 , 4 7 3 . ^ _ Е 6 , 9 8 . J / ) . 5 7 5 . ^ 0 , 2 9 ^ 0 , 6 3 . J 5 _ G 7 , 2 6 . PO.L 7 6 . £ 0 , 4 6 7 . ^ 0 , 4 1 9 . _ E 6 , 8 8 . J / ) , 5 5 2 . £ 0 , 2 9 3 . ^ 0 , 6 4 8 . • P _ G 6 . 7 9 . P 0 , 3 5 2 . £ 0 , 1 5 1 . ^ 0 , 5 1 9 Используя (7.7), рассчитали контактную температуру при обработке покрытия, полученного ЭМН с ППД, для различных типов кругов, способов охлаждения и режимов шлифования (табл. 7.6). Анализ результатов исследо- ваний (табл. 7.6 и рис. 7.10) показывает, что марка шлифовального круга и способ охлаждения значительно влияют на контактную температуру. Так, при шлифовании алмазным кругом на пористой связке при одном и том же режи- ме без охлаждения температура в зоне резания по сравнению со шлифованием абразивным и обычным алмазным кругами меньше соответственно на 260 и 100°С, а при охлаждении поливом — на 270 и 110°С. При подаче СОЖ через поры круга эта разница для исследуемых кругов, работающих при одном и том же режиме с охлаждением поливом, соответственно равна 330 и 190°С. 251 СП 00 см ОТ от от см к § £ со ч- о о со О) СП с да" да" со со да да да" СО ч с о о о со о о о со см ч- ч- да о от да Й СМ см •ч ч- со •ч со •ч- о 1- о со оо чг- со о Й £ СО 00 со см ч- к л д* с СП да" да" со" со" да" да" со" а; о о о о О со о да <а СП со со о да см см т-» см со ч- СП •ч да да 00 5 О s: £ ч- т— см см О) ,— со да '3 о ч- со т- СП да к | О с sg со со" со со Sg со со о ,— со Я о о о со о >0 £ CN о со О) г^ со да со о. со да со •ч да да со о St со о к О. ф с. 2 СО о см т- со см со от со" 5 о с CO iff со ч-со" со со" ч-да" да да" со со" ю а) 1 о Й Й о •• • о 3 со о см о О V& о; со s ч-•ч 5 •ч-см да оо да оо X <в о t га 1-X с см г - да •ч- оо о да N-£ CM со от со со оо О к <и 5 CD да ££ да со со да" ""л о Й см о о см •ч о •ч-со со от ч— да ft, да N-со О) да аз от йГ С О л £ с да СМ т— о оо да tt- 1с S см со •ч со CD со" со да да да" да со" со со о — о да 3 3 Й о о СМ £ •0 £ см ,— •Ч со о ч-да со от оо от ^ Я си а £ со •ч- о СО т— о со да оо со о СО СО 3 § X со со да" t да" да" fcf С:" со о ,— см со •ч о S СО 3 •ч да см см со да ,— 53 ® О со со оо 1— со от ч— О. 3 г а X 1 1 + + 1 1 + + а 3 X 1 + 1 + 1 + 1 + о. £ >< 1 1 1 1 + + + + >< + + + + + + + + о. со Ф £ 5 л о с см со •ч-да со 00 I О 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А л м а з н ы й к р у г н а п о р и с т о й с в я з к е с о р и - е н т и р о в а н н ы м и з е р н а м и о х л а ж д е н и е ч е р е з п о р ы со 1 3 0 6 ,1 7 | 1 3 3 1 ,1 8 I 1 3 5 3 ,1 2 I I 3 7 2 ,8 1 I 1 3 9 0 ,7 4 I 3 3 2 ,1 1 I 3 5 3 ,1 2 I I 3 6 8 ,8 3 I 3 8 1 ,5 0 I 3 9 2 ,1 7 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А л м а з н ы й к р у г н а п о р и с т о й с в я з к е с о р и - е н т и р о в а н н ы м и з е р н а м и о х л а ж д е н и е п о л и в о м г ^ I 3 7 6 ,8 4 I 4 2 6 ,2 5 I 4 7 1 ,8 0 I 5 1 3 ,2 7 I 5 5 2 ,5 5 I 4 1 8 ,6 5 I 4 7 1 ,3 9 I 5 1 2 ,8 1 I ч - N-" S 5 7 7 ,4 1 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А л м а з н ы й к р у г н а п о р и с т о й с в я з к е с о р и - е н т и р о в а н н ы м и з е р н а м и б е з о х л а - ж д е н и я со I 5 1 0 ,5 7 I I 5 3 1 ,0 8 I I 5 4 2 ,4 5 I I 5 6 3 ,5 7 I 1 5 7 7 ,0 1 I 4 5 3 ,7 5 I | 5 4 8 ,4 5 I I 6 2 7 ,3 9 I 6 9 6 ,3 8 I 7 5 8 ,3 3 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А л м а з н ы й к р у г о х л а ж д е н и е п о л и в о м да I 4 8 0 ,7 5 I I 5 4 6 ,5 3 I I 6 0 0 ,0 2 I I 6 6 3 ,1 4 I I 7 1 6 ,0 4 I [ 5 3 9 ,5 5 I I 6 0 6 ,9 2 I I 6 5 9 ,7 6 I I 7 0 3 ,8 9 I 7 4 8 ,1 4 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А л м а з н ы й к р у г б е з о х л а - ж д е н и я • ч i 5 9 9 ,5 1 I I 6 4 3 ,7 0 I I 6 8 2 ,2 2 I I 7 1 6 ,5 7 I L 7 4 7 ,7 3 | г - да •Ч-" да да I 6 8 2 ,2 2 I I 7 8 0 ,2 7 I 8 6 5 ,9 3 I 9 4 2 ,8 6 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А б р а з и в н ы й к р у г о х л а ж д е н и е п о л и в о м со I 6 4 5 ,9 6 I I 7 0 4 ,3 6 I ! 