CC BY
54
УДК 621.891.2534.629
ТЕХНОЛОГИЯ ФОРМИРОВАНИЯ АНТИФРИКЦИОННЫХ СЛОЕВ НА РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЯХ ШАРНИРНЫХ СОПРЯЖЕНИЙ
А. И. КАМКО
Республиканское унитарное предприятие «Гомельский завод литья и нормалей»,
Республика Беларусь
Введение
Проблема повышения эффективности технологических сельскохозяйственных операций предопределила необходимость создания сельхозмашин, позволяющих свести к минимуму потери при уборке зерновых. Одной из причин, от которых зависит величина потерь, является качество работы механизмов продольного и поперечного копирования рельефа поля жаткой зерноуборочных комбайнов.
Основным требованием, предъявляемым к механизмам копирования, является обеспечение высокого быстродействия при подъеме-опускании жатки в процессе передвижения комбайна по неровностям поля. При неудовлетворительном качестве работы механизмов копирования, обусловленном недостаточно высоким быстродействием, опорные башмаки жатки зарываются в почву или, не успевая сканировать впадины, скользят только по выпуклым участкам поля, вызывая эффект «галопирования», что повышает потери зерна, снижает производительность, нарушает технологический процесс уборки и приводит к выходу жатки из строя [1], [2].
Быстродействие механизмов продольного и поперечного копирования жаткой зерноуборочной машины в значительной степени определяется работоспособностью шарнирных подшипников. Условия их эксплуатации (повышенная запыленность и высокие контактные нагрузки) предопределяют выдавливание и разрушение смазочной пленки при использовании традиционных смазочных материалов. В отсутствие смазки возникает схватывание трущихся поверхностей, появляются задиры, резко возрастают силы трения и моменты от сил трения в шарнирах, увеличиваются внутренние зазоры и люфты, что служит причиной роста динамической нагруженности и вибраций подшипников, ухудшается скорость срабатывания механизмов копирования.
Эффективным направлением в обеспечении работоспособности элементов трибосопряжений, эксплуатирующихся при больших удельных нагрузках в открытых узлах трения, является использование технологий формирования в тонких поверхностных слоях наноразмерной субзеренной структуры, характеризующейся высокой адгезией к пластичным смазкам, высоким сопротивлением зарождению и распространению микротрещин, и, как следствие, поглощением энергии фрикционного взаимодействия при трении [3]. Однако в литературных источниках отсутствуют технологические рекомендации, позволяющие создать подобные антифрикционные поверхностные слои на элементах шарниров жаток.
Целью работы, результаты которой представлены в данной статье, является разработка технологического процесса формирования антифрикционных покрытий, повышающих эксплуатационную надежность шарнирных сопряжений механизмов сельскохозяйственной техники.
Методика исследования
Технология формирования антифрикционных износостойких покрытий на рабочие поверхности подвижных сопряжений включает нанесение медного слоя толщиной 3-5 мкм с использованием деформационного плакирования вращающимися щетками [4] и последующее его модифицирование на стадии приработки в среде пластичной смазки, содержащей наноразмерный алмазографитовый наполнитель. Для нанесения покрытия использовали токарновинторезный станок 1К62, оснащенный технологическим модулем для плакирования гибким инструментом, фрикционное модифицирование покрытия осуществляли в процессе триботехнических испытаний. В качестве гибкого инструмента использовали дисковую металлическую щетку с ворсом из гофрированной проволоки из стали 65Г. Диаметр щетки составлял Dщ = 200 мм, ширина Нщ = 20
мм, вылет и диаметр ворса - соответственно l = 30 мм и dпр = 0,25 мм. Покрытия из
отожженной меди М1 наносили на цилиндрические ролики диаметром 40 мм и длиной 100 мм, изготовленные из стали 45 (НБС 43...45). Толщину сформированного покрытия контролировали с помощью пассиметра с ценой деления 1 мкм. Триботехнические испытания проводили на автоматизированном трибометре АТВП, работающем по схеме возвратно-поступательного перемещения призматического образца по контртелу [5]. В качестве триботехнических характеристик, подлежащих оценке в процессе испытаний, были выбраны коэффициент трения и износ. Измерение величины износа призматических образцов осуществляли по потере массы при испытаниях. Исследование влияния режимов приработки на формирование свойств поверхностей трения проводилось на паре трения «медь М1 - сталь 45».
