Розробка матеріалів з легованих сплавів хрому і покриттів з них з метою захисту виробів від зносу та підвищення їх жаро-, корозійної стійкості

(85 % при 1000 К).

Кут вигину, %

Межа міцності, МПа

Кут вигину, %

Межа міцності, МПа

Кут вигину, %

Межа міцності, МПа

273

0

165

0

360

60

737

400

50

220

0

376

90

538

600

80

260

5

353

90

386

700

90

270

10

348

90

378

1000

90

180

20

244

90

250

1100

60

200

90

210

1300

90

102

90

140

Як показали результати електронно-мікроскопічних досліджень і виміру мікротвердості характерною рисою хромових газотермічних покриттів є стабільність структури в інтервалі температур відпалювання до 1300 К (табл. 9).

Таблиця. 9. Характер змін мікротвердості хромових покриттів залежно від технології одержання і температури відпалу продовж 1 години

Метод одержання	Вихідний стан	Температура відпалу, К
		600	800	900	1000	1100	1200	1300
Детонація	8,5	8,5	8,5	8,3	8,3	8,2	8,0	8,0
Плазма	6,5	6,5	6,5	6,2	6,2	6,2	6,2	6,0

Стабільність характеристик газотермічних покриттів значною мірою пов'язано з закріпленням границь елементами проникнення.

Внутрішні напруги, які виникають в системі покриттяпідкладка, також залежать від рівня коефіцієнтів теплового розширення (КТР). Для покриттів на основі хрому подібні дані відсутні. КТР хрому і покриттів на його основі залежно від технології отримання і легування в діапазоні 293-800 К наведено в табл. 10.

Таблиця 10. Коефіцієнт теплового розширення хрому і покриттів на його основі залежно від технології отримання

Матеріал і технологія отримання	Значення КТР у діапазоні температур
	273-373 К	273-573 К	297-773 К
Хром металургійний	7,5х 10-6	8,1 х 10-6	8,7 х 10-6
Хромове покриття (20 % легуючих) - плазма у динамічному вакуумі	8,0 х 10-6	8,8 х 10-6	9,5 х 10-6
Хромове покриття (20 % легуючих) - детонація	7,7 х 10-6	7,9 х 10-6	8,1 х 10-6

Розбіжності у рівні значень коефіцієнта теплового розширення хрому і покриттів на його основі залежно від технології отримання обумовлені різним рівнем вмісту оксидів і нітридів.

Оптимізація складу, враховуючи можливості легування гранульованих сплавів хрому, нами були проведена з урахуванням перспективних умов їх практичного застосування. На підставі порівняльних випробувань зносостійкості покриттів отриманих з однокомпонентних вихідних матеріалів з різним рівнем легування (табл. 2) було визначено легуючі елементи які покращують працездатність пари тертя (рис. 3).

Аналіз результатів, показав, що основні розбіжності в рівні зносу відбуваються на перших десяти годинах випробування коли проходить процес притирання поверхонь тертя Подальший нахил кривих зносу показує, що найнижчі показники зносу притаманні покриттям для яких характерна наявність збільшеної кількості дисперсних включень оксидів і карбідів в матриці. У нашому випадку, це покриття з високим вмістом ванадію яке отримали з пластичного прутка методом газополуменевого напилювання. Згідно мікрорентгеноспектрального аналізу газотермічних покриттів дві третини введеного ванадію знаходиться у вигляді дисперсних оксидних включень V₂O₅ і на деяких ділянках вони оточені незначною кількістю карбідних прошарків. Проте необхідно відмітити, що значні розбіжності в характеристиках зносостійкості покриттів на основі хрому отриманих з одного вихідного матеріалу за різною технологією напилювання неможливо пояснити різним рівнем вмісту другої фази (табл. 11).