7 5 5 ,9 7 | 8 0 2 ,5 5 I 8 4 5 ,2 0 | 6 8 7 ,0 2 I 7 5 5 ,9 6 I : 8 0 9 ,0 4 I 8 5 7 ,7 1 | 8 9 0 ,2 5 | 1 К о н т а к т н а я т е м п е р а т у р а , °С | А б р а з и в н ы й к р у г б е з о х л а - ж д е н и я см I 7 7 1 ,1 8 | I 8 3 8 ,8 6 | [ 8 9 8 ,5 6 | I 9 5 2 ,3 3 | I 1 0 0 1 ,5 1 | [ 7 8 9 ,3 5 | | 8 9 8 ,5 6 | | 9 8 5 ,0 9 | I 1 0 5 7 ,9 1 | 1 1 2 1 ,3 9 | Р е ж и м ш л и ф о в а н и я т— да т- о_ о " J^ да_ 17 W о " см II > да о о " л да 17 ОТ да см п N > да о о " да_ т— II от о со II да ,— о о " и, да_ 17 ОТ да" со м > да *— о о " л i n •— II от о ч- II ю > да т— о о " п, о СО II > о ,— II от да X— О о " U, о со II > да ¥ ОТ да о о " л о со и > о " см" '1> от да о о " о СО II > да см" м ОТ да о о " м, о со и > о со" и от 252 V а as <3 5f * § VO К VS й ю , со ' см СЧ I (О I со . тГ со о" см со S о см' ю о •н о S 2 ю 00 о со in CN о см о 5 253 Необходимо отметить, что влияние способа охлаждения на контактную температуру возрастает при более интенсивном режиме шлифования не толь- ко для абразивного и алмазного кругов, но и для алмазного на пористой связ- ке. Из полученных данных (табл. 7.6, рис. 7.10) видно, что при шлифовании алмазным кругом на пористой связке и подаче СОЖ через поры абсолютная контактная температура находится в пределах 300—500°С, что ниже темпера- туры графитизации алмаза. При подаче СОЖ поливом и скорости круга до 30 м/с контактная температура не превышает 500°С (табл. 7.6, рис 7.10, а). Полученные результаты исследований позволяют определить режимы шлифования электромагнитных покрытий, при которых температура в зоне резания не превышает 500°С. Так, при шлифовании алмазным кругом на по- ристой связке с ориентированными зернами и охлаждением через поры круга наиболее приемлем следующий режим: К= 30 м/с; 5 = 2 м/мин; / = 0,015 мм; при охлаждении поливом 25 м/с; S= 1,5 м/мин; t = 0,01 мм. Для обычного алмазного круга с охлаждением поливом V= 20 м/с; S= 1 м/мин; t = 0,01 мм; для абразивного круга с охлаждением поливом V= 20 м/с; S = 1 м/мин; t = 0,005 мм. Экспериментальная проверка работы по температурному режиму ис- следуемых конструкций шлифовальных кругов, эффективных режимов шли- фования поверхностей с покрытиями, полученными ЭМН, и рассмотренных методов охлаждения показала, что для всех конструкций кругов температура в зоне шлифования не превышала 500°С. Самой низкой, равной 325°С, была температура при шлифовании алмазным кругом на пористой связке с ориен- тированными зернами и охлаждением через поры круга. Таким образом, показана высокая эффективность применения алмаз- ных кругов на пористой связке с ориентированными зернами и подачей СОЖ через поры круга для снижения температуры в зоне шлифования. При этом по сравнению с абразивным кругом, алмазным и алмазным на пористой связке с 254 ориентированными зернами и подачей СОЖ поливом обеспечивается сни- жение температуры соответственно в 2,18, 1,73 и 1,38 раза, которая не пре- вышает порог теплостойкости алмаза, что позволяет применять алмазное шлифование при обработке покрытий, полученных ЭМН с ППД. 7.4. Магнитно-абразивная обработка покрытий Разработан метод абразивной обработки, основанный на использова- нии энергии магнитного поля [3]. Метод магнитно-абразивной обработки (МАО) значительно расширяет возможности современной технологии маши- ностроения. Схема МАО цилиндрических деталей приведена на рис. 7.11. Обраба- тываемая деталь 1 помещается между полюсными наконечниками 2 