Исследование структурных превращений в поверхностях трения осуществляли с использованием рентгеноструктурного анализа (дифрактометр ДР0Н-3.0, монохроматизированное СоКа излучение, V =30 кВ, I =10 тА). Рентгеновскую съемку образцов проводили с фокусировкой по Бреггу-Брентано в режиме сканирования (по точкам) с шагом 0,1° и временем набора импульсов на точку, равным 40 с. Для фазового анализа использовали стандартную картотеку PDF. При определении величины физического уширения дифракционных линий матричной фазы в, связанной с плотностью дефектов кристаллической решетки в поверхностных слоях, использовали метод аппроксимации [6].
Результаты исследований
С целью обоснованного выбора основных технологических параметров, влияющих на толщину сформированного покрытия h при плакировании гибким инструментом, был проведен многофакторный эксперимент. В качестве параметров оптимизации были выбраны величина натяга N щетки, число проходов п, соотношение линейных скоростей вращения детали к щетке Vn|Vщ и величина осевой подачи щетки Жщ.
Для экспериментальных исследований был выбран некомпозиционный план 2-го порядка с трехкратным повторением опытов в каждой строке [7]. Уровни варьирования факторов и их интервалы приведены в таблице.
Уровни и интервалы варьирования факторов
Фактор Обозначе ние фактора Уровень Интервал варьиров ания
нижний нулевой верхний
Величина натяга щетки N мм Хх 0,6 1,2 1,8 0,6
Число проходов щетки, п Х2 3,0 6,0 9,0 3,0
Соотношение линейных скоростей вращения детали и щетки, Уд/Ущ Х3 0,013 0,033 0,053 0,02
Величина осевой подачи щетки Жщ, мм/об Х4 0,25 0,75 1,25 0,5
В результате статистической обработки и анализа экспериментальных данных зависимость толщины покрытия от технологических факторов выражается следующим уравнением:
h = 4,5 +1,5Х2 + 0,73Х3 + 2,6ХхX3 - 2,3X2Xз -1,5X2X4 - 2,2X42.
Адекватность модели проверяли по критерию Фишера при 5%-ном уровне значимости. Анализ результатов показывает, что при плакировании гибким инструментом наибольшее влияние на толщину слоя покрытия оказывают число проходов щетки (X2) и величина осевой подачи щетки (X4). В меньшей степени влияет соотношение линейных скоростей вращения детали и щетки (X3). Натяг щетки (X1) влияет на толщину сформированного слоя покрытия в сочетании с соотношением линейных скоростей вращения детали и щетки (X3), а также существенно влияние взаимодействий между числом проходов щетки и соотношением линейных скоростей вращения детали и щетки (X2X3) и числом
проходов и осевой подачей щетки ( X2 X4 ).
Таким образом, для увеличения толщины слоя медного покрытия при плакировании гибким инструментом значения технологических параметров, в частности, натяга и числа проходов щетки, необходимо устанавливать на верхнем уровне, а величин осевой подачи щетки и соотношения линейных скоростей вращения детали и щетки - на нижнем.
С учетом полученного уравнения регрессии для контрольной обработки поверхностей пяти цилиндрических роликов из стали 45 (НКС 43...45) были назначены следующие режимы плакирования: натяг щетки N = 1,8 мм, число проходов п = 9, соотношение линейных скоростей вращения детали и щетки Уд/Ущ = 0,013, скорость осевой подачи щетки Жщ = 0,50 мм/об. Результаты замеров
показали, что толщина слоя медного покрытия, сформированного по указанным режимам обработки, составляет в среднем 12.13 мкм, при расчетных данных 10,5 мкм.
Одним из важных технико-экономических показателей процесса деформационного плакирования гибким инструментом является коэффициент использования материала донора км, который определяется как отношение прироста массы покрытия АМп к убыли массы донора АМд, рассчитываемые на основании
результатов взвешивания стержня-донора и детали до и после нанесения покрытия. На рис. 1 представлена зависимость коэффициента использования материала донора от диаметра ворса dпр вращающейся щетки при различных удельных нагрузках прижатия стержня-донора к щетке, под которыми принято считать отношение усилия прижатия стержня-донора Р к ширине щетки Нщ (АР = pHщ ). Исследования проводились для случая нанесения слоя меди М1 на поверхность стали 45 за 7 проходов при соотношении скоростей детали и щетки V /Ущ = 0,013, натяге N =1,0 мм, осевой подаче щетки Жщ = 0,75 мм/об.