Таблиця 11. Характеристики покриттів на основі хрому залежно від технології напилювання. Швидкість в режимі граничного тертя - 14 м/с, навантаження - 1 МПа, шлях тертя - 2000 км., температура - 473 К, твердість чавуну (контртіло) - 2,4-2,6 ГПа

Метод нанесення покриття	Знос, мкм	Мікротвердість поверхні, ГПа	Вміст кисню на поверхні, %
	пок-риття	контр-тіло		вихідна	після тертя	вихід-на	після тертя
Газополуменевий*	26	11	37	3,5-4,5	3,5-12,0	12,0	26,0
Електродуговий*	30	10	45	4,2-5,2	4,0-12,5	12,0	25,0
Плазма в динаміч-ному вакуумі	39	9	48	4,0-5,0	4,0-12,5	6,0	24,0
Плазма, азот	68	23	91	4,5-6,1	4,5-13,0	11,0	25,0
Плазма, водень	38	12	50	4,2-5,2	4,2-13,0	12,0	25,0
Плазма, пропан-бутан	42	28	70	4,5-5,6	4,6-13,0	12,0	25,0
Повітряно-газова надзвукова плазма	70	30	120	6,0-8,0	6,0-13,0	13,0	26.0
Детонація	60	50	110	7,0-9,0	7,0-13,0	16,0	26,0

^* вихідний матеріал пластичного хрому у вигляді прутка діаметром 3 мм

Однозначно встановлено, що чим вища твердість покриття тим більший знос матеріалу контртіла, а рівень зносу самого покриття контролюється механізмами самоорганізації які відбуваються в поверхневому шарі під час фрикційної взаємодії.

Дослідження структури тонкого поверхневого шару методами просвічуючої електронної мікроскопії дозволило виявити, що в процесі тертя відбуваються деформаційні процеси які призводять до різкого зниження розміру гратки. В поверхневих шарах фіксується наявність фрагментованої структури з розміром гратки 0,02-0,05 мкм. Виявлені структурні особливості дають можливість стверджувати, що під час тертя деформаційні процеси поширюються на глибину до 20 мкм. Водночас відбувається різке насичення поверхневого шару киснем з 6-12 до 25-26 % без утворення нових фаз на глибину до 3 мкм. Незважаючи на підвищені температурні умови в містах фрикційного контакту, через незначний запас пластичності ламелей, деформаційні процеси призводять до появи мікротріщин у найбільш дефектних міста структури - границях. Наслідок цього - зниження когезійної міцності в поверхневих шарах тертя порівняно з основою. Даний процес швидше відбувається в покриттях з високою вихідною твердістю і малим розміром ламелей (детонаційні та надзвукові повітряно-газові плазмові покриття) табл. 11.

Таким чином рівень пластичності структурної складової газотермічних покриттів (ламелі) впливає на характеристики зносостійкості. Рівень пластичності матеріалів визначають механічними дослідженнями, проте для покриттів це досить складно. Відомо метод розрахунку рівня пластичності матеріалу за вимірами відновленої твердості за умов наявності даних значень коефіцієнтів Пуансона, модуля пружності та ін. які не визначені для покриттів. Для визначення рівня пластичності покриттів нами запропонована характеристика _р яка визначається безпосередньо з діаграм автоматичного виміру мікротвердості (табл. 12).

Таблиця 12. Характеристики відносної пластичності хрому та покриттів на його основі залежно від технології отримання і методики визначення

Характерристика	Хром вихідний	Технологія отримання покриття
		газополу- менева	плазма у динамічному вакуумі	повітряно-газова надзвукова плазма	детонаційна	гальванічна
р з діаграми	0,965	0,85	0,88	0,79	0,73	0,77
Н-розрахунок	0,951	0,84	0,85	0,73	0,71	0,72

Запропонований показник рівня відносної пластичності матеріалу _р базується на співвідношенні А_заг.А_пруж./А_заг. Де А_заг це робота яка витрачається під час пластично-пружної деформації (площа під кривою навантаження), А_пруж. робота яка розсіюється під час пружного відтиснення індентора (площа трикутника навантаження-глибина впровадження індентора з урахуванням його пружного відтиснення). Дані рівня відносної пластичності покриттів отриманих через запропоноване співвідношення є об'єктивною кількісною характеристикою матеріалу який досліджується з урахуванням його конкретного стану (розмір структури, пористість, твердість і т.п.), рівень якого складно визначити окремо.

