авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 |
-- [ Страница 1 ] --

ВЕСТНИК

МОРСКОГО

ГОСУДАРСТВЕННОГО

УНИВЕРСИТЕТА

Серия

Судостроение и судоремонт

Вып. 25/2008

УДК 629.5.083.5(06)

ББК

Вестник Морского

государственного университета. Вып. 25. Серия:

Судостроение и судоремонт [Текст]. – Владивосток : Мор. гос. ун-т,

2008. –– 146 с.

Настоящий выпуск научных трудов Морского государственного уни-

верситета имени адмирала Г.И. Невельского представляет собой сборник

статей преподавателей, научных сотрудников и аспирантов.

В данном выпуске представлены результаты научных исследований, направленные на повышение долговечности деталей СТС различными спо собами;

применение компьютерных технологий в виброакустической диаг ностике машин и механизмов;

прогнозирование коррозии и защита от неё судовых конструкций;

повышение надёжности работы судовых ДВС за счёт снижения угара моторного масла и совершенствования системы очистки;

даётся экологическая оценка некоторых технологических процессов, ис пользуемых на судоремонтных предприятиях для восстановления деталей СТС.

Рассмотренные вопросы представляют научный и практический ин терес для инженерно-технических работников судоремонтных предпри ятий, пароходств, проектно-конструкторских организаций, баз техническо го обслуживания, а также для преподавателей и аспирантов университета.

Редакционная коллегия:

В. М. Ходаковский, канд. техн. наук, доцент (отв. ред.);

А. В. Арон, канд. техн. наук, доцент;

Г. П. Кича, д-р техн. наук, профессор;

Л. Б. Леонтьев, д-р техн. наук, доцент;

В. Н. Слесаренко, д-р техн. наук, профессор;

В. Б. Хмелевская, д-р техн. наук, профессор;

С. А. Худяков, канд. техн. наук, доцент;

Е. П. Патенкова, канд. техн. наук, (отв. секретарь).

© Морской государственный университет ISBN 978-5-8343-0459- имени адмирала Г. И. Невельского, УДК 629.5.083.5.06:620.178. Л. Б. Леонтьев ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ВОССТАНОВЛЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ СУДОВОГО ОБОРУДОВАНИЯ Динамичное развитие научно-технического прогресса требует по стоянного усовершенствования методов расчета надежности судового оборудования. В связи с этим разработка методов прогнозирования долговечности деталей на стадии разработки технологии восстановле ния является актуальной и представляет определенный научный и практический интерес. Разработка и применение методов прогнозиро вания долговечности судового оборудования даст большой экономи ческий эффект, так как, во-первых, еще на стадии проектирования бу дет возможен выбор оптимального конструктивно-технологического решения с точки зрения долговечности, во-вторых, сократятся затраты времени и средств на длительные и трудоемкие испытания и, в-третьих, станет возможным более рациональное использование по тенциальной долговечности оборудования за счет правильного по строения системы ее технического обслуживания и ремонта.

Принятие решения о необходимости повышения достигнутого уровня надежности детали при разработке технологии ее восстанов ления должно опираться на экономический анализ. Современный уро вень развития технологий позволяет достичь практически любых по казателей качества и надежности детали или узла, в который она вхо дит. Все дело заключается в затратах для достижения поставленной цели. Всегда имеется широкий диапазон самых разнообразных воз можностей по повышению достигнутого уровня надежности детали за счет изменения ее конструкции, применения более качественных ма териалов для поверхностного слоя, выбора различных вариантов тех нологического процесса (ТП) и использования методов упрочнения, повышающих надежность деталей. Сравнение различных вариантов достижения рационального уровня надежности должно исходить из условия получения наибольшего суммарного экономического эффекта с учетом затрат на восстановление детали и эксплуатацию оборудова ния и того положительного эффекта, который дает использование де тали с более высоким уровнем надежности.

Срок внедрения нового ТП восстановления деталей в значитель ной степени связан с развитием методов прогнозирования долговеч ности на стадии проектирования. Следовательно, экономика и надеж ность тесно связаны на всех стадиях жизненного цикла детали.

Все виды воздействий, действующие на оборудование и его узлы, вызывают в нем целый ряд нежелательных процессов, создают усло вия для ухудшения его технических характеристик. Износ деталей также приводит к постепенному ухудшению технических характери стик оборудования. Следует также учитывать, что износ отдельных узлов оборудования может приводить к возрастанию динамических нагрузок, которые, в свою, очередь, интенсифицируют процесс изна шивания. Температурные деформации отдельных деталей могут не только изменить положение узлов оборудования и этим повлиять на условия его работы, но и привести к увеличению нагрузок и, как след ствие, к повышенному теплообразованию в оборудовании, которое также интенсифицирует процесс изнашивания.

Показатели надежности непосредственно связаны с эксплуатаци онными свойствами детали или узла (износо- и коррозионной стой костью, пределом выносливости и т. п.), которые определяются пока зателями качества деталей (точностью, шероховатостью, стабильно стью структуры поверхностного слоя и механических свойств и др.), которые зависят, в свою очередь, от характеристик технологического процесса (правильности выбора материала, способа нанесения по крытия, параметров режима процесса, вида упрочняющей и механи ческой обработок и др.) и соблюдения технологической дисциплины.

Износостойкость восстановленной детали в паре трения зависит от химического состава и структуры материалов поверхностных слоев сопряженных деталей, а также от их механических характеристик, связанных с различными процессами нанесения покрытий и их уп рочнения (термическими, химико-термическими и поверхностного пластического деформирования), механической обработки и др. На износостойкость влияют также геометрические параметры поверхно стного слоя (шероховатость, точность и др.) и физико-механические параметры — величина и знак остаточных напряжений (растяжения или сжатия), которые являются результатом применяемых методов упрочнения и режимов механической обработки поверхности.

На усталостную прочность деталей, работающих в условиях циклических нагрузок, оказывают влияние, как характеристики мате риала, так и состояние его поверхностных слоев (наличие дефектов), наличие конструктивных и технологических концентраторов напря жений. Наличие остаточных напряжений растяжения, образующихся при различных технологических операциях (нанесение покрытий, ме ханическая обработка и др.), снижает предел выносливости детали.

Поэтому для таких деталей в технологический процесс восстановле ния необходимо включать операции, снижающие или устраняющие вредное влияние предыдущих технологических операций (например, термические).

Таким образом, параметры ТП и качество поверхностного слоя де талей непосредственно влияют на их эксплуатационные свойства, ко торые, в свою очередь, определяют надежность восстановленной де тали и соответственно оборудования, в которое они входят. Однако нахождение зависимостей, выявляющих эти связи, представляет собой весьма сложную задачу по следующим причинам.

Во-первых, эти зависимости весьма сложны и проявляются часто как вероятностные.

Во-вторых, эксплуатационные характеристики детали (узла) зави сят от режимов и условий работы оборудования и могут изменяться в широких пределах, часто не известных технологу.

В-третьих, из-за сложности физики самого ТП и возникающих по бочных явлений трудно выявить все те параметры детали, которые действительно влияют на его эксплуатационные свойства.

И, наконец, между эксплуатационными характеристиками и пока зателями надежности также имеются сложные функциональные и ве роятностные зависимости. Поэтому технологу необходимо иметь ме тоды и средства для выявления тех параметров ТП и тех показателей качества восстановленной детали, которые оказывают наибольшее влияние на ее надежность. Для решения этих задач, в первую очередь, следует проанализировать причины отказов деталей, связанных с не совершенством ТП и с его несоответствием требуемому уровню каче ства и надежности.

Следует иметь в виду, что связи между технологическими и экс плуатационными параметрами (например, износом) имеют стохасти ческую природу из-за рассеивания химического состава материала, физико-механических свойств, параметров точности и шероховатости и других характеристик поверхностного слоя детали, зависящих от колебаний параметров режимов на различных технологических опе рациях (нанесение покрытия, механическая обработка и т. д.) ТП вос становления детали.

Этапы прогнозирования:

1) устанавливается предельное состояние выходного параметра детали;

2) определяется среднее начальное значение и оценивается его рассеяние (как правило, наработка на отказ детали);

3) устанавливается закон его распределения и определяется дис персия скорости изменения выходного параметра для базового вари анта детали;

4) выбирается или разрабатывается модель возникновения пара метрического отказа детали;

5) по заданному гамма-процентному ресурсу рассчитываются тре буемые параметры поверхностного слоя восстанавливаемой детали или при заданном значении надежности оценивается ее ресурс.

Основными причинами отказа большинства ответственных дета лей судового оборудования являются износ в результате трения, кави тации, коррозии и др., а также усталостные трещины. Долговечность трибомеханической системы определяется ресурсом до достижения предельно допустимого зазора в сопряжении. Для деталей, которые подвергаются в эксплуатации нагрузкам, переменным во времени, ос новным критерием их долговечности является, как правило, ресурс до появления усталостных трещин.

Наиболее соответствующая эксплуатационным требованиям кон струкция должна проектироваться с учетом спектра эксплуатацион ных нагрузок и характеристик сопротивления усталости материала.

Обобщенно работоспособность детали характеризуется условием прочности – долговечности [3]:

[];

t T, где, [] – расчетное и допускаемое напряжения в опасном сечении детали;

t, T – расчетный срок и требуемый ресурс детали (тыс. ч).

Показатели долговечности и безотказности рассчитываются, как правило, на базе накопленных статистических данных об отказах ба зовых деталей. Для большинства деталей судового оборудования на работка до отказа подчиняется нормальному закону распределения.

