CC BY
72
Л И Т Е Р А Т У Р А
1. Christman, T. An Experimental and Numerical Study of Deformation in Metal-Ceramic Composite / T. Christman, A. Needlemani, S. Suresh // Acta Metall. - 1989. - No 37. -Р. 3029-3050.
2. Паркус, Г. Неустановившиеся температурные напряжения / Г. Паркус. - М.: Физматгиз, 1963. - 252 с.
3. Прусов, А. И. Термоупругие анизотропные пластинки / А. И. Прусов. - Минск: Изд-во БГУ, 1978. -200 с.
4. Подстригач, Я. С. Термоупругость тел неоднородной структуры / Я. С. Подстригач, В. А. Ломакин, Ю. М. Коляно. - М.: Наука, 1984. - 368 с.
5. Качанов, Л. М. Основы теории пластичности / Л. М. Качанов. - М.: Наука, 1969. - 420 с.
6. Agah-Tehrani, A. Thermal Residual Stresies in Parti-culate Metal-Matrix Composites: an Elastic - Analysis / A. Agah-Tehrani // Tapics in Plasticity, AMPress, preprinted in USA, 1994. - Р. 137-150.
7. Быковцев, Г. И. Теория пластичности / Г. И. Бы-ковцев, Д. Д. Ивлев. - Владивосток: Дальнаука, 1998. -483 с.
8. О возможности создания высоконапряженного ядерного реактора на низкообогащенном топливе / А. П. Ах-рамович [и др.] // Доклады НАН Беларуси. - 2012. - Т. 56, № 4. - С. 115-118.
R E F E R E N C E S
1. Christman, T., Needlemani, A., & Suresh, S. (1989) An Experimental and Numerical Study of Deformation in Metal-ceramic Composite. Acta Metall, 37, 3029-3050.
2. Parkus, G. (1963) Transient Thermal Stresses. Moscow: Fizmatgiz.
3. Prusov, A. I. (1978) Thermoelastic Anisotropic Plates. Minsk: BSU Publishing House.
4. Podstrigach, Ya S., Lomakin, V. A., & Kolia-no, Yu. M. (1984) Thermoelasticity of Bodies Having NonUniform Structure. Moscow: Nauka [Science].
5. Kachanov, L. M. (1969) Fundamentals of Plasticity Theory. Moscow: Nauka [Science].
6. Agah-Tehrani, A. (1994) Thermal Residual Stresies in Particulate Metal-Matrix Composites: an Elastic - Analysis. Tapics in Plasticity ^p. 137-150). USA: AMPress. (Original work published 1994).
7. Bykovtsev, G. I., & Ivlev, D. D. (1998) Plasticity Theory. Vladivostok: Dalnauka [Far East Science].
8. Akhramovich, A. P. (2012) On Possibility to Create High-Stress Nuclear Reactor with Low-Enriched Fuel. Dokla-dy Natsionalnoy akademii nauk Belarusi [Doklady of the National Academy of Sciences of Belarus], 56(4), 115-118.
Поступила 09.10.2013
УДК 621.891:621.793
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ЛАЗЕРНОЙ ОБРАБОТКИ И ИХ ВЛИЯНИЕ НА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПОКРЫТИЙ СИСТЕМЫ Fe-Cr-B-Si
Канд. техн. наук ДЬЯЧЕНКО О. В.
Белорусский национальный технический университет Е-mail: olg [email protected]
TECHNOLOG^AL MODES OF LASER PROCESSING AND THEIR INFLUENCE ON PHYSICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF Fe-Cr-B-Si COATINGS DIACHENKO O. V.
Belarusian National Technical University
Исследовано влияние режимов лазерной обработки газотермических покрытий из порошков на железной основе после оплавления с модифицирующими обмазками на их микротвердость и микроструктуру и пористость. Выявлены условия получения покрытий с наиболее равномерным распределением легирующих веществ. Изучены характеристики изменения пористости покрытия системы Fe-Cr-B-Si от скорости движения, диаметра и температуры пятна лазерного луча.
Ключевые слова: лазерная обработка, покрытие, легирование, пористость.
Ил. 4. Табл. 1. Библиогр.: 4 назв.