электро- магнита 3 с зазорами, в которые подается порошок 4, обладающий магнитны- ми и абразивными свойствами. Механическим приводом детали сообщается вращательное движение и движение вдоль горизонтальной оси (осциллирова- ние). Силами магнитного поля зерна порошка удерживаются в рабочих зазо- рах, прижимаются к поверхности детали, и таким образом производится ее обработка. В рабочую зону подается СОЖ, являющаяся носителем поверхно- стно-активных веществ. Она обеспечивает возникновение процесса электро- лиза, в ходе которого происходит частичное растворение поверхности изде- лия. В данном случае функции силового источника и упругой связки выпол- няет энергия постоянного магнитного поля. Степень упругой связки легко ре- гулируется изменением напряженности магнитного поля, что позволяет рас- сматривать МАО как процесс шлифования связанным или свободным абрази- вом и тем самым использовать преимущества каждого из них в одном рабо- чем цикле. МАО представляет собой избирательное абразивное микрорезание и микровыглаживание. Сущность этого процесса состоит в том, что при сравни- тельно больших величинах микровыступов зерна порошка контактируют пре- имущественно с вершинами гребешков, являющихся концентраторами магнит- ных силовых линий. Каждый рабочий элемент (зерно) в магнитном поле уста- навливается наибольшей осью по направлению к обрабатываемой поверхности. При износе и затуплении вершин происходит переориентация элемента таким 255 образом, что вновь образовавшаяся наибольшая ось направляется вдоль маг- нитных силовых линий. В результате обработка поверхности детали произво- дится острыми кромками, т. е. имеет место процесс ориентированного абразив- ного резания. Рис. 7.11. Схема магнитно-абразивной обработки поверхностей тел вращения: 1 — обрабатываемая деталь: 2 — полюсный наконечник; 3 — электромагнит; 4 — порошок. Особенностями МАО являются непрерывный контакт порошка с обра- батываемой поверхностью детали, что дает возможность снизить циклические нагрузки на систему станок-приспособление-инструмент-деталь. Отсутствие жесткого крепления абразивного зерна в связке, способствующее самопроиз- вольному нивелированию режущего инструмента относительно формы обраба- тываемой поверхности, устраняет вероятность появления в зоне резания кри- тических давлений и температур и повышает физико-механические свойства 256 поверхности изделия. Одновременно появляется возможность управлять же- сткостью инструмента, регулировать съем металла с формообразующей по- верхности изделия и обеспечивать возможность резания наиболее острой кромкой зерна магнитно-абразивного порошка. Процесс позволяет осуществ- лять безразмерную (декоративную) обработку, обеспечивающую за 10—120 с съем металла или сплава 0,02—0,5 мм на диаметр; снижать шероховатость Ra с 1,25—0,32 до 0,08—0,01 или с 10,0—2,5 до 0,32—0,08 мкм; сохранять гео- метрические размеры детали в пределах допуска предшествующей операции, исключать засаливание инструмента, что обеспечивает полирование мягких и вязких материалов. Особо следует отметить, что МАО можно проводить на устройствах для ЭМН, так как в устройствах, реализующих эти процессы, силовым источником и упругой связкой абразивного инструмента и микроэлектродов является энер- гия постоянного магнитного поля. Выполнение различных процессов на одном оборудовании позволяет повысить коэффициент использования последнего. При рассмотрении обрабатываемости покрытий, полученных ЭМН с ППД, приведен пример оптимизации магнитно-абразивной обработки, приме- няемой в качестве финишной операции. Оптимизация проводится с примене- нием метода математического планирования экспериментов. Применялся цен- тральный композиционный