Рис. 1. Зависимость коэффициента использования материала донора от диаметра ворса щетки при различных удельных нагрузках прижатия стержня-донора к щетке
Из представленных графиков (рис. 1) видно, что по мере увеличения диаметра ворса от dпр = 0,20 мм эффективность использования материала донора сначала возрастает, а при достижении dпр = 0,30-0,40 мм ее значения коэффициента км начинают снижаться. Можно предположить, что при малом диаметре ворса ^пр = 0,20-0,25 мм) за единичное касание ворса снимается малый объем расплавленного в зоне контакта материала донора, который в процессе переноса на поверхность детали быстро остывает на ворсе за счет процессов теплопередачи и конвективного теплообмена, в результате чего доля материала донора, адгезионно оседающая на поверхности детали, не велика (км = 0,35-0,45). При использовании ворса диаметром dпр = 0,30-0,40 мм отношение убывания массы донора к приросту массы покрытия увеличивается до значений ^ = 0,72-0,89 благодаря, по-видимому, более сбалансированному соотношению процессов разогрева материала донора при трении ворса и охлаждения элементарных объемов снимаемого со стержня материала на стадии их транспортировки на поверхность детали. При диаметре ворса более dпр = 0,4 мм наблюдается снижение эффективности использования материала донора, по всей видимости, за счет появляющихся процессов механического срезания нерасплавленных объемов материала донора, их слабого сцепления с ворсом из-за отсутствия смачивания и, естественно, утерей части материала при переносе вращающимся инструментом. Величина удельной нагрузки прижатия стержня-донора к щетке в исследованном диапазоне (АР = 20-60 Н/см) не оказывает столь существенного влияния. В то же время максимальные значения коэффициента kм были получены при удельной нагрузке прижатия АР = 20-40 Н/см.
Исследование взаимосвязи коэффициента использования материала донора (медь М1) от величины скорости осевой подачи щетки для диаметра ворса dпp = 0,30 мм, при фиксированных значения числа проходов (п = 5), соотношении скоростей детали и щетки Vд/Vщ = 0,013 и натяге N = 1,0 мм, показало, что наибольшие значения коэффициента использования материала стержня-донора (км = 0,71-0,89) наблюдаются при осевой подаче, равной Wщ = 0,75 мм/об (рис. 2).
0,25 0,50 0,75 1,25 Wщ мМоб
□ 20 НСм Щ40 НСм ЩбО НСм
Рис. 2. Влияние скорости осевой подачи щетки на коэффициент использования материала донора
Объяснение этому факту может быть дано на основе рассмотрения физики процесса переноса материала донора на поверхность детали, которая состоит в разогреве поверхности донора и детали за счет фрикционного воздействия ворса щетки, съеме расплавленных элементарных объемов материала донора при механическом и адгезионно-молекулярном взаимодействии ворса щетки с поверхностью стержня, транспортировке частиц расплавленного материала ворсом вращающейся щетки к поверхности детали, адгезионном схватывании частиц материала донора с разогретой поверхностью детали и последующем их застывании на этой поверхности. При этом для малых скоростей осевого перемещения щетки ^щ = 0,25 мм/об) наблюдается одновременное протекание процессов осаждения частиц материала донора на поверхность детали и частичного их удаления следом набегающим ворсом при повышенном тепловыделении на поверхности детали и неполной кристаллизации осевших частиц. Следовательно, значения коэффициента использования материала донора составляют ^ = 0,48-0,50. При высоких скоростях осевой подачи щетки (WIц = 1,25 мм/об) нет достаточного разогрева поверхности детали, что может оказывать отрицательное влияние на прочность сцепления расплавленных частиц материала донора с ней и снижать скорость роста толщины покрытия.
Процесс формирования износостойких поверхностных структур осуществляли на стадии приработки трущихся поверхностей, нагрузочно-скоростной режим и длительность которой определялись исходной шероховатостью рабочих поверхностей, типом применяемого приработочного состава. При отработке режимов формирования износостойких структур в качестве критериев окончания стадии приработки были выбраны начало стабилизации коэффициента трения и прекращение измельчения субзерен в поверхностном слое покрытия. Исследование влияния длительности процесса триботехнического взаимодействия на кинетику
измельчения структуры поверхностных слоев меди М1 показывает, что начало периода стабилизации структурного состояния зависит от удельной нагрузки в контакте, в частности, замедление процесса измельчения субзерен происходит после 200-300 м пути для удельной нагрузки ра = 20 МПа и после 350-450 м пути для удельной нагрузки ра= 10 МПа, при этом размер субзерен находится для обоих случаев в пределах 0,060-0,065 мкм. Для случая испытаний пары трения «медь М1 -закаленная сталь 45» при давлении ра = 5 МПа модифицирование поверхности трения меди М1 также наблюдается, однако степень измельчения структуры при этом не столь существенна, и размер субзерен после 350-550 м пути трения составляет 0,120-0,130 мкм (рис. 3).
