CC BY
59
В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ
2000 р.
Вип.№10
ЗВАРЮВАЛЬНЕ ВИРОБНИЦТВО
УДК 621.791.672.61
Роянов В.А.1, Серенко А.Н.2, Захаров C.B.3
ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ ПРОЧНОСТИ СЦЕПЛЕНИЯ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ
ПОКРЫТИЙ
Проведен анализ металлургических, физических и терлю-механических процессов, способствующих повышению прочности сцепления газотермических покрытий с основой. Получены зависимости для расчета остаточных напряжений в покрытии и напыляемой детали.
Технология газотермического нанесения покрытий на различные изделия имеет широкие возможности по сравнению с известными методами нанесения металлопокрытий [1-4]. Напыление позволяет получать покрытия практически с любыми свойствами - антикоррозионными, износостойкими, теплоустойчивыми, декоративными и т.д.
Вместе с тем, сдерживающим фактором применения газотермического напыления является их низкая прочность сцепления с основой, зависящая от физико-химических процессов образования соединения и покрытия, механизм которых в настоящее время изучен не полностью.
Одной из наиболее важных характеристик покрытий является прочность сцепления. Практика эксплуатации напыленных деталей и изделий показывает, что основной причиной разрушения покрытий является недостаточная связь между материалами покрытия и основы [3-6]. Известно, что реальная величина прочности сцепления покрытия с основой отличается от теоретической на несколько порядков [7]. Столь значительное отличие теоретической и экспериментальной прочности сцепления можно объяснить, по крайней мере, двумя причинами: невозможностью образования в полной мере адгезионных и когезионных связей между атомами покрытия и основы из-за физико-химических особенностей взаимодействия двух соприкасающихся поверхностей и остаточными напряжениями, действующими с наибольшей интенсивностью на границе раздела.
В настоящее время практически не изучены вопросы повышения прочности сцепления покрытия с основой за счет управления химическим составом и свойствами оксидной фазы покрытия. Возможности реализации выдвинутой предпосылки установлены при анализе механизма сцепления шлаковой корки при дуговой сварке под флюсами.
Существует мнение [8], что причиной плохой отделимости шлаковой корки от металла шва является сцепление, обусловленное тем, что шлак вступает с металлом шва (наплавки) в физико-химическое взаимодействие, вследствие чего образуется промежуточный слой с кристаллической решеткой, способствующий эпитаксальному срастанию шлака с поверхностью металла сварного шва или наплавленного металла.
В работе [8] механизм прочного сцепления шлаковой корки с металлом шва объясняется наличием промежуточной окисной пленки железа. Окисная пленка состоит из вюстита FeO, достраивает кубическую решетку Fea и прочно сцепляется с металлом шва. Кристаллизующаяся в шлаке шпинель - МеО х Ме203 (в частности FeO х А1203, ТЮ2 х Cr2ü3, TiO х W2Os, MnU х
' ПГТУ, д-р техн. наук, проф., акад. АВШ Украины.
2111 ТУ, канд.техн. наук, проф.
3 ОАО МК "Азовсталь", инж.
СгзОз) достраивают кубическую решетку вюстита, благодаря чему он сцепляется со шлаком, (рис.1).
Таким образом, необходимым условием прочного сцепления шлака с металлом являются наличие на поверхности шва окисной пленки и в шлаке окислов элементов, которые способствуют образованию шпинелей. Создание подобных условий возможно и при электродуговой металлизации. Оксидная пленка на поверхности металла после механической обработки образуется по истечению даже небольшого промежутка времени [9]. В процессе распыления электродного металла происходит активное окисление элементов, входящих в его состав, что приводит к образованию значительной массы окислов, которые могут контактировать как с металлической частью основы непосредственно, так и с остатками окисной пленки на поверхности основы [9]. Регулируя состав электродов (что позволяет порошковая проволока), можно обеспечить состав (комплекс) оксидов, образующих шпинели, активно сцепляющиеся с металлической поверхностью основы и достраивающих окисную пленку.