Это связано, с одной стороны, с высокими требованиями, предъяв ляемыми к надежности судового оборудования, а с другой – с приме няемой системой технического обслуживания и ремонта, при которой регламентированы сроки квалификационных освидетельствований судов, которые, как правило, совпадают с плановыми ремонтами. По этому при ремонте, в случае достижения для большей части однотип ных деталей предельного состояния или близкого к нему при их оди наковой наработке, заменяется вся совокупность деталей.

Для прогнозирования долговечности восстановленных деталей исходной информацией являются данные лабораторных исследований свойств материалов, модельных или стендовых испытаний деталей и узлов и подконтрольной эксплуатации опытной партии деталей. Од нако получить достаточную статистическую информацию о восста новленных деталях, даже определяющих ресурс оборудования на со временном этапе, весьма сложно, с одной стороны, из-за его доста точно высокой долговечности, с другой – из-за сложности сбора дан ных об отказах ввиду неудовлетворительного ведения документации по наработке как механизмов в целом, так и отдельных деталей. По этому статистические методы для этих случаев часто не пригодны.

Предпочтение здесь отдается методам расчета, базирующимся на фи зике отказов, когда основное внимание уделяется не отказам функ ционирования, а параметрическим отказам (параметрический отказ – это отказ, причина которого заключается в выходе регламентирован ного параметра за установленные пределы).

При анализе надежности принято с определенной степенью досто верности принимать за математическое ожидание рассматриваемой выборки среднюю величину исследуемого параметра Х. Мерой рас сеивания служат среднее квадратичное отклонение или коэффици ент вариации x. (1) X При изучении процессов старения, приводящих к отказам кон кретной детали, законы распределения желательно устанавливать на основе модели параметрического отказа, т. е. зависимости вероятно сти достижения предельного состояния от некоторых параметров, ха рактеризующих состояние объекта после наработки t. Для построения модели отказа необходимо, во-первых, знать зависимости изменений математических ожиданий фактического и предельных состояний объекта от времени t. Во-вторых, необходимы данные о законе и па раметрах распределения фактического и предельного состояний.

С учетом того, что большинство отказов деталей судового оборудо вания подчиняются нормальному закону распределения, гамма процентный ресурс можно определить по следующим зависимостям [1]:

– для процесса старения со степенной характеристикой модели отказа:

t = t50exp(–Vbm), (2) – для процесса старения с линейной характеристикой модели отказа:

t = tсрexp[– (Vb + 0,5b2)], (3) квантиль нормального распределения, зависящий от вероят – ности не возникновения отказа (определяется по таблицам);

где V – параметр формы распределения;

b m – параметр характеристики процесса старения.

Для усталостных разрушений металлов m = 2…10, для коррозион ного, эрозионного изнашивание, а также при изнашивании пар трения m 1 [1].

Для прогнозирования долговечности восстановленных деталей большое значение имеет то обстоятельство, что коэффициент вариа ции отражает нестабильность факторов, определяющих параметры качества восстановленной детали и ее эксплуатации. При известных коэффициентах вариации для каждого фактора 1, 2, …, n параметр формы распределения определяется по формуле [1] b ln(1 1 )(1 2 )... (1 2 ).

(4) 2 n Для нормального закона распределения параметр формы распре деления b =, и его можно определить по формуле b 1 2... 2.

(5) 2 n Выражения (4) и (5) позволяют количественно оценивать влияние условий эксплуатации, свойств материала поверхностного слоя и т. д.

на долговечность объекта.

Для обеспечения требуемой долговечности восстановленной дета ли с учетом рассеивания значений нагрузки, наработки на отказ и свойств материала поверхностного слоя вводят коэффициент запаса долговечности или коэффициент запаса формируемого параметра (на пример, для деталей, причиной отказов которых является образование усталостной трещины, таким параметром является предел выносливо сти детали).

Коэффициент запаса долговечности или коэффициент запаса фор мируемого параметра можно определить по следующим зависимостям:

– для процесса старения со степенной характеристикой модели отказа:

kз = expVbm;

(6) – для процесса старения с линейной характеристикой модели отказа:

kз = exp(Vb + 0,5b2). (7) Таким образом, вероятность того, что формируемый параметр на ходится в заданных пределах изменения нормального параметра, зави сит от коэффициента запаса формирования параметра k, коэффициен тов вариации условий работы (нагрузок) н и свойств материала м.

Увеличение k и уменьшение коэффициентов вариации ведет к возрас танию вероятности обеспечения заданной долговечности. Коэффици ент вариации нагрузок (условий эксплуатации) обычно находится в пределах 0,15…0,35, а свойств материала – 0,05…0,25. Коэффициент вариации наработки до отказа большинства деталей судового оборудо вания находится в пределах 0,24…0,40.

Проанализируем изменение коэффициента запаса формирования параметра для выражения (7). Для вероятности неразрушения P(t) = 0, коэффициент запаса долговечности будет находиться в пределах kз = 1,36…1,81, а для вероятности неразрушения P(t) = 0,95 – kз = 1,47…2,16. С увеличением величин коэффициентов вариации необходимо обеспечить больший коэффициент запаса формируемо го параметра. Очевидно, что добиться значительного увеличения ве личины коэффициента запаса формирования параметра, определяю щего ресурс детали, весьма затруднительно, а иногда и невозможно, так как это требует значительных капитальных вложений на разработ ку и внедрение более совершенных технологий. И преждевременные отказы часто возникают потому, что возможности технологии не со ответствуют возросшим требованиям к изделию. Уровень технологи ческого процесса должен соответствовать требованиям, предъявляемым к качеству и надёжности изделий.

Нельзя старыми технологическими методами изготовить или вос становить деталь с повышенными требованиями к ее параметрам.

Прогнозирование долговечности при изнашивании деталей.

Изнашивание деталей происходит в результате трения, коррозионных, эрозионных и других процессов.

Рекомендуется следующий порядок расчета ресурсов деталей и со пряжений (полного и остаточного), а также показателей надежности.

Прежде всего, необходимо установить предельное состояние вы ходного параметра и предельно допустимое его изменение (например, износа):

Ипр = Нпр – Нуст, (8) – предельный износ детали или сопряжения;

где Ипр Нпр, Нуст – соответственно предельно допустимый и установочный зазоры в сопряжении (берутся согласно нормативно технической документации).

При анализе отказавших деталей параметры изнашивания (вели чина износа, скорость изнашивания, коэффициент вариации, время наработка) определяют на основании информации об износах, выяв ляемых путем обмеров подконтрольных деталей через определенные промежутки времени. В случае отсутствия сведений об износах за весь срок службы деталей характеристика изнашивания может быть получена на основании линейной функции по данным измерения от казавшей детали.

На стадии проектирования характеристику процесса изнашивания и параметры распределения определяют расчетным путем с учетом предполагаемых условий эксплуатации, конструктивных особенностей и триботехнических параметров восстановленной детали, полученных на основании лабораторных или модельных исследований. Иногда про гнозирование долговечности узлов трения оборудования на основании лабораторных испытаний приводит к значительным ошибкам вследст вие существенного влияния масштабного фактора, а также невозмож ности обеспечения реальных условий и учета всех факторов, дейст вующих на конкретную деталь при лабораторных и модельных иссле дованиях. Поэтому выбор материалов антифрикционных и износо стойких покрытий для узлов трения осуществляют на основании сравнительных триботехнических исследований, а проверка правиль ности принятых технологических решений осуществляется путем подконтрольной эксплуатации опытной партии деталей, на основании результатов которой, в случае необходимости, осуществляется уточ нение или изменение разработанных технологических процессов.

Для узлов трения наиболее характерно изнашивание сопряженных поверхностей. Износ – это результат изнашивания, характеризующий ся процессом постепенного изменения размеров детали по ее поверх ности при трении. Показателями изнашивания являются:

– линейный износ (И, мм) – изменение размера детали в резуль тате изнашивания, измеренное в направлении, перпендикулярном к поверхности трения;

– скорость изнашивания (V, мм/тыс. ч) – отношение величины износа ко времени, в течение которого он возник.

Для обеспечения надежности оборудования и его эффективного использования необходимо знать и уметь определять значения пре дельных износов деталей. Нормирование предельных износов базиру ется на статистических данных износов объектов-аналогов, специаль ных стендовых испытаний и теоретических расчетах. В технических условиях на дефектацию деталей и узлов указаны предельные износы.

Получение законов изнашивания на основе фундаментальных за конов физики и химии является чрезвычайно сложной задачей, кото рая в настоящее время находится в стадии становления. Поэтому на практике широко используют эмпирические зависимости, получаемые для определенного вида изнашивания при установленных условиях его протекания и для данного сочетания материалов. Желательно по лучать более общие закономерности, однако зависимости, охваты вающие лишь определенный диапазон условий изнашивания и выра женные в аналитической форме, позволяют решать многие вопросы анализа и прогнозирования долговечности деталей и оборудования.

В общем виде закон изнашивания может быть описан выражением [3] m na И = kp t, – И где линейный износ;

– k коэффициент износа;

p – давление на поверхности трения;

– скорость относительного движения трущихся поверхностей;

t – продолжительность изнашивания;

– показатели (коэффициенты).

m, n, a Обычно для установившегося изнашивания при нормальных услови ях эксплуатации а = 1, а если не происходит изменения вида изнашивания то, как правило, и n = 1. Коэффициент m изменяется в пределах m = 0,5…3, а для абразивного и усталостного видов изнашивания можно принимать m = 1 [3].