ротатабельный униформ-план второго порядка. В качестве параметров оптимизации процесса выбраны: Ra — шероховатость поверхности после обработки, мкм; Q — съем материала покрытия, мг. Неза- висимыми переменными являлись следующие факторы: V — окружная ско- рость образца, м/с; т — время обработки, с; А — амплитуда осцилляции, мм; В — величина магнитной индукции и рабочем зазора, Т; 8 — величина рабо- чего зазора, мм. Постоянными факторами при экспериментах были: магнитно- абразивный порошок Ж15КТ зернистостью 180/160; СОЖ — 50%-й раствор эмульсола Э2 в воде; скорость осцилляции образца V0 = 0,2 м/с. Образцами служили заготовки из стали 45 с покрытием, полученным ЭМН с ППД по- рошка Р6М5К5 зернистостью 250/180. Диаметр образцов d = 40 мм, твердость покрытия 50—54 HRC. Исходная шероховатость обрабатываемой поверхно- сти Ra = 1,25 мкм получена на операции шлифования. 257 Обработка результатов экспериментов, полученных по матрице ЦКРУП второго порядка, на ЭВМ позволила получить модели процесса МАО покрытия, полученного ЭМН с ППД. Модель, определяющая характер зависимости шероховатости поверх- ности покрытия от технологических факторов, имеет вид У, = Ra = 0,82 - 0,01 IX, - 0,03 1Х2 +0,006Х3 - 0,006Х4 + + 0,022X5- 0,001Х,Х2 - 0,003Х|Х3 + 0,006Х,Х4 - - 0,004Х\Х5 - 0,007Х2Хз - 0,017Х2Х4 - 0,005Х2Х5 + (7.8) + 0,002ХзХ4 - 0,002ХзХ5 + 0,009X4X5 + 0.005Х]2 + + 0,019Х22+ 0,003Х32 + 0,001Х42 +0,009Х52. Модель, определяющая характер зависимости съема материала покры- тия от технологических факторов, представляет собой У2 = б = 148,40 + 10,38Х| + 26,23Х2 + 0,21Х3 + 25,06Х4 - - 20 ,22X5 - 0,44Х]Х2 + 1,56Х,Х3 + 2,81X1X4 + + 7,56Х,Х5 + ОД9Х3Х4 + 5,94X3X5 + 9,19X4X5 - (7.9) - 5,ЗЗХ,2 - 0,12Х22 - 2,34Х32 - 0,46Х42 + 1,66Х52. Определение влияния факторов МАО V, т, А, В, 8 на величину Ra и производительность Q процесса, а также оптимизацию режима производили по моделям (7.8) и (7.9). Графически модели (7.8) и (7.9) представляли при помощи одномерных сечений функций отклика У1 и У2 ( рис. 7.12). Для этого из общей модели для параметров процесса составлялось уравнение регрессии, которое включало две переменные, исследуемый технологический фактор (аргумент) и функцию отклика. При этом значения всех остальных факторов стабилизировались на нулевых уровнях для данной матрицы. Анализ полученных моделей (7.8) и (7.9) и рис. 7.12 позволил выявить степень влияния факторов на параметры оптимизации. Влияние технологиче- ских факторов на шероховатость поверхности Ra в порядке убывания их зна- чимости можно расположить в следующий ряд: т—>8—> К->В~>А, а съем мате- риала покрытия 0—>т—»В—>8— Время обработки т оказывает наибольшее влияние на процесс (рис. 7.12, б). Оно слагается из продолжительности воздействий большого 258 б Рис. 7.12. Зависимость шеро- ховатости поверхности Ra (1) и производительности Q (2) от окружной скорости заготовки V (а), времени обработки т (б), амплитуды осцилляции А (в), магнитной индукции в рабочем зазоре В (г), рабочего зазора 8 (д). 259 количества взаимосвязанных энергией магнитного поля зерен порошка на об- рабатываемую поверхность и тех микропроцессов механического, электро- магнитного и электрохимического характера, которые сопровождают МАО. Влияние этого фактора связано с изменением числа контактирующих зерен, зависящих от количества порошка и его распределения в рабочем зазоре, угла охвата обрабатываемой детали полюсными наконечниками и т. д. Из рис. 7.12, б видно, что оптимальным является время обработки 50< т <70 с. Величина рабочего зазора 8 определяет длину цепочек зерен порошка и влияет на их жесткость. При уменьшении рабочего зазора возрастает жест- кость порошка, что приводит к увеличению сил