CC BY
51
8. Макаревич Н. А., Богданович Н. И. Теоретические основы адсорбции: учеб. пособие Архангельск: Сев. (Арктич.) федер. ун-т им. М. В. Ломоносова (САФУ), 2015. 362 с.
9. Сенокосов Э. А. [и др.]. Катодолюминесценция фоточувствительных слоёв CdSe, выращенных в квазизамкнутом объёме // Неорганические материалы. 2012. Т. 48, № 12. С. 1299-1302.
10. Софронов Д. С. [и др.]. Влияние условий осаждения на размер и оптические свойства частиц // Неорганические материалы. 2014. Т. 50, № 7. С. 703-707.
11. Степанов Е. М. Исследование фотолюминесценции коллоидных квантовых точек на основе халькоге-нидов металлов // Молодой учёный. 2015. № 9. С. 56-60.
УДК 621.793.1
К ВОПРОСУ О МОДЕЛИРОВАНИИ ОСАЖДЕНИЯ ВАКУУМНО-ПЛАЗМЕННОГО ПОКРЫТИЯ
НА ПОВЕРХНОСТЬ ДЕТАЛЕЙ
ON THE ISSUE OF SIMULATING THE DEPOSITION OF THE VACUUM-PLASMA COATING ON THE SURFACE OF PARTS
А. В. Олейник, А. М. Смыслов
Уфимский государственный авиационный технический университет, г. Уфа, Россия
A. V. Oleinik, A. M. Smyslov
Ufa state aviation technical university, Ufa, Russia
Аннотация. Нанесение вакуумного ионно-плазменного покрытия является одним из перспективных методов модификации поверхности. Использование методов компьютерного моделирования и численных расчетов на основе существующих теорий позволяет значительно сократить время отработки технологии. Это очень актуально при отработке технологического процесса для деталей двигателя нового поколения ввиду их дороговизны. В статье рассмотрен подход к моделированию процесса нанесения вакуумного ионно-плазменного покрытия при помощи программного комплекса ANSYS. Отличие расч^ных результатов от фактических составило 15%.
Ключевые слова: вакуумная ионно-плазменная обработка, численное моделирование, защитное покрытие
DOI: 10.25206/2310-9793-7-1-216-221
I. ВВЕДЕНИЕ
Вакуумные ионно-плазменные покрытия, осажденные на поверхность деталей машин, оказывают благоприятное влияние на их эксплуатационные свойства - сопротивление коррозионному и эрозионному разрушению, фреттинг-стойкости, износу и усталости [1]. При этом обеспечение равномерности толщины покрытия по поверхности детали, имеющей сложный профиль - лопатки компрессора, является актуальной задачей современного двигателестроения.
Как показывает практика, равномерность толщины вакуумно-плазменного покрытия достигается экспериментальным путем, требующим значительных временных и материальных ресурсов. В связи с этим использование методов компьютерного моделирования и численных расчетов на основе существующих теорий позволяет значительно сократить время получения искомого результата.
В настоящее время созданы многочисленные расчетные модели эрозии катодных пятен, в том числе расчет тепловых параметров [2], перемещения [3, 4] или разлета частиц [2, 5], концентрации плазмы в объеме вакуумной камеры [6, 7], осаждения и роста покрытий [7, 8, 9, 10]. Однако модели и расчетные программы, подробно описывающие каждый из процессов, имеют скорее научный, чем прикладной характер.
II. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ
В данной работе рассмотрен подход к моделированию процесса осаждения вакуумно-плазменного покрытия Ti-TiN в целях последующего расчета распределения толщины по поверхности подложки в условиях реального технологического времени. Экспериментальные образцы располагались в приемном устройстве вакуумной камеры установки КСРГТ-2 вдоль оси протяженного электро-дугового источника плазмы.
По завершении процесса осаждения покрытия на образцах контролировалась его толщина с использованием микроскопа "Nikon" МА-100 на сферическом шлифе приготовленным на приборе "Calotest", которая сопоставлялась с дальнейшими расчетными значениями.