Внешние нагрузки, действующие на узел и определяющие номи нальное давление p в паре трения и скорость относительного сколь жения, связаны с конструкцией данного узла и режимами работы оборудования.

Коэффициент износа k – это комплексная характеристика, которая зависит от применяемых материалов, вида смазки и трения, условий эксплуатации и изменяется в достаточно широких пределах, посколь ку зависит от большого числа факторов.

Для трибосистемы ресурс в первом приближении можно опреде лить по формуле И t пр, (9) Vср – предельный износ детали или сопряжения;

где Ипр Vср – средняя скорость изнашивания (определяется по форму ле (9) на основании анализа эксплуатации партии одно типных деталей).

Для обеспечения заданного ресурса восстановленной детали с учетом вариации условий эксплуатации, триботехнических характе ристик и исходного зазора в сопряжении скорость изнашивания должна быть не более Vср.

Vв (10) kз Остаточный ресурс детали после определенной наработки tост = (Ипр – Иф) / Vср, где Ипр и Иф – соответственно предельный и фактический износ детали.

Рассчитанный остаточный ресурс сравнивают с межремонтным (tмр), и если tост tмр, то деталь оставляют в эксплуатации;

в против ном случае ее надо восстанавливать.

Наибольшую скорость изнашивания имеют пары трения, в кото рых восстановленные или новые детали работают совместно с дета лями с допустимым износом. Ресурс таких трибоузлов снижается на 11…56,4 % [4]. Поэтому расчет прогнозируемого ресурса следует де лать не для одной восстановленной детали, а для трибоузла в целом.

Технолог стремится создать износостойкое покрытие, износ кото рого не проявлялся бы в течение всего периода эксплуатации узла или оборудования в целом. Однако создание покрытий, обладающих вы сокой износостойкостью, требует, как правило, дополнительных за трат. Поэтому встает вопрос об установлении требований к износо стойкости всех основных трибоузлов оборудования, к ограничению скорости их изнашивания и обеспечению этих показателей конструк тивно-технологическими методами. Критериями для решения этих за дач являются требования к надежности оборудования. Износ должен находиться лишь в тех пределах, которые гарантируют, что заданные показатели надежности (ресурс, вероятность безотказной работы и др.) будут обеспечены.

Прогнозирование долговечности при усталостных разрушени ях деталей. При проектировании технологии восстановления или уп рочнения деталей, причиной отказа которых являются усталостные трещины в результате действия циклических нагрузок, решаются сле дующие задачи:

– определение совокупности действующих напряжений или экви валентных напряжений в опасном сечении детали;

– определение характеристик усталости материала детали;

– анализ причин отказа детали;

– выбор материала, обеспечивающего требуемый предел выносли вости детали и ее ресурс, для замены участка детали, в котором дейст вующие напряжения превышают предел выносливости базового мате риала;

– выбор упрочняющей технологии для повышения предела вынос ливости детали;

– прогнозирование долговечности детали с учетом разработанного технологического процесса.

Большинство деталей при наличии трещин на их рабочей поверх ности выбраковывается, а затем определяется возможность и целесо образность их восстановления.

Выбор математической модели процесса усталостного разрушения строго увязывают с физической природой отказа детали. Опыт показы вает, что понятие предела выносливости для многих материалов имеет условную величину [2], так как кривая разрушающих напряжений не имеет горизонтального участка. В частности это наблюдается у дета лей, изготовленных из цветных металлов, а также работающих в агрес сивных средах и при высоких температурах. Предел выносливости де тали значительно меньше предела выносливости материала вследствие наличия концентраторов напряжений, влияния масштабного фактора, наличия монтажных и температурных напряжений, влияния окружаю щей среды и т. п.

В практических расчетах наибольшее распространение получил способ определения предела выносливости детали, при котором ис пользуется зависимость между величиной разрушающих напряжений р и числом циклов до разрушения детали Nр, при известном пределе выносливости материала:

1/ m N p 1 гр, (11) Np где –1 – предел выносливости материала при базовом числе цик лов N (N = 107–109) МПа;

m – показатель кривой усталости материала;

Nр – число циклов до разрушения детали.

Значительно сложнее методика определения усталостной долго вечности для деталей, которые в течение своего срока службы рабо тают при различных нагрузках. В общем виде эта задача базируется на линейной гипотезе накопления повреждений. Ресурс детали до появ ления трещины можно определить по формуле [2, 5] p 1D N 0 D t, (12) m v t ai i ai 1 D где р – критическое значение повреждаемости;

–1D – предел выносливости детали;

N0D – абсцисса точки перелома кривой усталости;

m– показатель степени кривой усталости;

– количество циклов в блоке нагружения;

ai, ti – i-й уровень напряжений и его относительная продолжи тельность в блоке.

Часть выше перечисленных параметров – случайные величины, и в каждом расчете их значения выбираются из соответствующих стати стических распределений.

Анализируя формулы (11 и 12), видим, что, повышая прочностные параметры поверхностного слоя детали (например, применяя методы ППД), можно увеличивать ресурс детали или обеспечивать требуемый ресурс по условиям эксплуатации оборудования.

Параметры m, –1 и N являются характеристиками металла и оп ределяются экспериментально. По формуле (11) можно определить величину разрушающих напряжений для конкретной детали, если из вестна ее средняя наработка до отказа и предел выносливости материа ла. Зная величину разрушающих напряжений и задаваясь требуемой долговечностью детали, по формуле (13) получим необходимую вели чину предела выносливости материала –1н детали. В действительно сти, напряжения разрушения р, являются случайными величинами, за висящими от многих факторов: монтажных, эксплуатационных, техно логических и т. д. Кроме того, значениям величин, характеризующих сопротивление усталости материала, свойственен разброс, который вы зван колебаниями механических свойств и химического состава мате риала в различных плавках. Поэтому для обеспечения требуемой дол говечности детали необходимо учитывать фактическое рассеяние на грузок, прочности материала и закон распределения отказов.

N 1/ m p 1 ( ), (13) N где Nн – число циклов до разрушения детали, которое необходимо обеспечить у восстановленной детали.

Предел выносливости материала, необходимый для получения требуемого срока службы детали с заданной вероятностью Р, можно определить по формуле 1 k1. (14) Данную методику успешно применяли при определении необхо димого предела выносливости материала втулок цилиндров, необхо димого для обеспечения заданной долговечности и выбора метода их упрочнения, также при разработке ТП восстановления вкладышей подшипников среднеоборотных дизелей.

Таким образом, предлагаемая методика позволяет, как прогнози ровать ресурс восстанавливаемой детали при использовании конкрет ного ТП, так и определять необходимые служебные свойства детали для обеспечения заданной долговечности.

Список литературы 1. Ефремов Л. В. Практика инженерного анализа надежности су довой техники / Л. В. Ефремов. – Л.: Судостроение, 1980. – 176 с.

2. Когаев В. П. Расчеты на прочность при напряжениях, перемен ных во времени / В. П. Когаев. – М.: Машиностроение, 1977. – 232 с.

3. Проников А. С. Параметрическая надежность машин. – М.: Изд во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2002. – 560 с.

4. Сидоров А. И. Восстановление деталей машин напылением и наплавкой / А. И. Сидоров. – М.: Машиностроение, 1987. – 192 с.

5. Шлюшенков А. П. Моделирование процесса усталостного разру шения при оценке надежности машин и их элементов / А. П. Шлюшен ков, В. А. Татаринцев, Ю. З. Вальков // Проблемы прочности. – 1990. – № 3. – С. 28–34.

УДК 629.5.083.5:621.86 (04) Л. Б. Леонтьев, А. М. Макаренков ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ СУДОВОГО ОБОРУДОВАНИЯ ФОРМИРОВАНИЕМ ПАРАМЕТРОВ МАТЕРИАЛА ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ДЕТАЛЕЙ В настоящее время все более широкое применение для повышения ресурса различных механизмов и оборудования находят минеральные материалы, содержащие ионы Mg, Si, Fe, Ni, Al и др. (в различной степени окисления), о чем свидетельствует большое количество пуб ликаций в научной литературе [1–4]. В литературе их наиболее часто называют геомодификаторы трения (ГМТ), реже – ремонтно-восста новительные составы (РВС) и ревитализаторы. Получены результаты, свидетельствующие о безызносности поверхностей трения при добав лении тонкодисперсного ГМТ в смазку. Наиболее широкое распро странение в качестве ГМТ получил серпентинит. ГМТ применяются для ускорения приработки, повышения износостойкости и нагрузоч ной способности, снижения коэффициента трения трибоузлов меха низмов без разборки в режиме штатной эксплуатации.

Применение ГМТ позволяет в режиме штатной эксплуатации компенсировать выработки поверхностей трения деталей машин за счет наращивания слоя металлокерамики, содержащего в большом количестве Si, O, C в алмазоподобной фазе [4]. Толщина покрытия по литературным данным может составлять 1…10 нм [3] или несколько десятков микрометров [1, 2]. Различная толщина образующегося за щитного слоя, по-видимому, объясняется различными условиями в зоне контакта и химическим составом ГМТ, а также различиями во времени испытаний и точности измерений. Образующийся слой ме таллокерамики обладает более высокими физико-механическими и триботехническими свойствами, чем закаленная сталь.