В ряде работ изучалось влияние различных элементов на сцепляемость шлаковой корки. В работе [10] отмечено, что отделимость шлаковой корки ухудшается с повышением содержания титана в ленте, что объясняется возникновением на гетерогенной границе металл-шлак промежуточного слоя, создающего эпитаксиальный рост или текстурирование шлака. Прочность сцепления корки возрастает с уменьшением несоответствий между кристаллическими решетками Fea или вюстита (FeO) и окислами элементов, входящих в наплавочные материалы.
В работе [11] отмечается, что моноокись титана имеет кубическую кристаллическую решетку с параметром а = 4,235 Á (для сравнения Fea имеет а =2,86 А), вследствие чего возможен эпитаксиальный рост кристаллов TiO на поверхности а-железа. Отмечается, что параметры решетки шлака далеки от параметров решетки вюстита (FeO - 4,30 А) и магнетита (Fe304 - 8,39 А) сцепление отсутствует даже при наличии шпинелей типа MgO х А1Д. В работах [8,12,13] отмечается, что при сварке ванадиесодержащих сталей малоуглеродистой проволокой под флюсом АН-348 А у границы раздела ванадий находится в виде шпинели (Fe, Мп)0 х V,03, которая обнаружена в шлаке. Отделимость шлаковой корки плохая.
При сварке сталей легированных ванадием, титаном, хромом эпитаксиальный слой на поверхности шва образуется вследствие избирательного окисления Ti, V, Сг в результате образуются окислы или шпинели, имеющие кубическую форму с параметрами, близкими к Fea или магнетику FejCh. В работе [13] подтверждается, что с повышением содержания ниобия отделимость шлаковой корки )тсудшается.
Моноокись ниобия NbO имеет параметры решетки а = 4,24 А в результате возможно сращивание Fea с NbO в шлаковой корке шпинели типа (Сг, Mg, Мп) О х (Сг, Мп, А120з), что обеспечивает прочность сцепления шлака с наплавленным металлом. Авторы подчеркивают, чтобы ухудшилась отделимость шлаковой корки при сварке антикоррозионных (хромоникелевых сталей) нужно, чтобы в шлаке были окислы близки к структуре стали с матрицей Сг -Ni - Fe. Шпинели типа (Сг, Ti, Мп, Mg) О х (Сг, Ti, Мп, А1)20з затрудняют отделимость шлаковой корки.
Отделимость шлаковой корки ухудшается при содержании в ней в больших количествах оки-
Рис.1 - Схема сцепления шлаковой корки с металлом шва. 1 - шлаковая корка; 2 - промежуточная оксидная пленка; 3 - металл сварного шва.
5 1 2 6 3 4 7
Рис.2 - Влияние оксидов на сцепляемость покрытия: 1 - металлические частицы покрытия; 2 - оксиды в покрытии; 3- остатки оксидной пленки на поверхности подложки; 4 - участок взаимодействия оксидов покрытия и оксидов подложки; 5 - участок взаимодействия окислов покрытия с металлом подложки^ - участки взаимодействия оксидов покрытия с металлом и оксидами подложки; 7 - металл подложки.
слов V, Мо, Сг. Для улучшения отделимости вводили элементы с повышенным сродством к кислороду, а также редкоземельные металлы (цирконий).
На основании проведенного анализа литературы изучен механизм и условия, способствующие закреплению и прочному сцеплению окислов и комплексов окислов на металлической поверхности металла шва или наплавки (рис. 2).
Возможность действия рассмотренного механизма при дуговой металлизации порошковыми проволоками основывается на следующем:
1.При металлизации имеет место перегрев частиц за счет тепла дуги и экзотермических реакций, что должно обеспечить подплавление металла в зоне контакта [14]. Достигается высокая температура оксидной фазы за счет перегрева частиц и экзотермических реакций между компонентами шихты и порошковой проволоки, а также компонентами шихты и кислородом воздуха (алюминий, углерод, железо).