III. ТЕОРИЯ
В расчетах толщины покрытия и его распределения по поверхности подложки приняты следующие условия: во-первых, распыленные частицы материала катода движутся по прямолинейным траекториям, не взаимодействуя с частицами окружающей среды. Во-вторых, частицы конденсируются непосредственно в точке соударения с поверхностью подложки. В-третьих, каждая точка катода равновероятно является источником частиц. В-четвертых, угловое распределение плотности потока ионов от катода нелинейно.
Первое утверждение можно считать справедливым, так как в условиях глубокого вакуума (порядка 10-3 Па) длина свободного пробега частицы сопоставима с габаритными размерами камеры, а слабые магнитные поля не искажают траекторию ионов [11]. Второе положение означает, что не учитывается диффузное перемещение частиц по поверхности подложки. Данное перемещение составляет не более нескольких микрон [12], что несопоставимо с размерами рассматриваемых изделий (десятки миллиметров), а значит, им можно пренебречь.
Общеизвестно, что источниками частиц являются быстро перемещающиеся по поверхности катода катодные пятна, размеры которых находятся в пределах 10-2-10-4 см. Однако, учитывая временные масштабы расчета и то, что скорость пятен может достигать сотен метров в секунду, обоснованно рассматривать любую точку поверхности катода как равновероятный источник ионов. Последнее утверждение связано с полученными экспериментальными данными по плотности ионного тока вокруг катода ¿(¿Г), которыми нельзя пренебречь [13].
Для расчета толщины наносимого покрытия необходимы следующие входные данные.
1. Массовый расход с поверхности катода -7).
2. Радиальное распределение плотности потока частиц вокруг катода (iß). см"2с_1).
3. Вероятность осаждения частиц на поверхность изделия (Я).
Значение первого параметра можно получить на основе данных об удельной эрозии катодов. Удельной ионной эрозией Г , параметром равным отношению произведения атомной массы материала катода Mj на число ионов Nj к количеству перенесенного вакуумным дуговым разрядом электрического заряда q [13, 14]:
По данным литературных источников [13, 14, 15, 16], для титанового катода коэффициент эрозии находится в пределах от 22,4 до 52 мкг/кл. Отсюда можно вычислить необходимый параметр для моделирования, определяющий количество частиц - расход массы катода.
^ = г : = --:-■ - (2)
Следующим необходимым параметром является угловое распределение плотности потока плазмы 1 как функция от угла между нормалью к поверхности катода и направлением потока (рис. 1)
90 _75
Рис. 1. Зависимость плотности потока плазмы титанового катода от угла между нормалью к поверхности катода и направлением потока
При разработке модели для расчета толщины наносимого покрытия использованы относительные величины потока. В соответствии с этим экспериментальная зависимость представлена в виде косинусоидаль-ного закона Ламберта-Кнудсена [17]:
jgCgj
= COS(fi)>
(3)
где М - масса вещества, испаряемая в направлении ф, М0- общая масса испаренного вещества.
Рис. 2. Схема распределения испаренного материала катода
На основе вышеуказанных данных рассчитаны траектории частиц, полагая, что они движутся диффузно в направлении подложки. В случае касания частицей стенок камеры дальнейший ее расчет не имеет смысла, так как она исчезает. Если частица касается подложки, необходимо однозначно определить, осадится ли она на поверхность. Для этого используется функция вероятности прилипания в зависимости от угла падения частицы График данной функции получен экспериментально в работе [18] и представлен на рис. 3.
Рис. 3. Вероятность прилипания частиц в функции угла падения относительно нормали к поверхности
Данная экспериментальная зависимость сведена к гармонической функции [8].
R =R{0) (4)
где B, R(0) и В- константы, ф- угол падения частицы относительно нормали.
В этом случае R(0)= 0, В= 1, B= 1, область определения ф от 0 до 30 градусов.