Наука итехника, № 2, 2014
The paper investigates an influence of laser processing modes pertaining to gas-thermal coatings of iron-based powders after melting with modifying coatings on their micro-hardness, microstructure and porosity. Conditions for obtaining of coatings with the most uniform distribution of alloying substances have been revealed in the paper. The paper considers characteristics of porosity changes in Fe-Cr-B-Si coatings due to speed of movement, diameter and temperature of a laser beam spot.
Keywords: laser processing, coating, alloying, porosity.
Fig. 4. Tab. 1. Ref.: 4 titles.
Введение. Надежность инструментов, используемых в пищевой промышленности, в значительной мере зависит от сопротивления материала рабочих поверхностей режущих инструментов ударным нагрузкам. Стойкость режущего инструмента, определяющая длительность и эффективность его эксплуатации, зависит в первую очередь от механических свойств рабочих поверхностей инструмента. Использование лазерного легирования для поверхностного упрочнения и восстановления изношенных рабочих поверхностей режущих инструментов с применением лазерного излучения является перспективным направлением в развитии современных технологий.
Сплавы системы Бе-Сг-Б-81 обладают высокой структурной чувствительностью к энергетическому воздействию и легирующим добавкам [1]. Лазерное модифицирование позволяет точно дозировать подвод энергии и легирующих веществ, а характер получаемой структуры определяет качество упрочненного слоя. Кроме того, такие сплавы имеют высокую износостойкость вследствие композиционной структуры.
Лазерное легирование неметаллическими компонентами - углеродом, азотом, бором -получило наибольшее распространение при использовании способа с нанесением на поверхность обмазок или паст и последующим оплавлением поверхности непрерывным лазером. К технологическим параметрам лазерного легирования следует отнести параметры лазерной обработки и толщину слоя пасты [1, 2].
Целью исследований автора являлось изучение влияния параметров лазерной обработки и дополнительного легирования на формирование структуры, микротвердость и кинетику уплотнения покрытия системы Бе-Сг-Б-81.
Методика экспериментальных исследований. Исследование проводили на образцах 0 50 мм из стали 40Х. В качестве материала для напыления использовали самофлюсующий-
ся сплав из порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф, который наносили на подготовленную поверхность методом плазменного напыления с использованием установки плазменного напыления УПУ-3Д с источником питания ИПН-160/600 и плазмотроном III1-25 при режимах: I = 250 А; и = 80 Б; р = 6 атм. Толщина слоя составляла 0,6 мм.
Оплавление осуществляли с помощью непрерывного лазера ЛГН-702 мощностью N = 800 Вт при диаметре лазерного луча й =1,0 • 10-3 м, со скоростями перемещения: VI = 0,83 • 10-3 м/с; У2 = 1,67 • 10-3 м/с; Уз = = 3,33 • 10-3 м/с; у4 = 5 • 10-3 м/с, с коэффициентом перекрытия 0,8 с целью получения единого фазового состава и заданных свойств по всей толщине покрытия. Для второй серии экспериментов варьировали также диаметр лазерного луча от й = 1,0 • 10-3 м до й = 5,0 • 10-3 м при скорости перемещения V = 1,7 • 10-3 м/с. Начальная пористость (пористость плазменного покрытия без оплавления) 40 %.
Анализ результатов. В результате воздействия лазерного излучения на поверхность покрытий, напыленных плазмой и легированных обмазками ТаВ, МоВ и В4С, в зоне расплава протекали процессы образования высокодисперсных боридных фаз, способствующие существенному повышению твердости поверхности.
В процессе лазерного легирования происходило расплавление обмазки и части материала подложки. После затвердевания формировалась зона упрочнения, состоящая из зон затвердевшего металла и термического влияния, представляющих собой область закаленного металла. Таким образом образовалась упрочненная зона, глубина и свойства которой зависят от параметров воздействия.
Исследовали влияние скорости движения детали относительно луча лазера на микроструктуру, микротвердость и пористость плазменных покрытий (рис. 1).