Наявність вихідного матеріалу у вигляді прутків зі сплаву на основі хрому діаметром від 1 до 6 мм дозволила визначити механізми поверхневого зміцнення чавуну та сталі під час електроіскрового легування. Встановлено, що за режимами електроіскрового легування поверхні сталі та чавуну хромом (час обробки 1 см² більше 4 хв, частота струму 300-400 Гц., струм короткого замикання - 1,5 А) отримані максимальні характеристики твердості (8 ГПа) та глибини легованого шару (60 мкм). Вміст хрому в аноді впливає на мікротвердість та глибину легованого шару. Дані цих досліджень наведено на рис. 4. Мікрорентгеноспектральне дослідження поверхні сталі після електроіскрового легування виявило наявність двох шарів покриття. Зовнішній шар складається з ділянок які не мають різкої межі між собою, але відрізняються різним фазовим складом. Рентгеноструктурний аналіз показав, що в легованому шарі присутні фази карбіду хрому Cr₂₃C₆ і Cr₇C₃, які є найбільш стійкими карбідами, стабільними до температур 1600 К. Другий, внутрішній шар ідентифікується як твердий розчин хрому в залізі у вигляді легованого фериту. Таким чином, зміцнення поверхневого шару електроіскрових покриттів відбувається за рахунок підвищення щільності дефектів в результаті термічних ударів, а також фази карбіду хрому Cr₂₃C₆ і Cr₇C₃. Термічна обробка сталі з нанесеним шаром хрому призводить до його взаємодії з вуглецем основи, утворюючи розширену зону легування і як наслідок, зміна мікротвердості поверхневих шарів електроіскрових покриттів. Зафіксовано підвищення мікротвердості на поверхні з 8,0 до 12,0 ГПа.

Електроіскрове легування значно покращує характеристики зносостійкості чавуну в умовах граничного тертя. Проведені порівняльні дослідження (швидкість - 14 м/с, температура - 373 К, навантаження - 1 МПа, час - 5 год.) показали, що сумарний знос пари чавун-чавун із нанесеним покриттям хрому методом ЕІЛ знижується майже на 50 % - з 20 мкм до 11-13 мкм. Електроіскрове легування поверхні хромом дозволяє поліпшити і жаростійкість матеріалу завдяки присутності фаз карбіду хрому. Так спад ваги чавуну з електроіскровим покриттям хрому в температурному інтервалі 900-1300 К у 2-3 рази нижче чим без покриття, що дозволяє підвищити температуру його експлуатації на 200 К без помітних втрат жароміцності.

Як відомо, матеріали з ГПУ-граткою, до яких відносяться нітриди, є інактивними по відношенню до чавуну і в більшій мірі є зносостійкими ніж метали з ГЦК- і ОЦК-граткою. Беручи до уваги вищенаведене нами, було проведено вивчення структури, фазового складу та зносостійких характеристик покриттів на базі нітриду хрому. Покриття з нітриду хрому одержували іонно-плазмовим напилюванням хрому в середовищі азоту. Дослідження структури іонно-плазмових покриттів на основі нітриду CrN показало, що незалежно від підкладки для нього характерна структура з розміром зерна 0,2-0,5 мкм із незначною кількістю краплинної складової. В роботі визначено вплив кількості прошарків на мікротвердість іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN. Вона зростає зі збільшенням кількості шарів з 2 до 24 відповідно з16-19 до 26-29 ГПа.