Таким образом, рассмотренные параметры полностью определяют количество частиц, их начальную скорость и направление, а также граничные условия при соударении с подложкой или стенками камеры.
Зная количество частиц, осадившихся на единицу поверхности, в дальнейшем получено распределение толщины покрытия по поверхности подложки при помощи инструментов в компьютерной программе ANSYS FLUENT.
ANSYS FLUENT - модуль компьютерной программы ANSYS. Он является одним из самых мощных инструментов вычислительной гидродинамики и подходит для создания моделей, описывающих течения, турбулентности, теплоперенос химические реакции и др. [19].
В ANSYS FLUENT поток жидкости моделируется методом конечного объема на основе законов сохранения массы и импульса, как f(p,»). где р - давление жидкости, v - скорость потока жидкости [20]:
(5)
где р - плотность вещества, Sm - источник массы, добавляемый к жидкостной фазе, г - тензор напряжения, РЗ ~ гравитационная сила, F - сторонняя сила, обусловленная взаимодействием с дисперсной фазой.
Создание расчетной модели состоит из следующих этапов [21]: построение геометрии расчетной модели, затем следует создание расчетной сетки. После этого определяются начальные и граничные условия, после чего следует расчет и просмотр его результатов с помощью постпроцессора.
В качестве объекта исследования выбран цилиндрический образец диаметром 25 мм и толщиной 4 мм. Образец построен при помощи инструмента Design Modeller.
Одним из важных условий поставленной задачи расчета роста осажденного покрытия является вращение образца. Для этого расчетная область разделена на два интерфейса в целях создания зон скользящей сетки, в которой есть неподвижный и вращающийся интерфейсы. После чего построена сетка при помощи стандартного инструмента ANSYS. Как известно, сетка должна быть мельче в интересующих зонах, а также в местах, где ожидаются значительные перепады расчетных значений, в зонах же где не ожидаются значительные изменения расчетных параметров, сетка может быть крупнее [21]. Исходя из этого, выбран стандартный размер сетки 0,5 мм с трехкратным уменьшением размера у источника частиц и на границах образца. На рис. 4 показана геометрическая модель с построенной сеткой.
2 + =
Источник частиц
Образец
Рис. 4. Геометрическая модель с построенной сеткой
Граничные условия задавались в модуле FLUENT. Для создания источника частиц использована модель Discrete phase. Расчет дискретной фазы ведется по модели Лагранжа, как часть подхода Лагранжа-Эйлера [19]:
(7),
где Иц - скорость частицы, aL - сила сопротивления жидкости, а2- гравитационная составляющая, tig - прочие составляющие. Разлет частиц осуществляется по формуле (3). Количество частиц определяется массовым расходом, определенным по формуле (2). В случае рассматриваемой модели роста осаждаемого ионно-плазменного покрытия основной фазой является глубокий вакуум, порядка 10-3 Па, а дискретной фазой - осаждаемые частицы покрытия.
Расчет роста осаждаемого покрытия осуществлен при помощи модели Eulerian Wall Film, основанной на работах Стантона и О'Рурка. Расчет производится по формуле [3]:
(8),
где р1 - плотность осаждающейся фазы, Ь - высота слоя, V, - оператор градиента по поверхности, Ц - средняя скорость пленки, - изменение массы вследствие осаждения частиц [22]. Данный процесс схематично показан на рис. 5.
Рис. 5. Схема осаждения частиц и роста покрытия
Расчет производился с помощью решателя типа Pressure Based. Он позволил получить адекватные результаты в интервале входных данных [22]. Из результатов следует, что покрытие равномерно. Толщина осаждаемого покрытия находится в пределах 11,2-15,9 мкм.
Полученное расчетное значение толщины покрытия сравнилось с экспериментальным на образцах-свидетелях. Установлено, что отличие экспериментальных значений от расчетных составляет 15%.