резания. Наименьший рабо- чий зазор должен превышать величину зерна. Увеличение рабочего зазора приводит к снижению эффективности процесса и росту расхода порошка. Анализ зависимостей, представленных на рис. 7.12, д показывает, что наибо- лее эффективен рабочий зазор 1 < 8 < 1,6 мм. Окружная скорость детали V во многом определяет механику процесса и протекание сопутствующих ему электромагнитных и электрохимических явлений. Скорость V— это путь, пройденный единичным зерном относитель- но поверхности детали в единицу времени, и, соответственно, она оказывает влияние на кинематику и динамику процесса, а также на величину вихревых токов, индуцируемых деталью, и микротоков, индуцируемых зернами порош- ка, и определяет процесс перемагничивания детали. Зависимость Ra и Q от окружной скорости вращения детали V носит экстремальный характер (рис. 7.12, а). Результаты показали, что наиболее эффективно для МАО при- менять окружную скорость вращения детали в пределах 2,5 < V < 3,5 м/с. Магнитная индукция — технологический фактор, определяющий про- цесс МАО. Она является силовой характеристикой магнитного поля и ее влияние на МАО складывается из воздействия на силы абразивного резания и на электромагнитные и электрохимические явления в зоне обработки. Удель- ная плотность порошка в рабочем зазоре, а, следовательно, количество кон- тактирующих с обрабатываемой поверхностью зерен определяется величиной магнитной индукции. С ростом магнитной индукции в рабочем зазоре увели- чивается жесткость порошка и возрастают силы резания. Об этом свидетель- ствует влияние, которое оказывает магнитная индукция В на съем материала 260 покрытия (рис. 7.12, г). Однако влияние В на шероховатость поверхности не- существенно (рис. 7.12, г). Обусловлено это тем, что зерна порошка, прижи- маемые к обрабатываемой поверхности, имеют дополнительные степени сво- боды движений и вращаются под действием образующихся моментов резания и трения. Аналогичные движения зерна получают при осцилляции детали. Из анализа зависимостей (рис. 7.12, г) видно, что наиболее благоприятной явля- ется магнитная индукция в рабочем зазоре, равная 0,9—1,1 Т. Амплитуда осцилляции детали А оказывает не очень существенное влияние на процесс. Движение осцилляции предназначено для придания зер- нам порошка перемещений относительно обрабатываемой поверхности, при которых они не имели бы возможности попадать в ранее образованные ими бороздки. Амплитуда осцилляции наряду с относительной скоростью враще- ния детали V и скоростью осцилляции V0 является фактором, определяющим это движение. При осцилляции зерна эллипсоидальной формы активно ис- пользуют всю свою поверхность, что приводит к снижению шероховатости и повышению съема материала покрытия. При этом следы обработки на по- верхности носят хаотический характер. Наиболее интенсивно процесс обра- ботки происходит при 1 < А < 2 мм. Для определения оптимального режима процесса МАО покрытий, по- лученных ЭМН с ППД, решали задачу с двумя параметрами оптимизации. Для этого применяли метод перебора различных вариантов, который позволя- ет решать компромиссные задачи поиском условного экстремума по матема- тическим моделям (7.8) и (7.9). Используя комплексный показатель парамет- ров оптимизации МАО покрытия, за который была принята обобщенная функция желательности Харрингтона, методом спирального координатного спуска получен оптимальный режим: т = 60 с; 5 = 1,4 мм; V= 3 м/с; В = 1 Т; А = 1,5 мм. МАО партии заготовок с покрытиями, полученными ЭМН с ППД и имеющими исходную шероховатость поверхности Ra = 1,25—1,6 мкм и твер- дость 50—56 HRC, на оптимальном режиме обеспечила шероховатость по- верхности Ra - 0,08 мкм. При этом на обрабатываемых поверхностях не на- блюдалось шаржирования и прижогов поверхности. 