Одним из основных показателей, характеризующих режим работы узлов трения, является шероховатость поверхности. Шероховатость поверхности дает информацию о режиме эксплуатации и об условиях нарушения этого режима, от шероховатости поверхности зависят величина силы трения, износостойкость подвижного сопряжения. В режиме трения без смазки и граничного трения зависимость силы трения от параметра шероховатости носит различный характер при разных удельных нагрузках: в области малых нагрузок увеличение степени шероховатости первоначально сопровождается снижением коэффициента трения с переходом через минимум и последующим возрастанием, в области больших удельных нагрузок увеличение степени шероховатости сразу же вызывает повышение коэффициента трения [8].
0 100 200 300 400 500 600
Путь трения, м
Рис. 3. Зависимость размера зерна в поверхностном слое меди М1 от пути трения при различных удельных нагрузках:
1 - 5 МПа; 2 - 10 МПа; 3 - 20 МПа
Исследование характера изменения коэффициента трения в процессе испытания пары трения «сталь 45 - медь М1» в среде модифицированной смазки Литол-24 проводились при значениях параметра Rа исходной шероховатости образца меди М1 в диапазоне от 0,16 до 10 мкм при удельной нагрузке в зоне контакта 5, 10 и 20 МПа. На рис. 4 приведены графики изменения коэффициента трения в процессе испытаний для случая давления, равного 10 МПа при Rа = 0,63 мкм иЯа= 5,0 мкм, из которых видно, что приработка сопряжения, завершение которой определялось по наступлению стадии стабилизации коэффициента трения, в первом случае завершается после 250-270 м пути трения, а во втором - после 400-450 м.
Исследование взаимосвязи исходной шероховатости поверхности трения с продолжительностью этапа приработки выявило существенное влияние удельной нагрузки на протекание процесса приработки (рис. 5). В частности, при удельной нагрузке 5 МПа стабилизация коэффициента трения наступает после 500-600 м пути трения, при этом наблюдается слабая зависимость пути трения до стабилизации коэффициента трения от исходной шероховатости поверхности, и минимальные значения пути приработки в этом случае имеют место при исходных параметрах шероховатости в пределах Ra = 2,5-5,0 мкм. При повышении удельной нагрузки в зоне контакта до 15-20 МПа длительность приработки сокращается и роль исходной шероховатости поверхности в процессах приработки резко возрастает.
б)
Рис. 4. Изменение коэффициента трения пары «сталь 45 - медь М1» в процессе испытаний при удельной нагрузке 10 МПа при различной исходной шероховатости поверхности образца меди М1 (контртело - закаленная сталь 45, Яа = 0,63 мкм): а - Яа = 0,63 мкм; б - Яа = 5,0 мкм
При этом кривые зависимости пути трения до завершения приработки от параметров исходной шероховатости имеют ярко выраженные минимумы, которые находятся для давления 15 МПа в области Яа = 0,63-1,25 мкм, для давления 20 МПа
- в области Ra = 0,32-0,63 мкм. Путь трения при приработке с удельной нагрузкой 15 МПа составляет 250-270 м, а для удельной нагрузки 20 МПа - 240-250 м.
Рис. 5. Зависимость пути трения до завершения приработки от исходной шероховатости поверхности образца меди М1(контртело - закаленная сталь 45, Яа = 0,63 мкм):
1 - 5 МПа; 2 - 15 МПа; 3 - 20 МПа
Увеличение пути приработки при большой исходной шероховатости поверхности и повышенных давлениях в зоне контакта обусловлено появлением разрывов в масляной пленке и возможностью металлического контакта, сопровождающихся явлениями схватывания, задиров на поверхности меди, что затрудняет протекание процессов приработки пары трения.