Вывод:
Разработана методика, которая позволяет моделировать процесс осаждения вакуумных ионно-плазменных покрытий на поверхность изделий. Данный подход позволяет получить удовлетворительное совпадение, в том числе при осаждении покрытия на сложно профильные лопатки компрессора газотурбинного двигателя.
Список использованной литературы
1. Смыслов А. М., Смыслова М. К., Дубин А. И. К вопросу о релаксационной стойкости лопаток компрессора из титановых сплавов // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета. 2011. Вып. 3. С. 22l-231.
2. Лисенков А. А., Барченко В. Т., Гончаров В. Д., Жеухин А. С. Вакуумно-дуговой разряд на интегрально холодном катоде // Плазменная эмиссионная электроника: материалы II междунар. Крейнделевский семинар, 23-30 июня 2009 г., Республика Бурятия, г. Улан-Удэ. 2009. С. 1-l.
3. Кириллов Д. В. Исследование процессов эрозии катода и тепломассообмена между микрокаплями и плазмой вакуумно-дугового разряда: дисс. ... канд. техн. наук. Москва, 201l. 16 с.
4. Ivanou I. The numerical simulation of a cathode spot motion in a tangential magnetic field // Mater. of Conf. Plasma Physics and Plasma Technology, Minsk, Sept. 2018. Minsk: Kovcheg. P. 65-6l.
5. Шмелев Д. Р. Моделирование физических процессов и расчет параметров плазмы при вакуумно-дуговом разряде: дисс. ... канд. техн. наук. Екатеринбург, 1999. 111 с.
6. Лондер Я. И., Ульянов К. Н. Численное моделирование анодной области сильноточного вакуумно-дугового разряда и критерий Бома // Теплофизика высоких температур. 2014. Т. 52, № 6. С. 815-824.
I. Лондер Я. И., Ульянов К. Н. Двумерная кинетическая модель короткого сильноточного вакуумно-дугового разряда // Теплофизика высоких температур. 2011. Т. 49, № 3. С. 323-332.
8. Панькин Н. А. Влияние условий конденсации ионно-плазменного потока на структуру и свойства покрытий нитрида титана: дисс. ... канд. техн. наук. Саранск, 2008. 118 с.
9. Артеменко Н. И. Симонов В. Н. Математическое моделирование процесса осаждения титана на установке ионно-плазменного напыления МАП-3 // Труды ВИАМ. 201l. № 6 (54). С. 22-32.
10. Кунченко Ю. В., Кунченко В. В Модель формирования слоистой структуры покрытий, получаемых методом вакуумно-дугового осаждения // ФИП PSE. 2005. Т. 3. С. 3-4.
II. Костржицкий А. И., Карпов В. Ф., Кабанченко М. П. Справочник оператора установок по нанесению покрытий в вакууме. М.: Машиностроение, 1991. 1l6 с.
12. Степанов И. Б. Оборудование и методы импульсно-периодической ионной и плазменной обработки материалов: дисс. ... д-ра техн. наук. Томск, 2016. 192 с.
13. Anders A. Cathodic arcs // Springer Science^Business Media, LLC, 2008. 555 с.
14. Андерс А., Окс Е. М., Юшков Г. Ю., Савкин К. П.,. Браун Я., Николаев А. Г. Определение удельной ионной эрозии катода вакуумной дуги на основе измерения полного ионного тока из разрядной плазмы // Журнал технической физики. 2006. Т. l6, вып. 10. С. 5l-61.
15. Крысина О. В. Генерация газометаллической плазмы в дуговых разрядах низкого давления для синтеза многокомпонентных нанокристаллических функциональных покрытий: дисс. ... канд. техн. наук. Томск, 2016. 192 с.
16. Андреев А. А., Саблев Л. П., Григорьев С. Н. Вакуумно-дуговые покрытия. Харьков: ННЦ ХФТИ, 2010. 318 с.
17. Духопельников Д. В., Кириллов Д. В. Влияние выработки катода дугового испарителя на равномерность толщины покрытия и угловое распределение продуктов эрозии // Наука и Образование. Научное издание МГТУ имени Н.Э. Баумана. 2014. № 4. С 1-9.