Упрочнение с применением ГМТ – это совокупность технологи ческих операций, конечным результатом которых является получе ние на поверхностях трения и контакта деталей машин металлокера мического защитного слоя (МКЗС) толщиной достаточной для ком пенсации небольшого износа. Образование металлокерамического защитного слоя происходит в результате прохождения реакции за мещения ионов магния в узлах кристаллических структур ГМТ на ионы железа поверхностного слоя стали (чугуна) трущихся поверх ностей деталей машин.

Образующиеся новые кристаллы имеют более объемные про странственные решетки, которые в своей массе приподнимаются над изношенной поверхностью, компенсируя износ. Толщина металлоке рамического защитного слоя зависит от энергии, выделяемой при тре нии, и количества ГМТ, нагартовавшегося в местах трения. Уместно даже говорить о частичном восстановлении формы деталей. Но самое важное – происходит не только компенсация зазоров, но и их оптими зация, что приводит к резкому падению уровня вибраций и, как след ствие, к снижению энергопотребления. Механизмы образования мо дифицированного слоя и его долговечность в зависимости от условий эксплуатации не достаточно изучены. Однако накоплен достаточный опыт по применению ГМТ для различных машин, механизмов и обо рудования.

Металлокерамика обладает высокой термостойкостью, твердо стью близкой к мартенситу, пластичностью (по сравнению с керами кой), стойкостью к термоудару и другими свойствами металлов. Под держивая в должном виде металлокерамический защитный слой, можно повысить ресурс деталей в 1,5…3,0 раза.

Опыт применения ГМТ на автомобильных двигателях производ ства Японии и Кореи показывает, что улучшаются геометрические ха рактеристики сопряженных поверхностей деталей пар трения. При этом один из важных показателей – степень сжатия на холостом ходу существенно повышается и выравнивается по цилиндрам. Например, в результате однократного применения на двигателях с начальным дав лением сжатия по цилиндрам 0,8…0,95 от паспортного значения (Pс ном) давление сжатия повышается на 0,065…0,100 от Pс ном в тече ние обкаточного периода от 1 до 10 ч наработка. Более чем в 2 раза снижается разница давлений по цилиндрам. При этом не менее, чем на 5 % увеличивается эффективная мощность при условии исправности систем впрыска, зажигания и электронного управления ДВС.

Однако есть множественные случаи негативного опыта примене ния ГМТ, в основном из-за недостаточной квалификации персонала.

Практически все известные методики применения ГМТ имеют «бе лые» пятна в изучении их влияния на техническое состояние разно типных ДВС, в частности, изменение теплотехнических параметров ДВС, его влияние на системы впрыска, газообмена, зажигания, элек тронного управления с газоанализирующим датчиком и сопутствую щий комплекс обязательных профилактических и регулировочных мероприятий.

Применение ГМТ при техническом облуживании и ремонте судо вых технических средств пока носит единичный характер, однако на ми установлено следующее. Снижается шероховатость приработан ных модифицированных поверхностей в несколько раз. Как следствие – снижение энергетического уровня контактного взаимодействия трущихся поверхностей, особенно на двигателях со значительными износами. При этом снижается уровень микровибраций с уровня ДО ПУСТИМЫЙ до ПРИЕМЛЕМЫЙ после применения ГМТ. Немало важным является факт снижения содержания механических примесей в моторном масле по окончании процесса модифицирования и после дующей приработки. По анализам теплотехнической лаборатории ЗАО «РИМСКО» при наработке 221 ч (493 ч после замены) после применения ГМТ на ДГ №1 266/Е52 «Андория» (4Ч 10,5/13) БК «Ка питан Лашкаревич» содержание механических примесей в моторном масле М14Г2ЦС было менее 0,1 %, 495 ч (767 ч после замены) – 0,13 %. До применения ГМТ масло на этом двигателе браковалось (более 0,8 %) по содержанию механических примесей уже после моточасов.

Наиболее вероятные причины снижения содержания механиче ских примесей в моторном масле – это улучшение прилегания деталей ЦПГ, что также подтверждается достигутым 80 % увеличением заме ряемого давления сжатия по цилиндрам и реализация противоизнос ных свойств модифицированных поверхностей.

Исследование шлифов втулок цилиндров и поршневых компрес сионных колец, отработавших 1407 ч с момента применения ГМТ с использованием оптического микроскопа высокого разрешения и рентгеновского микроанализатора марки 81 00 в комплекте с элек тронным сканирующим микроскопом фирмы «Джеол» Япония, по зволяющего изучить микроморфологию поверхности с увеличением до 40 000 раз и провести химический элементный анализ с разрешени ем 2…3 мкм, показало следующее.

Элементный состав покрытия: Cr, O, Si и (предположительно, т. к этот метод анализа не позволяет распознавать самые лёгкие элементы) Н.

Объём покрытия не соотносится с первоначальным количеством Cr в трибосопряжении (были хромированы только компрессионные кольца) – покрыта практически вся рабочая поверхность цилиндра толщиной от 0,015 до 0,25 мм, сглажены следы хонингования. Средняя толщина по крытия на кольцах 0,035 мм (толщина хромового покрытия новых ко лец 0,25…0,30 мм). Покрытие обладает сильной адгезией к металлу подложки, что затрудняло получение чистого шлифа. Распределение Si по объёму покрытия равномерное, с выраженным повышением концен трации в приповерхностном слое толщиной 1,0…1,5 мкм. Средняя ше роховатость рабочей поверхности цилиндра, измеренная переносным профилометром TR105 составляет: Ra = 0,025 мкм и Rz = 0,115 мкм, по верхность имеет характерный стекловидный блеск, покрытие прозрач но в местах наименьшей толщины.

Негативный момент, проявляющийся при использовании ГМТ для повышения цикловых параметров ДВС, выработавших более 50 % об щего ресурса, – увеличение тепловой напряжённости работы деталей ЦПГ. Как следствие, – ускорение процессов термического разрушения, особенно актуальных для поршней из алюминиевых сплавов. Как пра вило, причинами увеличения тепловой напряженности являются по вышение цикловых параметров и низкий коэффициент теплопередачи покрытия на поверхности цилиндра. В случае применения ГМТ на ДВС с незначительным износом этот эффект практически не проявляется, т. к. в этом случае при правильной регулировке и удовлетворительном состоянии систем газообмена, охлаждения, впрыска, смесеобразования, воспламенения, управления, тепловая напряжённость, по сравнению с начальной, наоборот – снижается. Многочисленные автолюбители уже ощутили это значительным увеличением времени прогрева двигателя, особенно зимой.

Сопутствующим позитивным моментом является снижение про цесса нагарообразования в цилиндрах, обусловленное повышением параметров цикла и улучшением работы маслосъёмных колец.

Проводились сравнительные испытания на универсальной машине трения по схеме «диск-колодка» пар трения сталь–сталь, сталь–чугун в условиях капельной подачи смазки в диапазоне нагрузок от 100 до 210 Н и при окружных скоростях от 2,5 до 6,3 м/с. Сравнивались об разцы, предварительно приработанные до формирования устойчивого пятна контакта с использованием дисперсии 15…25 мкм хризотила (минерала группы серпентинов), и приработанные без таковой. Ре зультаты испытаний приведены в таблице.

Величина суммарного износа (г) образцов в зависимости от нагрузки Нагрузка, Н Наличие ГМТ 100 130 160 190 Без ГМТ 0,150 0,248 0,350 1,246 – С ГМТ 0,012 0,039 0,083 0,136 0, Примечание. Время испытания 20 ч.

Повышение износостойкости деталей достигается благодаря фор мированию на сопряженных поверхностях трения металлокерамиче ского слоя (см. рисунок), образующегося из атомов поверхностного слоя металла и активных компонентов ГМТ, присутствующих в зоне трибоконтакта.

Микрошлиф поверхностного слоя поршневого кольца. х После применения ГМТ наблюдается исправление формы сопря гаемых поверхностей (уменьшаются овальность шеек валов и втулок цилиндров, повреждения поверхности, соизмеримые с толщиной по лученного слоя). Это также подтверждается различием толщины по лучаемого мелаллокерамического слоя на одной и той же поверхности трения при общем улучшении её геометрии. Наблюдаемое состояние сохраняется в течение длительного воздействия. Полученный резуль тат не противоречит уже обоснованным теориям дислокаций и теку чести полиморфной структуры материала поверхностных слоёв. Име ются также следующие позитивные свойства модифицированной по верхности – улучшение профилографических параметров и снижение коэффициента трения.

Динамика изменения регистрируемых параметров – коэффициента трения и температуры контртела имела существенные отличия. При чем в диапазонах малых нагрузок и скоростей коэффициент трения и температура модифицируемых пар были больше, чем при больших нагрузках, и меньше при меньшем весовом износе модифицирован ных пар в любом случае.

Исследования модифицируемой поверхности показали наличие на 40 % поверхностей пятен контакта участков покрытия толщиной от до 5 мкм с морфологией, подобной покрытию, образованного в натур ных условиях на поверхностях шеек валов коленчатых валов. Наблю дения во время испытаний показали изменение конфигурации и лока лизации участков покрытия по причине неспособности кинематиче ской схемы машины трения обеспечить постоянство пятен контакта при изменении режимов.

В результате модифицирования существенно повышается задиро стойкость материала. Полностью прошедших цикл испытаний пар, приработанных без модификатора, было 3 из 10, из 10 модифициро ванных пар две были задраны при нагрузке 440 Н, т. е. уже вне срав ниваемого диапазона.