2. Различные пленки на поверхности подложки разрушаются за счет динамического удара частицы и высокой температуры металла.
3. Порошковая проволока дает возможность введения в состав шихты компонентов, обеспечивающих получение окислов или комплексов окислов с параметрами кристаллической решетки, близкими к параметрам решетки Реа или вюстита РеО.
Установлено [8, 10, 11, 12, 13, 15, 16], что повышению сцепляемости с металлической основой способствуют окислы таких элементов как: Тл, N1), Сг, V, образующие моноокиси ТЮ, №0 и окислы Сг20з и УгОз. Хорошую сцепляемость обеспечивают комплексы окислов СаО х 2РеО; МдО х А1г03; 2МдО х 2А1Д + 140,; СаР„ СаО х 2РеО; МпО х Рег03 и др., а также шпинели: (Сг, Тл, Мп, Мд) О х (Сг, Тл, Мп, А1)303; (Ре, Мп)0 х У203 и др. (см. таблицу). Низкую сцепляемость окислов и хорошую отделимость обеспечивают окислы таких элементов как Мп, А1, Са х (МпО, Б10„ А1303, СаО), а также комплексы окислов (Ре, Мп)0 х Сг203, МпО х РеД; РеТШ3; РеДШ5; (Сг, 11, Ре)г03 х 140,.
С учетом полученных данных производилась разработка составов порошковых проволок, которые обеспечивали получение в составе покрытия окислов и комплексов окислов, обеспечивающих повышенную сцепляемость с окислами основы. При этом учитывалась возможность протекания металлургических процессов при дуговой металлизации.
Введение в состав шихты порошковых проволок хрома, алюминия, марганца, железа и др. позволило повысить прочность сцепления покрытий при дуговой металлизации порошковыми проволоками в 1,5-2 раза по сравнению с проволоками сплошного сечения, широко используемыми для электродугового напыления, такими как 06Х18Н91, Св08А, Св08Г2С.
Как уже упоминалось выше вторым фактором, определяющим прочность сцепления покрытия с основой является поле остаточных напряжений, возникающее в результате термомеханических процессов в покрытии и основе. С учетом этого можно записать [7]
-(!)
где сгк ~ прочность соединения на границе раздела;
IV* - работа разделения двух поверхностей (работа адгезии) на единицу площади контакта;
п - показатель снижения граничных сил при увеличении расстояния;
г - дальность действия электромагнитного поля притяжения между разделяемыми поверхностями;
<7Р - остаточные напряжения на границе раздела.
Из (1) видно, что при некоторых значениях <тр величина сгк может быть нулевой, т.е. покрытие после нанесения отслоится от основы. Если этого не произойдет в момент нанесения покрытия, то впоследствии отслоение может произойти при первом нагружении, т.к. к напряжениям ар добавятся рабочие напряжения сг,.
1Т5
В случае работы напыленных деталей под действием циклических нагрузок (коленвалы, оси и др.) остаточные напряжения растяжения будут снижать усталостную прочность в соответствии с диаграммой Гудмана-Смита [17]
оа -ор , (2)
где (Та - предельная амплитуда цикла;
<Х1 - предел выносливости деталей без напыления;
у/а - коэффициент чувствительности металла к асимметрии цикла.