18. Aksenov I. I., Aksyonov D. S Physical aspects of vacuum-arc coating deposition // East Eur. J. Phys. 2014. Vol. 1, no. 3. С. 22-39.
19. ANSYS Fluent tutorial guide. 2018. 884 с.
20. Versteeg H. K., Malalasekera W. An introduction to computational fluid dynamics. The finite volume method // Longman Scientific and Technical, England, 1995. 533 с.
21. Tu J., Yeoh G. H., Liu C. Computational Fluid Dynamics. A practical Approach // ELSEVIER, 2013. 441 с.
22. Батурин О. В., Батурин Н. В., Матвеев В. Н. Расчет течений жидкостей и газов с помощью универсального программного комплекса FLUENT: учеб. пособие. Самара: изд-во Самарского государственного аэрокосмического университета, 2009. 151 с.
УДК 621.793
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА V1-xFex O2 И FeV2O6 PHYSICO-CHEMICAL PROPERTIES OF V1-XFeX O2O2 AND FeV2O6
Н. А. Семенюк1, Ю. В. Кузнецова2, Вад. И. Суриков1, Вал. И. Суриков1, Н. А. Прокудина1, С. В. Янчий1
'Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия 2Сургутский государственный университет, г. Сургут, Россия
N. A. Semenyuk1, Y. V. Kuznetsova2, Vad. I. Surikov1, Val. I. Surikov1, N. A. Prokudina1 , S. V. Yanchij1
'Omsk State Technical University, Omsk, Russia 2Surgut State University, Surgut, Russia
Аннотация. В статье представлены результаты исследования теплоемкости материалов V1-XFeXO2, определены температуры фазовых превращений в полупроводниковой фазе. Представлена диаграмма фазовых переходов системы V1-XFeXO2. Определены значения изменения энтропии фазовых превращений для материалов V1-XFeXO2. Установлено, что значения изменения энтропии фазового перехода металл-полупроводник с повышением концентрации железа уменьшаются. Для соединения FeV2O6 представлены результаты дифференциального термического анализа, температурных зависимостей удельного электросопротивления, магнитной восприимчивости, коэффициента термо-э.д.с. Установлено, что в интервале температур от 100 К до 400 К соединение FeV2O6 является полупроводником.
Ключевые слова: диаграмма фазовых переходов, твердые растворы на основе диоксида ванадия, дериватограмма, электросопротивление, магнитная восприимчивость, термо-э.д.с.
DOI: 10.25206/2310-9793-7-1-221-227
I. Введение
Согласно изотермическому разрезу диаграммы состояния тройной системы Fe-V-O с увеличением содержания железа возможно образование твердых растворов Vl-xFexO2 и химического соединения FeV2O6 [1]. Последнее широко применяется в химической промышленности в качестве катализатора и в качестве присадки в порошковой металлургии [2]. Твердые растворы V1-XFeXO2 обладают фазовым переходом металл - полупроводник (ФПМП) при температуре ~ 340 К [3, 4] и используются в качестве термореле, терморезисторов, датчиков температуры. Рентгеноструктурные, электрические, магнитные свойства твердых растворов V1-XFeXO2 подробно изучены в работах [4, 5]. Для соединения FeV2O6 имеющиеся в литературе сведения в основном характеризуют условия синтеза и его структуру и отчасти его физические свойства [6]. Однако в литературе практически отсутствуют сведения о теплофизических свойствах и наличии фазовых переходах в полупроводниковой фазе твердых растворов V1-XFeXO2, а также недостаточно изучены физико-химические свойства соединения FeV2O6 в широком интервале температур.
II. Постановка задачи
Основной задачей данной работы является для твердых растворов V1-XFeXO2 исследование теплофизиче-ских свойств в области ФПМП, а также в полупроводниковом состоянии; для соединения FeV2O6 исследование физико-химических свойств.