Следует отметить недостатки современных стандартных лабора торных установок:

– большинство конструкций стендов не предусматривает прину дительного охлаждения образцов, хотя это важнейшее условие моде лирования трибопроцессов, например, подшипников коленчатого вала ДВС, т. к. при стендовых испытаниях с такими нагрузками, без при нудительного охлаждения результатом испытаний будет оплавление поверхностей контртел;

– для моделирования реальных трибопроцессов следует особое внимание обращать на обеспечение условий самоадаптации трибо сопряжения, формирования вторичных структур поверхностных сло ёв, в противном случае такие испытания способны смоделировать лишь принудительное истирание – условия работы, например, зубца ковша землеройной машины, а не подшипника кривошипно-шатун ного механизма. Этому препятствует несовершенство кинематических схем стендов, неспособных обеспечить повторяемость заданных усло вий при смене пар образцов, постоянство пятен контакта, излишнее влияние качества изготовления образцов на результаты испытаний.

Другим аспектом экспериментальной работы является разработка и проведение натурных испытаний. Натурные испытания способны дать более достоверный результат.

Актуальность проводимых исследований состоит в том, что при рода достигаемых позитивных изменений трибоузлов машин и меха низмов пока полностью не выяснена. Однако практический результат уже есть, разрабатывается ряд перспективных предложений эксплуа тационного и технологического порядка. Действительно, идея управ ляемого создания износостойкого покрытия поверхностей в натурных условиях трения уже сама по себе перспективна, особенно при ремон те деталей машин, так как позволяет при уменьшении себестоимости ремонта улучшить качество изделий или повысить качество ремонта.

Применение этой технологии в эксплуатации позволит в несколько раз сократить величину затрат на техническое обслуживание и по требность в смазочных материалах, в течение всего срока эксплуата ции поддерживать высокие параметры машин и за счёт улучшения трибологических свойств рабочих поверхностей получить до 15 % экономию топлива.

Список литературы 1. Лавров Ю. Г. Повышение износостойкости деталей дизелей на основе геотрибоэнергетики / Ю. Г. Лавров, В. Н. Половинкин // Дви гателестроение. – 1994. – № 5. – С. 41.

2. Лазарев С. Ю. Компрессоры с аномально низким трением / С. Ю. Лазарев // Металлообработка. – 2003. – № 2. – С. 37–44.

3. Погодаев Л. И. Повышение надежности трибосопряжений / Л. И. Погодаев, В. Н. Кузьмин, П. П. Дудко. – С-Пб.: Академия транс порта РФ, 2001. – 304 с.

4. Селютин Г. Е. Применение металлоорганических и металлоке рамических материалов для увеличения ресурса и восстановления по верхностей узлов трения / Г. Е. Селютин, Г. М. Яковлев, А. А. Шаро нов, С. И. Щелканов, В. Ф. Терентьев // Машиностроитель. – 2003. – №9. –С. 7–9.

УДК 621.375. В. М. Ходаковский, Е. П. Патенкова, А. А. Толмачев, А. Г. Рогулин ВЛИЯНИЕ ВРЕМЕНИ ЛАЗЕРНОГО НАГРЕВА НА КОЛИЧЕСТВО ОСТАТОЧНОГО АУСТЕНИТА В СЕРОМ ЧУГУНЕ При лазерном оплавлении поверхности чугунных деталей в зоне нагрева формируется структура, содержащая остаточный аустенит 1, 2. Наличие остаточного аустенита оказывает влияние на свойства упрочненного чугуна. В работе 3 показано, что максимальному со держанию аустенита соответствует максимальная износостойкость. В этой связи актуальной становится оценка количества остаточного ау стенита при лазерном упрочнении чугунных деталей судовых энерге тических установок.

В работе 4 установлено, что количество остаточного аустенита в слое, оплавленном под действием лазерного излучения, определяется параметром P/d(dv)0,4, где P полная мощность лазерного излучения, d диаметр лазерного излучения на поверхности обрабатываемой дета ли, v скорость лазерной обработки. Однако, данная зависимость не по зволяет целенаправленно производить выбор параметров режима лазер ного упрочнения с учетом остаточного аустенита в оплавленном слое.

В данной работе приводятся данные по экспериментальному опре делению количества остаточного аустенита после обработки деталей из серого чугуна СЧ30 на реальных параметрах режима лазерной обра ботки деталей судовых энергетических установок, типа цилиндровые втулки и поршни судовых ДВС. За реальные параметры режима обра ботки принимались такие параметры, при которых верхний дефектный слой поверхности составлял не более 10 глубины зоны оплавления при общей глубине упрочненного слоя 0,5…1,0 мм. При данных гра ничных условиях плотность мощности лазерного излучения имела по стоянное значение, а время лазерного воздействия изменялось от 0,4 до 0,8 с.

Лазерное упрочнение деталей проводилось на лазерной установке «Комета 2» в многомодовом режиме излучения.

Металлографические исследования структуры серого чугуна в ис ходном состоянии показали, что металлическая основа не однородна, на одних участках – это перлит пластинчатый в количестве от 98 % с межпластинчатым расстоянием 0,3…0,8 мкм;

включения графита пла стинчатые, равномерно распределенные прямолинейной формы, дли ной от 250 до 500 мкм (рис. 1);

на других – перлит пластинчатый в ко личестве от 92 % с межпластинчатым расстоянием 0,3…0,8 мкм;

включения графита пластинчатые, равномерно распределенные пря молинейной формы, длиной от 250 до 500 мкм;

площадь занятая це ментитом ледебурита 5…15 мкм2, площадь наибольшего включения цементита ледебурита 10000…16000 мкм2 (рис. 2):

ПГф1–ПГр5–ПГд750–ПГ10–Пт1–П–Пд0,3;

ПГф1–ПГр5–ПГд750–ПГ10–Пт1–П92–Пд0,3–Ц10–Цп13000.

Микроструктура исследуемого серого чугуна представлена на рис. 1, 2.

Рис. 1. Участки со структурой Рис. 2. Участки со структурой П+Ф+Г. х50 П+Г+Л. х В результате лазерной обработки, в зависимости от времени лазер ного воздействия, в зоне лазерного воздействия присутствует зона оп лавления. Внешний вид зон представлен на рис. 3, 4 и 5.

Зона оплавления получается при закалке из жидкого состояния.

Структуру зоны оплавления определяют энергетический (плотность мощности лазерного излучения) и временной (время лазерного воз действия) параметры лазерной обработки. Микроструктура зоны оп лавления, в зависимости от времени лазерного воздействия, показана на рис. 6, 7, 8.

Рис. 3. Зона лазерного воздействия при = 0,4 с. х Рис. 4. Зона лазерного воздействия при = 0,6 с. х Рис. 5. Зона лазерного воздействия при = 0,8 с. х Затвердевание в зоне оплавления идет по метастабильной диа грамме Fe–Fe3C, т. е. без выделения свободного графита, который растворяется в ванне жидкого металла. При большом тепловложении и малых скоростях лазерной обработки образуется структура аустени та и ледебурита, при увеличении скорости обработки формируются квазиэвтектические структуры.

Рис. 6. Зона оплавления при = 0,4 с. х Рис. 7. Зона оплавления при = 0,6 с. х Рис. 8. Зона оплавления при = 0,8 с. х Как видно из рис. 6, 7 и 8 структура зон оплавления состоит из мелких дендритов аустенита, выросших при кристаллизации расплав ленного металла и окруженных дисперсным ледебуритом. Главные оси дендритов ориентированны в сторону отвода тепла, т. е. к кромке дорожки оплавления.

Время лазерного воздействия влияет на структурные превращения в зоне оплавления, поэтому структуры отличаются количеством ау стенита, что, в свою очередь, приводит к изменению механических свойств.

Для того, чтобы получить достоверные зависимости между свой ствами и структурой необходимы количественные данные о геомет рических параметрах микроструктуры и объёмном структурном со ставе сплава.

Для оценки количества аустенита в зоне оплавления использовали метод А. А. Глаголева [5], который заключается в точечном определе нии структурного состава сплава по объёму. Этот метод основан на соотношении, согласно которому доля фазы на площади двумерной структуры (шлифа) численно равна доле числа случайных точек, по павших на эту фазу.

Для проведения количественного анализа были сделаны на метал лографическом микроскопе Leica DM4000 M фотографии микро структуры зоны оплавления в 8 полях зрения при увеличении х1000.

На полученные изображения была наложена сетка с 208 узловыми точками (рис. 9). Практика показывает, что при упорядоченном рас положении точек достигается более высокая точность определения, чем при случайном расположении точек [5].

Рис. 9. Схема определения объёмной доли остаточного аустенита точечным методом путём наложения квадратной сетки с узловыми точками В результате такого анализа подсчитывали число точек, попавших на аустенит остаточный. Отношение суммы числа точек, попавших на аустенит остаточный, к общему числу использованных точек показало объёмную долю аустенита остаточного в зоне оплавления. Результаты количественного анализа приведены в табл. Таблица Результаты количественного анализа Время Общее Число точек, Объёмная до- Вероятная лазерного число попавшее на ля аустенита абсолютная воздействия точек аустенит остаточного по погрешность объёму, % 0,4 1776 830 46,53 0, 0,6 1824 712 39,03 0, 0,8 1456 473 31,49 0, Вероятную абсолютную погрешность анализа, выраженную в до лях объёма сплава (или площади шлифа), вычисляли по формуле V (1 V ), t (1) z где – объёмная доля искомой структурной составляющей;


V z – общее число точек;

t – нормированное отклонение, которое зависит от довери тельной вероятности. В количественной металлографии обычно принято оценивать ошибку статистического оп ределения для 50%-ной доверительной вероятности (Р=0,50), поэтому в расчёте принимали t=0,6745.