Наука иТ ехника, № 2, 2014
Рис. 1. Микроструктура покрытий, полученных оплавлением плазменных покрытий из порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф, без легирования при различных скоростях луча лазера: а - v1 = 0,83 • 10-3 м/с (х400); б - v2 = 1,67 • 10-3 м/с (х400);
в - V4 = 3,33 • 10-3 м/с (х400); г - v5 = 5 • 10-3 м/с (х400)
Получаемые покрытия обладали в основном литой структурой с осями дендритов первого, второго и третьего порядков. С увеличением времени нахождения в расплаве структура укрупнялась. Повышение скорости движения лазерного луча уменьшило время кристаллизации покрытий, карбидоборидную фазу выделили в виде квазиэвтектики.
Варьировали скорости движения лазерного луча при легировании покрытия B4C, что привело к изменениям структуры: при V] наблюдали литую равновесную структуру, при V2 -дендритную структуру. С повышением скорости до v3 получили пересыщенную боридную и карбидоборидную структуру, которая при v4 измельчилась. Такую же тенденцию изменения структуры наблюдали у покрытий без обмазок, а также легированных ТаВ, МоВ.
Анализ графиков изменения микротвердости при варьировании скорости перемещения лазерного луча (рис. 2) показал следующие зависимости. Для покрытий, легированных МоВ, с увеличением скорости движения лазерного луча росла микротвердость и достигала максимума при v4 = 10,30 ГПа. При этом она ко-
Наука иТ ехника, № 2, 2014
лебалась от 5,72 до 10,30 ГПа. Большой разброс микротвердости говорит о гетерогенности структуры. С увеличением скорости движения лазерного луча до v3 распределение микротвердости было более равномерным и составляло 6,10-8,51 ГПа. Мелкие дендриты насквозь пронизывали всю поверхность покрытия, что свидетельствует о повышении износостойкости.
В покрытиях, легированных ТаВ, тенденция изменения микротвердости сохранялась и достигала своего максимума - 17,2 ГПа при v4. В то же время при данной скорости отмечался сильный разброс микротвердости - 7,15-12,72 ГПа. Это говорит о неравномерности распределения легирующих элементов по площади покрытия. При скорости v3 наблюдалась дендритная структура с более равномерным распределением микротвердости - 6,6-7,2 ГПа.
Для покрытий, легированных В4С, наибольшая микротвердость (14,26 ГПа) достигалась на скорости v1 и колебалась от 9,74 до 14,26 ГПа. При данной скорости карбиды имели форму игл, пронизывающих все покрытие.
б
а
в
г
- vi = 0,83 ■ 10-3 м/с
- V2 = 1,67 ■ 10-3 м/с
- V3 = 3,33 ■ 10-3 м/с
- V4 = 5,00 ■ 10-3 м/с
\-1-1--1-1-
о,з 0,1 о 0,1 о.з h, мкм
- V1 = 0,83 ■ 10-3 м/с
- V2 = 1,67 ■ 10-3 м/с
- V3 = 3,33 ■ 10-3 м/с
- V4 = 5,00 ■ 10-3 м/с
h, мкм
б
а
Ни.
13000 -
11000 -
9000 -
7000 -
5000
3000 -
- V1 = 0,83 ■ 10-3 м/с
- V2 = 1,67 ■ 10-3 м/с
- V3 = 3,33 ■ 10-3 м/с
- V4 = 5,00 ■ 10-3 м/с
h, мкм
Рис. 2. Микротвердость покрытий I и основы II, оплавленных при N = 800 Вт и d = 3,0 • 10-3 м, с различными скоростями перемещения луча лазера для покрытий, легированных: а - MoB; б - TaB; в - B4C
Оптимальной для этого вида покрытий являлась скорость у2, при которой наблюдался разброс микротвердости 6,57-9,34 ГПа, микроструктура - мелкие дендриты.
Для каждого материала и каждой мощности лазерного воздействия существуют оптимальные соотношения между параметрами лазерного легирования, при которых глубина упрочненной зоны максимальна, а ее свойства высоки. Немаловажную роль в выборе оптимальных условий лазерного легирования играет характер микроструктуры в зоне воздействия луча лазера.
Проведенный количественный анализ показал, что пористость покрытий без оплавления максимальна и достигает 20-25 %.