261 ЛИТЕРАТУРА 1. Александров А. В., Потапов В. Д. Основы теории упругости и пластичности. — М.: Высшая школа, 1990. — 400 с. 2. Барвинок В. А. Управление напряженным состоянием и свойства плазменных по- крытий. — М.: Машиностроение, 1990. — 384 с. 3. Барон Ю. М. Магнитно-абразивная и магнитная обработка изделий и режущих инструментов. — Л.: Машиностроение, 1986. — 176 с. 4. Бачин В. А., Квасницкий В. Ф., Котельников Д. И. Теория, технология и оборудо- вание диффузионной сварки. — М.: Машиностроение, 1991. — 352 с. 5. Белый А. В., Макушок Е. М., Поболь И. JI. Поверхностная упрочняющая обработ- ка с применением концентрированных потоков энергии. — Мн.: Навука i тэхшка, 1990,— 179 с. 6. Витязь П. А., Ивашко B.C., Манойло Е. Д. и др. Теория и практика газопламенно- го напыления. — Мн.: Навука i тэхшка, 1993. — 295 с. 7. Волосенков В. Е., Куприянов И. JI. Порошки для газотермических покрытий. — Мн.: Вышэйшая школа, 1990. — 27 с. 8. Емельянов В. А., Иванов И. А., Мрочек Ж. А. Вакуумно-плазменные способы формирования защитных и упрочняющих покрытий. — Мн.: НПО «Интеграл», 1998.— 285 с. 9. Захаренко П. В., Волкогон В. М., Бочко А. В. и др. Технологические особенности механической обработки инструментом из поликристаллических сверхтвердых материалов. — Киев: Наукова думка, 1991. — 288 с. 10. Ивашко В. С., Куприянов И. Л., Шевцов А. И. Электротермическая технология нанесения защитных покрытий. — Мн.: Навука i тэхшка, 1996. — 375 с. 11. Когаев В. П., Дроздов Ю. Н. Прочность и износостойкость деталей машин. — М.: Высшая школа, 1991. — 319 с. 12. Кожуро Л. М., Чемисов Б. П. Обработка деталей машин в магнитном поле. — Мн.: Навука i тэхшка, 1995. — 232 с. 13. Кожуро Л. М., Чистосердов П. С., Ремизовский Э. И. и др. Шлифование метал- лов. — Мн.: Дизайн ПРО, 2000. — 352 с. 14. Колесников К. С., Баландин Г. Ф., Дальский А. М. и др. Технологические основы обеспечения качества машин. — М.: Машиностроение, 1990. — 256 с. 15. Кряжков В. М. Надежность и качество сельскохозяйственной техники. — М.: Агропромиздат, 1989. — 335 с. 263 16. Куприянов И. Л., Геллер М. А. Газотермические покрытия с повышенной проч- ностью сцепления. — Мн.: Навука i тэхшка, 1990. — 176 с. 17. Меликов В. В. Многоэлектродная наплавка. — М.: Машиностроение, 1988. — 144 с. 18. Мрочек Ж. А., Эйзнер Б. А., Марков Г. В. Основы технологии формирования многокомпонентных вакуумных электродуговых покрытий. — Мн.: Навука i тэх- шка, 1991. — 9 6 с. 19. Пантелеенко Ф. И., Любецкий С. Н. Самофлюсующиеся порошки и износостой- кие покрытия из них. — Мн.: БелНИИНТИ, 1991. — 59 с. 20. Пацкевич И. Р., Рябов В. Р., Деев Г. Ф. Поверхностные явления при сварке метал- лов. — Киев: Наукова думка, 1991. — 240 с. 21. Петруха П. Г., Марков А. И., Беспахотный П. Д. и др. Технология обработки кон- струкционных материалов. — М: Высшая школа, 1991. — 512 с. 22. Резников А. Н., Резников Л. А. Тепловые процессы в технологических систе- мах. — М.: Машиностроение, 1990. — 288 с. 23. Рыжов Э. В., Аверченков В. И., Оптимизация технологических процессов меха- нической обработки. — Киев: Наукова думка, 1989. — 192 с. 24. Рыжов Э. В., Клименко С. А., Гуцаленко О. Г. Технологическое обеспечение ка- чества деталей с покрытиями. — Киев: Наукова думка. 