Следовательно, истинная объёмная доля аустенита остаточного находится в пределах 0,46530,0080, 0,39030,0077 и 0,31490, соответственно с доверительной вероятностью 0,50. Относительная погрешность 1,72;

1,97 и 2,63 %, соответственно.

Результаты определения глубины упрочнённого слоя, глубины зо ны оплавления и количества остаточного аустенита в зависимости от времени лазерного воздействия приведены в табл. 2.

Зависимости глубины упрочнённого слоя и количества аустенита остаточного от времени лазерного воздействия приведены на рис. 10.

Анализ приведенных на рис. 10 зависимостей показывает, что в об ласти реальных режимов лазерного упрочнения чугунных деталей су довых энергетических установок при постоянной плотности мощности лазерного излучения с увеличением времени лазерного воздействия глубина упрочненного слоя увеличивается, а количество остаточного аустенита уменьшается.

Таблица Результаты исследования № Время Глубина Глубина Количество лазерного упрочнённого аустенита зоны оплавления, мкм воздействия, с слоя, мкм остаточного, % 1 0,4 812,5 231,25 46, 2 0,6 850,0 337,50 39, 3 0,8 1025,0 387,50 31, 1050 Глубина упрочненного слоя, мкм 1000 46, Количество аустенита остаточного, % 900 39, 850 812, 31, 750 0,4 0,6 0, Время лазерного воздействия, с Рис. 10. Зависимость глубины упрочнённого слоя () и количества аустенита остаточного () от времени лазерного воздействия Так как целью упрочнения деталей является увеличение их долго вечности за счет создания на их поверхности износостойкого слоя, то оптимизация параметров режима лазерного упрочнения должна прово диться с учетом влияния остаточного аустенита на износостойкость поверхностного слоя.

Список литературы 1. Андрияхин В. М. Структурно-фазовые изменения в поверхност ных слоях серых чугунов, обработанных излучением ОКГ / В. М. Андрияхин, Н. В. Еднерал, Х. А. Мазорра и др // Изв. вузов.

Черная металлургия. – 1981. – № 7. – С. 91–94.

2. Крапошин В. С. Лазерное расплавление поверхности луча со сканированием луча / В. С. Крапошин, К. В. Шахлевич, В. П. Бирюков // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1988. – № 11. – С. 57–59.

3. Крапошин В. С. Зависимость фазового состава и износостойко сти сплавов Fe – C от параметров обработки концентрированными по токами энергии / В. С. Крапошин, К. В. Шахлевич, Г. Н. Муханов // Физика износостойкости поверхности металлов : сб. научных трудов V и VI заседаний Постоянного семинара «Физико-технологические проблемы поверхности металлов» ЛПИ, 1988. – С. 129–133.

4. Крапошин В. С. Влияние лазерного нагрева на количество оста точного аустенита в сталях и чугунах / В. С. Крапошин, К. В. Шахле вич, Т. М. Вязьмина // Металловедение и термическая обработка ме таллов. – 1989. – № 10. – С. 21–29.

5. Салтыков С. А. Стереометрическая металлография / С. А. Сал тыков. – М. : Металлургия, 1976. – 271с.

УДК 621.375. В. М. Ходаковский ВЫБОР СИСТЕМЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ЛАЗЕРНОГО УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ В УСЛОВИЯХ СУДОРЕМОНТНОГО ПРОИЗВОДСТВА Техническое состояние транспортных и рыбопромысловых судов непосредственно влияет на эффективность их работы. Параметры на дежности судовых технических средств во многом определяют бюд жет ремонтного времени судна, экономическую эффективность его работы и безопасность мореплавания. В условиях рыночной экономи ки обеспечение рентабельности работы судов приобретает особую значимость. В настоящее время значительное количество отечествен ных судов находится в эксплуатации более 15 лет, и для их поддержа нии в исправном техническом состоянии требуются большие усилия и финансовые средства.

В этой связи возникает необходимость повышения эксплутацион ной надежности деталей судовых технических средств технологиче скими методами при их изготовлении или восстановлении в условиях судоремонтного производства. Высокая надежность технических уст ройств является следствием их конструктивного и технологического совершенства. Судоремонтное производство имеет дело с уже гото выми конструкциями судовых технических устройств и повышение их надежности заключается в формировании высоких физико-механи ческих свойств материала деталей на стадии их восстановления.

Перспективным направлением формирования износостойкой ра бочей поверхности деталей является лазерное упрочнение, которое является разновидностью локальных термических методов обработки и основывается на использовании мощного концентрированного по тока энергии. Лазерное излучение в качестве теплового источника обеспечивает формирование жесткого термического цикла, характе ризующегося высокими скоростями нагрева и охлаждения обрабаты ваемого участка поверхности, что позволяет получать качественно но вые свойства поверхностей, недоступные традиционным методам об работки. Высокая плотность мощности лазерного излучения позволя ет практически мгновенно достигать на обрабатываемой поверхности высоких температур. Дальнейшее распространение тепла в детали за висит от локальности лазерного воздействия, времени этого воздейст вия и теплофизических свойств материала 1.

Материалом большинства дорогостоящих деталей судового обо рудования является среднеуглеродистая сталь и серый чугун.

Материалы, используемые для изготовления деталей судового оборудования № Наименование детали Материал п/п 1 Коленчатые валы ДВС Сталь 35, 40, 45, 40Х, 40ХН 2 Распределительные валы ДВС Сталь 40, 45, 40Х Валы вспомогательных и палубных Сталь 35, 40, 45, 40Х, механизмов 40ХН Сталь 30ХМА, 35ХМ;

4 Головки поршней ДВС Чугун СЧ20, СЧ25, СЧ 5 Втулки цилиндров ДВС и компрессоров Чугун СЧ20, СЧ25, СЧ Это объясняется тем, что после термической обработки данная сталь является наилучшим материалом для деталей сложной формы, подвергающихся динамическим нагрузкам, а серый чугун обладает хорошими антифрикционными свойствами, гасит вибрации и резо нансные колебания, не чувствителен к дефектам поверхности.

Основными показателями, определяющими работоспособность и износостойкость поверхности детали, подвергнутой лазерной обра ботке, являются глубина и твердость зоны лазерного воздействия.

Глубина упрочненного слоя определяет ресурс положительных свойств поверхности. Твердость характеризует структурные измене ния, происшедшие в поверхностном слое материала в результате ла зерной обработки, и определяет свойства упрочненной поверхности.

Информация о тепловом состоянии железоуглеродистых сплавов в процессе их термической обработки является исходной для анализа геометрии зоны лазерного воздействия, характера и степени фазовых превращений, конечной структуры металла, напряженно-деформиро ванного состояния и свойств упрочненной поверхности.

Однако существуют большие трудности получения такой инфор мации применительно к конкретной детали, особенно в условиях ре монтного производства. Все расчетные методы определения темпера туры основываются на решении классического уравнения теплопро водности, определяющего тепловой баланс в некотором элементарном объеме тела 1:

T T T T [T (T ) ] [T (T ) ] [T (T ) ] 0, c(T ) t x x y y z z где c(T) – зависимость удельной теплоемкости от температуры;

T(T) – зависимость коэффициента теплопроводности от темпе ратуры;

– плотность материала упрочняемой детали.

В общем случае данное дифференциальное уравнение является нелинейным и его точного аналитического решения не найдено. По этому при расчете температур по аналитическим зависимостям, как правило, используются средние значения коэффициентов теплопро водности T и удельной теплоемкости c. Таким образом, вводится уп рощение процесса теплопередачи, так как принимается допущение, что теплофизические свойства материала не зависят от температуры.

При расчетах средние значения коэффициентов теплопроводности и удельной теплоемкости подбирают таким образом, чтобы обеспечи валась удовлетворительная точность в расчетах температур на основе сопоставления с экспериментальными результатами. В условиях ре монтного производства получение данных о средних значениях коэф фициентов теплопроводности и удельной теплоемкости материала конкретной детали практически невозможно, так как сам процесс по лучения экспериментальных результатов предполагает разрушение дорогостоящих деталей, которые зачастую существуют в единичных экземплярах.

Кроме того, уравнение теплопроводности справедливо для сплош ных однородных сред. В случае с серым чугуном такое допущение о сплошной однородной среде является весьма грубым.

В сером чугуне содержится до 4 свободного графита. Тепло проводность графита существенно выше теплопроводности металли ческой основы чугуна, кроме того, графит – практически абсолютно черное тело, что способствует поглощению лазерного излучения. Теп ло легко проникает по графитовым пластинкам и вызывает расплав ление металлической основы вокруг них (рис. 1).

Рис. Величина, строение и ориентация в пространстве пластин графита носит случайный характер, что лишает возможности задания гранич ных условий при расчете температуры в зоне термического влияния численными методами, такими как метод конечных элементов и метод конечных разностей.

Следует отметить, что для определения температуры в зоне тер мического влияния расчетными методами необходимо знать погло щенную мощность излучения в зоне лазерного воздействия.

Поглощенная мощность излучения является производным парамет ром от полной мощности излучения и поглощательной способности поверхности, которая характеризуется коэффициентом поглощения A. Излучение непрерывных технологических СО2-лазеров, приме няемых для упрочнения деталей, характеризуется существенной неста бильностью во времени. В то же время известно, что при изменении мощности на 10 % глубина упрочненного слоя изменяется на 22 % [2].