Обсуждение результатов теоретических исследований. На пористость оказывала влияние скорость детали относительно лазерного луча. Рассмотрим кинетику нарастания плотно-
сти напыленного слоя с оплавлением его поверхности. Для этого используем кинетическое уравнение из [3]
AF = F (П) - F (П0) = 1
= (4 - A)(1 - e_x )PC х + 4Pct,
(1)
где A1, A2 - кинетические константы процесса припекания слоя, причем
4 = Люе kT.
Функцию пористости ^Щ) согласно [3] принимали в виде
ДП) = П - 1пП. (2)
Величину ¿/х принимали для (1) в виде
х vx
(3)
Наука иТ ехника, № 2, 2014
в
E
Уравнение (1) запишется следующим образом:
AF = C(1 -e т) + C2t
(4)
где С1; С2, С3 - вероятностное состояние порошковой среды, находящейся в фазе активности (С1 + С2 + С3 = 1); С1 быстро убывает по закону радиоактивного распада и стремится к нулю (С1 ^ 0), при этом С2 ~ 0.
Результаты экспериментальных вычислений приведены в табл. 1, где диаметр пятна лазерного луча й = 1 • 10-3 м; С1 = 0,480; С2 = 1,046; х = 0,057 с. Отметим, что среднюю температуру в области слоя покрытия принимали за температуру спекания Т « 1509 К.
Таблица 1
Зависимость пористости покрытия от скорости и температуры диаметра пятна лазерного луча
Номер опыта V • 10-3, м/с Пэксп Птеор
1 0,83 0,05 0,05
2 1,70 0,10 0,10
3 3,33 0,13 0,14
4 5,00 0,16 0,16
Далее рассмотрим случай 2, когда при неизменных скорости луча лазера V и его мощности увеличили диаметр пятна й. Чтобы изучить кинетику уплотнения, за основу расчетов приняли формулу
AF(П) * Aexp | - I Pt.
(5)
Здесь Нх определяли согласно (3), а для расчета температуры слоя использовали приближенное соотношение, учитывающее диаметр источника теплоты [4]:
T !
2 N
eff
%kd
+ т0.
Теперь выражение (5) примет вид 1п[АР(П)] = С -
C2 d
-Т0 d
■ + ln
(6)
(7)
Результаты вычислений значений пористости согласно (6) и в сопоставлении их с экспериментом показали, что при С = 1,79;
■ Наука иТехника, № 2, 2014
С2 = 1696,7; С3 = 1,206 и v5 = 1,7 • 10-3 м/с они отличаются лишь для й = 4 • 10-3 м и составляют Пэксп = 0,14 и Птеор = 0,15, а для диаметров лазерного луча 1 • 10-3; 2 • 10-3; 3 • 10-3 и 5 • 10- м они одинаковы и равны 0,10; 0,11; 0,13 и 0,16 соответственно. Как видим, результаты сопоставления Пэксп и Птеор вполне удовлетворительные.
Теоретические и экспериментальные зависимости пористости от скорости луча лазера представлены на рис. 3. Как видно из рисунка, получено соответствие экспериментальных и теоретических данных.
0,16--П--0,12-0,10-0,08-0,06- ■ 0,04- ■ 0,02-0-1-1-1-1-1-1
0,83
1,70
2,50
3,33 V • 10-3, м/с 5,00
Рис. 3. Зависимость пористости оплавленных покрытий от скорости движения лазерного луча: 1 - теория; 2 - эксперимент
Варьируя скорости перемещения детали относительно луча лазера, получили различные значения пористости. Наименьших величин она достигла при V]. В этом случае на поверхности покрытия образуется расплавленная ванна, которая, имея повышенную жидкотекучесть благодаря высокой температуре, устремляется к подложке и растворяет лежащие ниже частицы порошка. Содержащийся в покрытии бор в сочетании с железом повышает жидкотекучесть расплава.
С возрастанием скорости движения детали относительно лазерного луча пористость увеличивается. Это связано с тем, что эвтектика не успевает залечить все поры. С увеличением диаметра пятна лазерного луча от 1,0 • 10-3 до 5,0 • 10-3 м при одинаковой скорости движения детали относительно лазерного луча v5 = = 1,7 • 10-3 м/с также возрастает пористость. Это связано с тем, что с увеличением диаметра пятна уменьшается энерговклад.