Таблица - Влияние окислов, комплексов и шпинелей на отделимость шлаковой корки
Химический состав окислов и шпинелей Параметр кристаллической решетки, А Характеристика отделимости
Fea 2.86 -
FeO 4,300 -
Fe304 8,39 -
NbO 4.24 Затрудняет отделимость
TÍO 4.235
MgO + A1203 8Д0 плохая
(Fe. Mn)0 + Cr_03 MnO + Fe203 8.36 8,52 хорошая
СО + 2FeO Mg + АЬОз 4,49 плохая
CaF3, CaO + 2FeO, MnO + F^Oa - отделимость плохая при сварке хромистих сталей
Шпинель (Cr,Ti,Mn, Mg)0 + (Ст. Ti. Mn. A1)203 - затруднительная отделимость шлаковой корки
Фазы FeTi03 Cr3Ti05,Fe2Tt03 - способствуют отличной отделимости шлака
2MgO + 2А120з + Si02 в комплексе со шпинелью (Cr, Mg. Mn) О + + (Сг, MN, А1)20з 8,08 -8,36 отделимость неудовлетворительная
Шлаковая система с проволокой Св-04Х20Н10Г2Б Si02 - А120з - MgO - CaF2 Si02- AI203-Ca0-CaF2 Si02 - A1203 - MgO (Cr03) Si02 - Ti02 - MgO - CaF2 Si02 - Ti02 - MgO - CaO - CaF2 - хорошая плохая плохая хорошая отличная плохая
Шлаковые системы с проволокой Св-07Х25Н13 Si02 - At203 - MgO - CaF2 Si02 - Al203 - CaO - CaF2 Si02 ~ А12Оэ - MgO - (Cr203) - хорошая плохая отличная
Шпинель (Cr, Mg,Ti)0+(Cr,Ti,Al )203 Шпинель (Fe,Mn)0 + V203 8,03 -8,27 обеспечивается прочная связь с металлом отделимость плохая
Анализируя формулу (2) можно заключить, что для достижения высокой работоспособности напыленных изделий необходимо уметь управлять остаточными напряжениями технологическими, конструктивными и специальными мерами.
Скачек напряжений на границе раздела <тр системы покрытие-деталь будет равен алгебраической сумме напряжений в покрытии сг„ и основы а0
а, =а„-а0. (3)
Формирование напряжений <т„ и <хи определяется свойствами материалов покрытия и основы, технологическими параметрами напыления, видом и жесткостью изделия и т.д.
Примем, что на бесконечную пластину толщиной Иг (рис. 3) наносится газотермическое покрытие толщиной И\. Считаем, что напряжения в слое и пластине начнут образовываться лишь с момента достижения остывающим металлом покрытия упругих свойств при температуре Гн и устанавливаются после полного остывания напыленной пластины до исходной температуры То. Связь между деформациями в металле и напряжениями можно записать в виде [17]
Рис.3 - К расчету остаточных напряжений в напыленной пластине
С™ =
=
1-И,
е2 1 —
-(е2* - оц72)
(4)
где
Еи Е2 - модуль упругости металла покрытия и основы;
/А, /лг - коэффициент Пуассона для покрытия и основы;
а\, а2 - средний коэффициент линейного термического расширения металла покрытия и основы в диапазоне Т — Тп:
Т\, Т г - средняя температура по толщине покрытия и пластины в момент восстановления упругих свойств металла покрытия.
Аналогичные уравнения можно записать для аи и аог.
Поскольку остаточные напряжения уравновешены, то сумма внутренних сил и сумма моментов этих сил относительно любой точки, принадлежащей сечению должны быть равны нулю. Тогда условия равновесия внутренних сил для полоски единичной толщины можно записать в виде уравнений
й, кг
¡е^Ф + = О
"1 "2 I - УМ> + ¡<г<*(у - У№> = О
(5)
где ус - расстояние до нейтральной плоскости, проходящей через приведенный центр тя-
жести сечения (точка С на рис. 1). Положение приведенного центра находится из условия
¡E{y)-ydF = О,
F
где Е(у) - модуль упругости материала в плоскости сечения на расстоянии у.
Применительно к биметаллической пластине величина ус может быть найдена по выражению [18]
_ +2ИЛ +И[ С 2(р/?: +/?,) ' 1> где ¡5 — Ег/Е\ - соотношение модулей упругости основы и покрытия.
Считая справедливой гипотезу плоских сечений, деформации любой точки сечения е, можно записать по формуле Коши
е, =еи+ке(у-л)> (8)
где - деформации нейтральной плоскости в направлении оси х;
Кс ~ кривизна нейтральной плоскости.