В работе [3] отмечается, что существует множество физических и технических причин флуктуаций мощности и пространственных ха рактеристик излучения газоразрядных технологических СО2-лазеров.

Главными из них являются:

1) нестабильность мощности лазерного излучения из-за флуктуа ций свойств активной среды (нестабильность давления газа в резона торе, нестабильность химического состава газа и т. д.);

2) нестабильность мощности лазерного излучения, вызванного свойствами резонатора из-за внутрирезонаторских потерь, которые, как правило, являются следствием окисления и загрязнения зеркал, а также деформирования зеркал резонатора и изменения их положения в пространстве (разъюстировка);

3) нестабильность пространственных характеристик лазерного лу ча, вызванная дефектами оптических элементов лазера, термодефор мацией зеркал, наличием тепловых неоднородностей активной среды, связанных с особенностями схем возбуждения, а также с турбулент ным характером потока газа в быстропроточных лазерах.

Практика эксплуатации технологических газоразрядных СО2-ла зеров показывает, что в зависимости от их состояния и условий экс плуатации нестабильность выходной мощности лазерного излучения может составлять ±5 %. В работе [3] также отмечается, что даже в случае «идеального» лазера при лазерной обработке материалов воз никают флуктуации мощности излучения. В процессе обработки по верхности она сама становится дополнительным зеркалом «нового ре зонатора», состоящего из самого лазера и поверхности. При плавле нии поверхности изменение мощности может принять нестационар ный характер и флуктуировать с частотой 103…104 Гц и глубиной мо дуляции 30…50. При оплавлении поверхности металла колебания мощности «идеального» лазера возникают также из-за колебаний по верхности расплава, приводящих к изменению юстировки «нового»

резонатора.

Физический смысл коэффициента поглощения A заключается в том, что он характеризует отношение части лазерного излучения, ис пользуемого на нагрев облучаемой зоны P0, к полной мощности излу чения P на выходе из источника. Стали и чугуны имеют низкую по глощательную способность лазерного излучения генерируемого техно логическими СО2-лазерами. Для уменьшения потерь мощности лазера наносят различного рода поглощающие покрытия, свойства которых, как показывают исследования, зависят от плотности мощности излуче ния. При увеличении плотности мощности выше некоторого критиче ского предела коэффициент поглощения для некоторых покрытий мо жет уменьшаться в 1,8...2,1 раза [4].

Таким образом, расчетные методы получения информации о теп ловом состоянии железоуглеродистых сплавов в процессе их лазерно го упрочнения носят приближенный, оценочный характер и не позво ляют использовать их для точных количественных оценок.

В то же самое время существует необходимость точного прогно зирования показателей поверхностного слоя в зависимости от пара метров режима лазерной обработки. Без такого прогнозирования не возможна настройка параметров технологического процесса и, следо вательно, сама лазерная обработка.

Так, у серого чугуна чрезвычайно узок температурный интервал нагрева. Аустенизация перлита завершается лишь при 1000 С, а уже при 1150 С чугун начинает оплавляться. При глубине оплавления более 50 мкм расплавленный слой начинает стягиваться в бугорки за счет действия поверхностного натяжения расплава. Шероховатость поверхности обрабатываемой детали увеличивается, появляются тре щины и поры. Дефектный слой распространяется практически на всю глубину оплавления (рис 2).

Рис. Связь между параметрами и показателями технологического про цесса характеризуется математическими моделями. Так как техноло гические вопросы при лазерном упрочнении деталей решаются при неполном знании механизма происходящих физических явлений, то сам технологический процесс лазерного упрочнения может быть представлен в виде «черного ящика», т. е. в виде кибернетической системы (рис. 3).

Кроме параметров режима обработки (x1, x2, x3,…, xn) на значения показателей (y1, y2, y3,…ym) оказывают влияние неуправляемые факто ры технологического процесса. Одни из них (z1, z2, z3,…, zk) могут кон тролироваться в процессе реализации технологического процесса без целенаправленного их изменения, другие (w1, w2, w3,…, ws) являются неконтролируемыми и относятся к возмущающим воздействиям.

Представление технологического процесса в виде кибернетиче ской системы позволяет строить и анализировать математические мо дели, связывающие показатели с параметрами технологического про цесса, методами теории планирования экспериментов [5].

Основными управляемыми параметрами режима лазерного упроч нения непрерывным лазером являются: полная мощность излучения P, площадь пятна излучения на обрабатываемой поверхности S и ско рость перемещения детали V относительно луча. Значения этих пара метров определяют в условиях конкретного технологического процес са температуру нагрева упрочняемой зоны и время пребывания метал ла при температуре закалки.

zk z1 z 2 z у x у x Технологический у x процесс уm xn w 1 w2 w3 ws Рис. Основными контролируемыми параметрами технологического процесса лазерного упрочнения деталей являются: форма пятна излу чения, температура обрабатываемой детали, состояние и шерохова тость поверхности, состав и толщина поглощающего покрытия, угол падения луча на обрабатываемую поверхность, нестабильность пол ной мощности излучения, нестабильность пространственных характе ристик лазерного луча.

Вся совокупность параметров, включая и параметры, отнесенные к возмущающим воздействиям, будет в конечном итоге определять глубину h и твердость H упрочненного слоя, то есть показатели тех нологического процесса. Единственный способ обеспечить управляе мость технологического процесса за счет изменения значений управ ляемых параметров заключается в поддержании контролируемых па раметров на постоянном уровне. Практически это означает, что мо дель лазерного упрочнения, полученная на основе кибернетической системы «чёрного ящика», может быть использована для настройки управляемых параметров технологического процесса только в том случае, если данный технологический процесс будет вестись в тех же условиях, при которых данная модель была получена.

Список литературы 1. Григорьянц А. Г. Лазерная техника и технология. В 7 кн. Кн. 6.

Основы лазерного термоупрочнения сплавов: учебное пособие для ву зов / А. Г. Григорьянц, А. Н. Сафонов ;

под ред. А. Г. Григорьянца. – М. : Высш.шк., 1988. – 159 с.

2. Майоров В. С. Требования со стороны технологии обработки материалов, предъявляемые к излучению непрерывных СО2-лазеров / В. С. Майоров, А. Н. Сафонов, В. А. Фромм // Электронная обработка материалов. – 1985. – № 5. – С. 10–14.

3. Голубев В. С. Лазерная техника и технология. В 7 кн. Кн. 2.

Инженерные основы создания технологических лазеров : учебн. посо бие для вузов / В. С. Голубев, Ф. В. Лебедев ;

под ред. А. Г. Григорь янца. М. : Высш. шк., 1988. 176 с.

4. Соловьев В. А. Определение коэффициента поглощения систе мы покрытие – металл в условиях действия излучения СО2-лазера / В. А. Соловьев // Физика и химия обработки материалов. – 1988. – № 4. – С. 102–106.

5. Новик Ф. С. Оптимизация процессов технологии металлов ме тодами планирования экспериментов / Ф. С. Новик, Я. Б. Арсов. – М. :

Машиностроение : София. Техника, 1980. – 304 с.

УДК 620. А. В. Струтынский ПРИМЕНЕНИЕ НЕПОЛНОЙ ЛАЗЕРНОЙ ЗАКАЛКИ ПРИ УПРОЧНЕНИИ РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ДЕТАЛЕЙ ТИПА ВАЛОВ Надежность и долговечность машин и механизмов в значительной степени зависят от качества деталей, которое формируется на каждой стадии их изготовления.

Качество контактирующих поверхностей деталей машин является одним из определяющих факторов обеспечения требуемых эксплуата ционных свойств их соединений, в частности, износостойкости и кон тактной жесткости.

Оно во многом определяется выбором материалов, от которых за висит технологическая возможность их использования, а также на дежность работы в заданных условиях. Качество поверхности харак теризуется гаммой показателей геометрических и физико-механичес ких свойств, формируется в ходе технологического процесса изготов ления детали. Оно зависит как от маршрута (технологическая наслед ственность), так и от условий обработки на конкретных операциях.

Повышение сопротивления детали разрушению при различных видах эксплуатационного нагружения может быть достигнуто техно логическими методами объемного или поверхностного упрочнения.

Объемное упрочнение повышает статическую прочность деталей, у которых рабочие напряжения распределены по сечению более или менее равномерно. Для таких деталей используют высокопрочные стали и сплавы, композиционные материалы. Однако большинство деталей работает в условиях, при которых эксплуатационная нагрузка (давление, нагрев, действие окружающей среды и т. п.) воспринимает ся главным образом их поверхностным слоем. Поэтому износостой кость, зарождение и развитие усталостной трещины, возникновение очагов коррозии зависят от сопротивления поверхностного слоя раз рушению. Для деталей, разрушение которых начинается с поверхно сти, разработано большое количество методов поверхностного упроч нения, основанных на нанесении покрытий или изменении состояния (модификации) поверхности.

Одним из таких методов является лазерная обработка, которая обладает высокой эффективностью и гибкостью управления. Лазер ный луч отличается высокой плотностью энергии. Быстрый тепло отвод в глубь металла приводит к возникновению закалочных структур в поверхностном слое. Происходит упрочнение тонкого поверхностного слоя.