1994. — 184 с. 25. Чистосердов П. С., Чемисов Б. П., Кожуро Л. М., Акулович Л. М. Технология размерно-чистовой и упрочняющей обработки. — Мн.: Университетское, 1993. — 188 с. 26. Ящерицын П. И., Еременко М. Л., Фельдштейн Е. Э. Теория резания. Физические и тепловые процессы в технологических системах. — Мн.: Вышэйшая школа, 1990, —512 с. 27. Ящерицын П. И., Хейфец М. Л., Чемисов Б. П. и др. Технологические основы высокоэффективных методов обработки деталей. — Новополоцк: Изд-во ПГУ, 1996,— 136 с. СОДЕРЖАНИЕ ВВЕДЕНИЕ 3 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДОВ ВОССТАНОВЛЕНИЯ И УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН 5 1.1. Современные методы восстановления и упрочнения деталей машин наплавкой 7 1.2. Электромагнитная наплавка. 21 1.3. Требования к методам восстановления и упрочнения 30 2. КИНЕТИКА ФОРМИРОВАНИЯ ПОКРЫТИЯ ПРИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКЕ 33 2.1. Явления, происходящие в рабочей зоне устройств для электромагнитной наплавки 33 2.2. Магнитное поле и его роль при электромагнитной наплавке 37 2.3. Управление процессом возбуждения электриче- ского разряда при электромагнитной наплавке 45 2.4. Модели деформационных процессов наплавленных поверхностей 55 2.5. Поля напряжений при пластическом деформировании наплавленных поверхностей 59 265 3. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ И ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В СИСТЕМЕ ПОКРЫТИЕ—ОСНОВА ПРИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКЕ 63 3.1. Температурные поля при электромагнитной наплавке 63 3.2. Аналитический метод расчета остаточных напряжений в системе покрытие—основа 76 3.3. Определение упругих характеристик покрытий 98 3.4. Расчетно-экспериментальное определение остаточных напряжений в покрытии и основе 101 4. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ КОНТАКТНОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ 109 4.1. Классификация и область использования методов упрочнения деталей машин 109 4.2. Механика контактного взаимодействия поверхностей 113 4.3. Кинематика и динамика деформирующего элемента 124 5. СТРУКТУРА И СВОЙСТВА ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ПОКРЫТИЙ НА ИХ ОСНОВЕ 139 5.1. Порошковые материалы. Структура и свойства 139 5.2. Структура, фазовый состав и свойства покрытий, сформированных ЭМН 166 5.3. Микротвердость покрытий 181 5.4. Рентгеноструктурный анализ покрытий 187 5.5. Внутренние остаточные напряжения покрытий 192 266 5.6. Износостойкость покрытий 195 5.7. Усталостная прочность наплавленных поверхностей 200 6. ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ НАПЛАВКИ 203 6.1. Математические модели технологического процесса 203 6.2. Влияние технологических факторов на основные показатели процессов 208 6.3. Оптимизация технологических факторов 221 7. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ ПОКРЫТИЙ 227 7.1. Характеристики обрабатываемости материалов и способы их определения 228 7.2. Шлифование покрытий абразивными кругами 233 7.3. Шлифование поверхностей с покрытиями кругом на пористой металлической связке с ориентиро- ванными алмазными зернами 247 7.4. Магнитно-абразивная обработка покрытий 255 ЛИТЕРАТУРА 263 Учебное издание МРОЧЕК Жорж Адамович КОЖУРО Лев Михайлович ФИЛОНОВ Игорь Павлович ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ И УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН Ответственный за выпуск Аношко А. П. Технический редактор Страусова Л. Подписано в печать с готовых диапозитивов 26.02.2001. Формат 60x84/16. Усл. печ. л. 15,6. Бумага офсетная. Гарнитура Тайме. Печать офсетная.Тираж 1 ООО. Заказ 212 Налоговая льгота - Общегосударственный классификатор Республики Беларусь ОКРБ 007-98, ч. 1; 22.11.20.100 Издатель: УП «Технопринт». Лицензия ЛВ № 380. 220027, Минск, пр. Ф. Скорины, 65, корп. 14, оф. 215. тел. 231-86-93, 239-91-S7 Республиканское унитарное Предприятие «Издательство «Белорусский Дом печати». 220013, Минск, пр. Ф. Скорины, 79. ISBN 9 8 5 - 6 3 7 3 - 7 4 - 3 7 8 9 8 5 6 3 7 3 7 4 2