Заключение
По результатам проведенных исследований разработан технологический процесс формирования антифрикционного покрытия, включающий полный цикл операций -от подготовки поверхности до контроля качества покрытия. Формирование антифрикционного износостойкого слоя из меди М1 осуществляется деформационным плакированием гибким инструментом с последующим его модифицированием в процессе трибомеханического взаимодействия в присутствии пластичной комплексной литиевой смазки ИТМ0Л-150Н с алмазосодержащим пакетом присадок. Предварительное нанесение медного слоя толщиной 4-5 мкм осуществляется стальной щеткой при натяге ворса 1,0 мм, линейной скорости вращения щетки 25 м/с, соотношении линейных скоростей вращения детали и щетки - 0,013 с осевой подачей - 0,25 мм/об за 5 проходов. Модифицирование медного слоя с формированием износостойких поверхностных структур осуществляется на стадии приработки шарнирного сопряжения в режиме рабочей эксплуатации жатки в течение 40-50 часов.
Разработанный технологический процесс использован для формирования покрытий на поверхности пальцев сопряжений механизмов копирования жаток зерноуборочных комбайнов КЗС-7, КЗС-10, КЗР-10. Стендовыми, лабораторнополевыми и эксплуатационными испытаниями установлено, что нанесение
антифрикционных покрытий на рабочие поверхности шарнирных сопряжений по разработанной технологии позволяет в 1,35 раза повысить быстродействие механизмов копирования и увеличить, как минимум, в 2 раза срок до проведения очередного технического обслуживания шарнирных сопряжений. При этом отклонения от установленной высоты среза стеблей снизились с 21 до 12 %, а потери зерна за жаткой уменьшились с 0,78 до 0,52 % [9].
Технологический процесс формирования антифрикционного покрытия на рабочую поверхность элементов шарнирных сопряжений механизмов копирования жаток зерноуборочных комбайнов внедрен на РУП ГЗЛиН. Эксплуатационными испытаниями установлено, что шарнирные сопряжения с антифрикционными покрытиями, сформированными по разработанной технологии, позволяют повысить надежность и долговечность работы механизма копирования рельефа поля, и тем самым, обеспечить выполнение технологического процесса работы жатки при минимальных потерях зерна.
Литература
1. Михайлов, М. В. Автоматическое копирование рельефа поля жатвенными механизмами / М. В. Михайлов // Труды ВИСХОМа. - 1988. - Вып. 57. - С. 8-14.
2. Долгов, И. А. Уборочные сельскохозяйственные машины (конструкция, теория, расчет) / И. А. Долгов. - Ростов-на-Дону : ДГТУ, 2003. - 707 с.
3. Формирование износостойких поверхностных структур и механизм фрикционного разрушения при трении в среде смазочного материала, модифицированного ультрадисперсными алмазографитовыми добавками. Ч. 1 : Триботехнические свойства / П. А. Витязь [и др.] // Трение и износ. - 2006. - Т. 27, № 1. - С. 61-68.
4. Леванцевич, М. А. Технологические возможности покрытий нанесенных металлическими щетками / М. А. Леванцевич // Вестн. ПГУ. - 2003. - Т. 2, № 4. -С. 53-55.
5. Караваев, М. Г. Автоматизированный трибометр с возвратно-поступательным движением / М. Г. Караваев, В. А. Кукареко // Надежность машин и технических систем : сб. материалов междунар. науч-техн. конф. - Минск. - 2001. - Т. 1. -С. 37-39.
6. Тэйлор, А. Рентгеновская металлография / А. Тэйлор. - Москва : Металлургия, 1965. - 243 с.
7. Адлер, Ю. Н. Планирование эксперимента при поиске оптимальный условий / Ю. Н. Адлер, Е. В. Маркова, Ю. В. Грановский. - Москва : Наука, 1976. - 286 с.
8. Трение, изнашивание и смазка : справочник : в 2 кн. / И. В. Крагельский [и др.] ; под ред. И. В. Крагельского и В. В. Алисина. - Москва : Машиностроение, 1978. -Кн. 1. - 400 с.
9. Камко, А. И. Повышение качества систем копирования рельефа поля жатки зерноуборочного комбайна / А. И. Камко // Сельскохозяйственные машины для уборки зерновых культур, кормов и корнеклубнеплодов. Состояние, тенденции и направления развития : материалы Междунар. науч.-практ. конф., Гомель, 22-23 марта 2007 г. / М-во пром-сти Респ. Беларусь, РКУП «ГСКБ по зерноуборочной и кормоуборочной технике» ; отв. за вып. В. А. Смуругов. - Гомель : РКУП «ГСКБ по зерноуборочной и кормоуборочной технике», 2007. - С. 220-226.
Получено 05.06.2007 г.