Часто применяют лазерную обработку в комбинации с другими методами, что дает возможность получить качественно новые свойст ва поверхностного слоя. В результате лазерной закалки достигаются высокие твердость поверхности, дисперсность структуры, а также уменьшение коэффициента трения и увеличение несущей способно сти поверхности. В условиях трения скольжения стали 45 по твердому сплаву отмечается снижение коэффициента трения после лазерной за калки непрерывным лазером примерно на 10 % по сравнению с коэф фициентом трения при нормализованном или улучшенном состоянии.

Лазерное упрочнение поверхностей трения деталей типа валов может осуществляться как на этапе изготовления, так и во время ре монтно-восстановительных операций. Обоснование и назначение оп тимальных режимов лазерного упрочнения при проведении ремонтно восстановительных работ часто затруднено отсутствием полной ин формации о восстанавливаемой детали, особенно если это деталь вспомогательного оборудования. Для выбора оптимальных режимов необходимо знать условия работы сопряженных поверхностей, марки материалов, структуру сердцевины и поверхностного слоя, а также отсутствие, либо наличие, способ и параметры поверхностного уп рочнения.

По этим параметрам поступающие на лазерное упрочнение детали типа валов можно разделить на следующие группы:

1. Валы без дополнительного упрочнения поверхности.

1.1. Неупрочненные сердцевина и рабочая поверхность (ис пользовалась сталь в состоянии поставки, либо после отжига.

1.2. Материал вала прошел нормализацию.

1.3. Материал вала прошел улучшение.

2. Валы с дополнительным упрочнением поверхности.

2.1. Поверхностная закалка.

2.2. Цементация и нитроцементация.

2.3. Азотирование.

2.4. Другие виды поверхностного упрочнения.

Как правило, при лазерном упрочнении используется полная за калка без оплавления поверхности. Известно, что доля остаточного аустенита в микроструктуре после полной лазерной закалки значи тельно больше, чем после классической печной объёмной закалки (см.

рисунок). Учитывая, что лазерное упрочнение обычно проводится без последующего отпуска, распада остаточного аустенита не происходит.

%А 0 0,5 %С Неполная лазерная закалка Полная лазерная закалка Печная объемная закалка Влияние углерода на количество остаточного аустенита при лазерной обработке предварительно закаленных сталей, (по литературным данным) Это может привести к значительному снижению эксплуатацион ных свойств упрочняемой поверхности, что может вызвать отрица тельный эффект. Применение неполной лазерной закалки в этом слу чае априори даст положительный эффект для валов из групп 1.3, 2.1 и 2.2 по сравнению с режимом полной лазерной закалки, так как исход ная структура мелкодисперсная и структура после лазерного упрочне ния из межкритического интервала (неполная закалка) будет также достаточно однородной. Более того, в результате снижения темпера туры нагрева снизится и уровень остаточных напряжений. Примене ние неполной лазерной закалки для валов других групп не столь оче видно и требует экспериментальных подтверждений и, возможно, применения специальных технологических приёмов. Следует отме тить, что практическая реализация неполной лазерной закалки требует большей точности поддержания температуры, чем лазерное упрочне ние с оплавлением поверхности и полная лазерная закалка.

Список литературы 1. Федосов С. А. Остаточный аустенит в облученных лазером ста лях / С. А Федосов. – Труды СамГТУ, 2003.

2. Термическая обработка в машиностроении : справочник / Под ред. Ю. М. Лахтина, А. Г. Рахштадта. – М. : Машиностроение, 1980. – 783 с.

УДК 620.178.16:621. А. Д. Юзов ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ ИЗНОСОСТОЙКИХ ПОКРЫТИЙ ИЗ САМОФЛЮСУЮЩИХСЯ ПОРОШКОВЫХ СПЛАВОВ НА ОСНОВЕ НИКЕЛЯ Одним из основных видов материалов, используемых для нанесе ния покрытий с целью повышения износостойкости или восстановле ния изношенных поверхностей деталей машин, являются никелевые самофлюсующиеся сплавы, содержащие хром, бор и кремний. Это по зволяет существенно улучшить эксплуатационные и прочностные свойства самых разнообразных деталей и изделий.

Одним из наиболее эффективных методов получения покрытий является метод газопламенного напыления порошков с последующим оплавлением. Газопорошковая наплавка получила предпочтительное применение, т. к., во-первых, порошки позволяют в более широких пределах (чем проволока) регулировать состав наносимых покрытий, что способствует повышению прочности их сцепления с основой. Во вторых, можно упрочнять детали сложной конфигурации слоем минимальной толщины (0,1…0,3 мм).

Газопламенным напылением упрочняют плунжеры, лопатки вен тиляторов, лемехи плугов, штампы и т. п. Кроме того, нанесение из носостойких порошковых сплавов системы Ni – Cr – B – Si – C явля ется весьма перспективным для изготовления оснастки оборудования кирпичных заводов (например, керны, сита, пустотообразователи и т.п.), инструмента для обработки абразивных материалов (например, вальцов для прокатки вулканитовых сред) и т. д. Такие изделия рабо тают в условиях значительного абразивного износа, поскольку нахо дятся в контакте с материалами, являющимися абразивами (кварцевый песок, корунд и др.). Поэтому задача выбора материала с высокой из носостойкостью для изготовления подобных деталей является весьма актуальной.

Формирование структуры покрытий из порошковых никелевых сплавов системы Ni – Cr – B – Si – C определяется особенностями их химического состава и технологией нанесения.

Порошки данной системы имеют температуру плавления 1020…1080 °С и являются самофлюсующимися, т. к. наличие бора и кремния способствует образованию защитных стеклообразных шла ков и хорошей смачиваемости поверхности. Самофлюсование проис ходит за счет раскислителей (бора и кремния), которые при оплавле нии связывают кислород, образуя боросиликатные шлаки (В2О3, SiO2), легко всплывающие на поверхность покрытия.

Процесс напыления с одновременным оплавлением включает в себя нагрев материалов газовым пламенем до жидкого состояния, его распыление газовой струей и нанесение с большой скоростью на об рабатываемую поверхность. Порошок достаточно прочно соединяется с поверхностью, после чего ее разогревают до оплавления, причем не требуется нагревать напыленный материал до полного расплавления, т.к. за счет эвтектики, имеющейся в структуре этих сплавов, жидкая фаза появляется за 100…150 °С до полного растворения. При этом исходные структурные составляющие:

-твердый раствор и карбиды – остаются в твердом состоянии, что обеспечивает сохранение общей целостности покрытия. Возникшая жидкая фаза заполняет образовав шиеся при напылении поры, обеспечивая диффузию элементов и фор мирование окончательной структуры покрытия. Наличие в оплавлен ных покрытиях твердых карбидов или карбоборидов и высокая микро твердость материала покрытия обусловливают их стойкость к абразив ному и эрозийному действию, высокую износостойкость (примерно в десять раз больше, чем у стали). Нагрузку в покрытии воспринимает, в основном, твердая составляющая, а относительно пластичная матрица на основе никеля, с одной стороны, скрепляет и удерживает частицы упрочняющей фазы и препятствует хрупкому разрушению, с другой, – сама противостоит изнашивающим нагрузкам.

Наплавку проводят послойно, каждый раз доводя новый слой до состояния оплавления. Общая толщина наплавленного слоя получает ся в пределах до 3 мм.

Таким образом, износостойкие покрытия из порошковых сплавов системы Ni – Cr – B – Si – C, полученные методом газопламенного напыления с последующим оплавлением, имеют своеобразную струк туру, состоящую из -твердого раствора на основе никеля, многоком понентной эвтектики из боридов никеля NiB, Ni2B, Ni3B или карбобо ридов Cr23(С,В)6 и -твердого раствора на основе хрома, боридов CrВ, Cr2В и карбидов хрома Cr3С2, Cr7С3, Cr23С6. Причем карбиды легиро ваны никелем, бориды – железом и хромом, а -твердый раствор – кремнием и железом. При этом фазовый состав, структура и свойства покрытий, полученных из порошка одного и того же состава, сущест венно зависят от способов и режимов нанесения, а также последую щей обработки. К тому же напыленные покрытия из самофлюсую щихся сплавов являются довольно пористыми: без проведения про плавления их усадка составляет до 20 %. Большое влияние на износо стойкость оказывает твердость материала покрытия, которая, в свою очередь, определяется структурным состоянием.

Имеющиеся литературные данные не дают достаточной информа ции о структуре самофлюсующихся материалов. Вопрос о корреляции твердости и износостойкости этого класса покрытий в литературе ос вещен недостаточно. Отсутствует также единый, надежно обоснован ный подход к выбору оптимального состава и структурно-фазового состояния материалов, оптимальных технологических параметров для конкретных условий эксплуатации изделий из таких материалов.

На кафедре материаловедения и термической обработки металлов МГТУ в течение ряда последних лет ведутся исследования структуры и свойств покрытий системы Ni – Cr – B – Si – C. Работы проводятся в тесном сотрудничестве с ООО НПФ «Аркос» (г. Магнитогорск), где эти сплавы используются при изготовлении разных деталей и инстру ментов. Были накоплены многочисленные данные по свойствам по крытий из порошковых самофлюсующихся материалов на основе ни келя, которые зачастую либо свидетельствовали о неудовлетвори тельной воспроизводимости результатов, либо не позволяли доста точно надежно и достоверно установить корреляции между свойства ми, а также их зависимость от условий нанесения покрытий. Поэтому возникла необходимость систематизировать имеющиеся результаты исследований с целью установить взаимосвязь между свойствами по крытий, а также их зависимость от условий нанесения покрытий.



Pages:   || 2 | 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.