Структуры напыленных плазменным методом покрытий без оплавления и после оплавления лучом лазера показаны на рис. 4.
Рис. 4. Микроструктуры покрытий: а - напыление порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф без оплавления (х200); б - оплавление порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф при скорости движения лазерного луча v1 = 0,83 • 10-3 м/с (х400)
В покрытиях после плазменного напыления наблюдали поры, отслоения покрытия от основы, свидетельствующие о недостаточности установленных химических связей. На поверхности основы, непосредственно прилегающей к покрытию, отмечено измельчение структуры.
Микроструктуру оплавленных лазером покрытий можно охарактеризовать как литую равновесную структуру с осями дендритов первого, второго и третьего порядков (рис. 4). Это свидетельствует о том, что покрытие пребывало достаточно долго в зоне лазерного облучения и в нем произошло перераспределение элементов. Упрочняющая фаза в виде дендри-тов, которые ориентированы под углом в 45° в направлении теплоотвода, пронизывает все покрытие
В Ы В О Д Ы
1. Экспериментально и теоретически установлено, что пористость плазменных покрытий возрастает от 1 до 16 % с увеличением скорости детали относительно лазерного луча и его диаметра.
2. Механизм, объясняющий зависимость пористости от скорости луча лазера, по мнению автора, следующий. Бор и кремний, содержащиеся в порошке, способствуют раскислению окисных пленок, образовавшихся при напылении на основе и на частицах порошка, выведению кислорода в виде боросиликатного шлака и формированию монолитного покрытия, понижая пористость. С увеличением скорости до 5 • 10-3 м/с окисные пленки не успевают рас-кислиться, что и приводит к повышению пористости до 16 %.
3. Использование лазерного модифицирования для упрочнения и восстановления позволя-
ет получить детали, обладающие упругой сердцевиной и твердыми поверхностными слоями, что особенно важно для рабочих поверхностей режущих инструментов измельчительного оборудования (например, во время размола мясокостных смесей), работающих в тяжелых условиях.
Л И Т Е Р А Т У Р А
1. Спиридонова, И. М. Структура и свойства железо-бороуглеродистых сплавов / И. М. Спиридонова // Металловедение и термическая обработка металлов. - 1984. -№ 2. - С. 58-61.
2. Григорьянц, А. Г. Лазерная техника и технология: в 7 т. - Т. 3: Методы поверхностной лазерной обработки / А. Г. Григорьянц, А. Н. Сафонов; под ред. А. Г. Григорь-янца. - М.: Высш. шк., 1987. - 191 с.
3. Дорожкин, Н. Н. Импульсные методы нанесения порошковых покрытий / Н. Н Дорожкин., Т. М. Абрамович, В. К. Ярошевич; под ред. Г. А. Анисовича. - Минск: Наука и техника, 1985. - 279 с.
4. Приближенные соотношения для температуры в центре источника тепла, движущегося по поверхности тонкой пластины / Ю. И. Дударев [и др.] // Физика и химия обработки материалов. - 1998. - № 2. - С. 24-26.
R E F E R E N C E S
1. Spiridonova, I. M. (1984) Structure and Properties of Iron-Boron-Carbon Alloys. Metallovedenie i Termi-cheskaya Obrabotka Metallov [Metal Science and Thermal Metal Treatment], 2, 58-61.
2. Grigoriants, A. G., & Safonov, A. N. (1987) Lazer Equipment and Ttechnology. Vol. 3: Methods of Laser Surface Treatment. Мoskow: Vysshaya Shkola.
3. Dorozhkin, N. N., Abramovich, T. M., Yaroshe-vich, V. K., & Anisovich, G. A. (1985) Impulse Methods for Powder Coatings. Minsk: Nauka i Tekhnika [Science and Technology].
4. Dudarev, Yu. I. (1998) Approximate Relationships for Temperature in the Center of Heat Source Moving along Thin Plate Surface. Fizika i Khimia Obrabotki Materialov [Physics and Chemistry of Material Treatment], 2, 24-26.
Поступила 15.10.2013
Наука иТ ехника, № 2, 2014