Подставляя (4) в (5) с учетом (7) и (8) после преобразований получим систему уравнений
=0 {
+ А,к -с, = 0|
(9)
из которой найдем неизвестные величины и кс:
c,bп -С-.ЪЛ а,е., -а^с,
-IX; Ке=_!-3-(10)
a^b2-a2b} aYh2~a^
В этих формулах:
а, - E'fa -h2)+ Е\К; с, = E[aJ](h -h2)+ Е'2а2T2h2;
А, =£;[о,5(Л12- h2)\+Elfah; -yh2l а2 - А,
b2 = 0,33 е;\и,33- \{h2-ycJ-y>\
сг = E;aj{o.5{h; - ус{К -¿2)]+ iCa J^hl - >;/г2);
£•* _ . Г* _ Jh_
L i — , i —
1 - Mi ' 1 - /ft
Определив £cx и к^ по формулам (10). можно рассчитать напряжения и деформации по (4
и 8) в любой точке сечения напыленной пластины. Следует, однако, заметить, что изложенная методика расчета напряженно-деформационного состояния напыленных плоских деталей основана на ряде допущений, упрощающих вывод аналитических зависимостей. Так не учитывается возможность получения покрытия за несколько проходов, что приводит к неизбежному осреднению напряжений в покрытии, .считается, что в напыленном слое отсутствуют упруго-пластические деформации и явление ползучести и др. В связи с этим расчетные остаточные напряжения могут быть несколько завышенными по сравнению с реальными.
Тем не менее, полученные зависимости будут полезны при разработке различных вариантов напыления с целью обеспечения минимального уровня остаточных напряжений и, следовательно, получения изделий с высокой работоспособностью.
На рисунке 4 приведены результаты расчетного и экспериментально - расчетного (по методике [18]) определения остаточных напряжений в покрытии и в стержне при следующих параметрах, подложка - призматический стержень сечением 10x20 мм из стали Ст.З; напыленный слой - проволока 06X19Н9Т диметром 1,6 мм; режим электродугового напыления -1СЪ = 180 A, Uц - 30 В. Кн := 12,3 мм/с, дистанция напыления - L = 300 мм; число проходов - 6; общая толщина покрытия - 1,3 мм.
1ТВ
У • MM
г\ MM 1.5 1
0 5
Л —
1 t
1 \ \
\
MS
—
1 \
1
\
31 и 1> II* 11>
7..i IU 12.j О, кГ мм'
-10 -5 0 5 10 о, кГлш' а 5
Рис.4 - Распределение остаточных напряжений в покрытии (а) и в стержне (б): — расчетно-экспериментальные кривые; — расчетные кривые
Как видно из рисунка, расчетные и экспериментальные поля остаточных напряжений достаточно хорошо (в интегральном смысле) согласуются, что указывает на допустимость принятых упрощений в расчетной модели.
Выводы
¡.Обоснована и подтверждена экспериментально возможность повышения прочности сцепления покрытия с подложкой за счет повышения химической активности его оксидной фазы и регулирования поля остаточных нпряжений.
2. Предложены компоненты шихты порошковых проволок для получения покрытий, обеспечивающих заданный химический состав и прочность сцепления в 1,5-2 раза выше, чем при использовании проволок сплошного сечения.
3. Получены расчетные зависимости, позволяющие определять поле остаточных напряжений в напыленной детали. Экспериментально подтверждено наличие в переходной зоне скачка напряжений, величина которого может регулироваться технологическими параметрами процесса напыления.
Перечень ссылок
1. Патон Б. Е. Проблемы сварки на рубеже веков // Сб. тр. международ, конф. «Сварка и родственные технологии - в XXI век». - К.: ИЭС им. Е. О. Патона, 1998. - С.5-12.
2. Борисов Ю. С. и др. Газотермическое покрытие из порошковых материалов: Справочник. -К.: Наук, думка, 1987. - 544 с.
3. Петров СВ., Карп ИМ. Плазменное газо-воздушное напыление. - К.: Наук, думка, 1993.-495 с.
4. Куприянов И. Л., Геллер М. А. Газотермические покрытия с повышенной прочностью сцепления. - Мн.: Навука i тзхшка, 1990. - 176 с.
5. Кудинов В. В., Иванов В. М. Нанесение плазмой тугоплавких покрытий. - М.: Машиностроение, 1981 - 192 с.
6. Хасуи А., Маричаки О. Наплавка и напыление / Под. ред. B.C. Степанина, Н.Г. Шестеркина. - М.: Машиностроение, 1985. - 240 с.
7. Аппен А. А. Температуроустойчивые неорганические покрытия. - Л.: Химия, 1976. - 295 с.
8. Рабкин Д.М., Готалъский Ю.Н. Об отделимости шлаковой корки при автоматической сварке под флюсом//Автоматическая сварка.- 1950.-№3,- С. 12-14.
9. Кочергин К А. Сварка давлением. - М: Машиностроение. 1972 - 215 с.
10. Походня И.К, Явдошин И.Р., Карманов В.И., Войтович В.Г. Механизм сцепления шлаковой корки с поверхностью шва//Автоматическая сварка.- 1974,- №5,- С.5-10.
11. Готалъский Ю.Н., Стретович АД. Способ улучшения отделимости шлаковой корки при газоэлектрической сварке аустенитных сталей//Сварочное производство-1975 - №9 - С.22-23.
12. Готалъский Ю.Н. и др. Автоматическая сварка валов электродвигателей из разнородных сталей//Автоматическая сварка.-1966.-№8,- С.31-33.
13. Готалъский Ю.Н., Стретович АД. О шлаковых включениях в многослойном шве при сварке в защитных газах аустенитной проволокой/УАвтоматическая сварка. - 1971.-№12,-С.11-14.
14. Рыкалин И.Н., Шоршоров М.Х., Кудинов В.В. Образование прочного сцепления при напылении порошком и металлизации//Получение покрытий высокотемпературным распылением. -М.: Атомиздат, 1973.-С.140-165.
15. Гринберг И.А., Рогова Е.М. Факторы, влияющие на отделимость шлаковой корки от шваУ/Сварочное производство.-1960.-№11- С.22-24.
16. Бобриков Ю.В., Потапов И.Н., Ершов АЛ., Волобуев Ю.С. Улучшение отделимости шлаковой корки при наплавке ленточным электродом/У Автоматическая сварка. - 1983 - №5.-С.43-45.
17. Прочность, устойчивость, колебания. Справочник в трех томах. Том 1. / Под. ред. И. А. Биргера, Я. Г. Пановко. - М.: Машиностроение, 1968. - 832 с.
18. Серенко А. К, Захаров С. В. Определение остаточных напряжений в покрытиях при различных модулях упругости стержня и покрытия // Вестник Приазов. гос. техн. ун-та.: Сб. науч. тр. - Мариуполь, 1998 - Вып. 3. - С. 170-174.
Роянов Вячеслав Александрович. Д-р техн. наук, проф., акад. АВШ Украины, заведующий кафедрой оборудования и технологии сварочного производства, заместитель ректора Приазовского государственного технического университета, окончил Ждановский металлургический институт в 1963 году. Основные направления научных исследований -совершенствование материалов и процессов нанесения газотермических покрытий; изучение закономерностей кинетического структурообразования в околошовной зоне при сварке и наплавке. Серенко Александр Никитич. Канд. техн. наук, проф. кафедры «Оборудование и технология сварочного производства», окончил Алтайский политехнический институт в 1959 г. Основные направления научных исследований - совершенствование принципов оценки работоспособности сварных соединений и конструкций; оценка напряженного состояния сварных соединений и деталей с покрытиями; изучение процессов при сварке с программированием режима. Захаров Сергей Валерьевич. Аспирант кафедры оборудования и технологии сварочного производства, старший мастер ОАО МК "Азовсталь", окончил Приазовский государственный технический университет в 1997 году. Основное направление научных исследований - изучение свойств переходных зон при газотермическом напылении.