Висока твердість іонно-плазмових покриттів на основі нітриду CrN сприяє стабілізації трибологічних характеристик. Знос, як втрата матеріалу є складним фізико-механічним процесом. Одна з його складових - механічне зношування складається із суми внесків пружного, пластичного, абразивного зношування та зчеплення. У процесі тертя відбувається немонотонна зміна цих параметрів при монотонній зміні умов тертя. Найбільша нестабільність при терті спостерігається в області переваження пластичної деформації, а мінімальна в області переваження пружних деформацій, що характерно для іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN.

Проведено дослідження зносостійкості багатошарових покриттів на основі нітридів CrN та TiN. Дані зносу покриття і контртіла (чавун) залежно від кількості шарів іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN наведено в табл. 12. Іспити проводили в умовах граничного тертя при навантаженні 5,0 МПа, швидкості ковзання 14 м/с і температурі іспитів 473 К. Шлях тертя 500 км.

Таблиця 12. Характеристики зносу (мкм) чавуну і іонно-плазмових покриттів на основі нітриду CrN

Матеріал	CrN	CrN + TiN, кількість прошарків
		2	4	24
Покриття	10	8	4	2
Чавун	1	1	2	3
Сумарний знос	11	9	6	5

Отримані дані показують, що знос покриття зменшується зі збільшенням твердості поверхневого шару. Відповідно підвищується знос контртіла. Водночас слід зазначити, що сумарний знос має тенденцію до зниження і для багатошарового покриття він у 2-2,5 разу нижче, чим для одношарового покриття з нітриду хрому. Характеристики зносостійкості іонно-плазмових покриттів на основі нітриду CrN в температурному інтервалі до 700 К мають деякі відмінності від подібних для газотермічних покриттів на базі хрому. Якщо для хромових газотермічних покриттів характерним є незначне зниження сили тертя з температурою, то для гібридних іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN воно у 2-3 рази нижче (рис. 5 ).

Дослідження поверхні іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN після тертя, за даними ОЖЕ-спектроскопії, вміст кисню фіксується на рівні 6-8 % по масі до і після тертя. За нашими даними, для газотермічного хромового покриття відзначено підвищення вмісту кисню в поверхневому шарі тертя з 6-8 до 20-24 % по масі. Також не зафіксовано наявності заліза на поверхні нітридного покриття, що свідчить про його інактивність. Іншою особливістю іонно-плазмових покриттів на основі нітридів CrN та TiN є відсутність поверхневого зміцнення в процесі тертя яке характерне для хрому.

Все це дозволяє стверджувати, що в процесі тертя подібних покриттів механізми структурних змін та окислення поверхневих шарів вносять незначний вклад в зносостійкість матеріалу. У даному випадку превалює неокислювальний механізм зносу іонно-плазмових покриттів на основі нітридів хрому та титану.

ЧЕТВЕРТИЙ РОЗДІЛ дисертації присвячено дослідженню процесів самоорганізації структури поверхневих прошарків під час контактній взаємодії хромового покриття з контртілом. Тертя є деформаційним процесом у якому виявляються закономірності пружної і пластичної деформації. При терті структура в поверхневих прошарках локально піддається безперервним змінам. Характерною особливістю тертя є утворення вторинних структур. Деякі з виникаючих при терті структур продовжують існувати після припинення тертя практично як завгодно довго, інші поступово, з різноманітними періодами релаксують до рівноважного стану, деякі практично відразу після припинення тертя зникають.

З метою вивчення закономірностей дискретності процесу фрикційної взаємодії, нами проведено дослідження впливу шляху тертя на зміцнення поверхневих шарів хрому. В якості вихідного матеріалу використовували як монокристалічний, так і полікристалічний хром у відпаленому стані. Дослідженнями, які проводили після кожних 500 метрів тертя, встановлено, що на поверхні хрому спостерігаються ділянки з різним ступенем твердості (рис. 6 ). З наведених даних видно, що у вихідному стані мікротвердість монокристалу хрому дорівнює 1,65-1,72 ГПа, а після 2 км шляху на невеликих ділянках, що характеризуються гладким рельєфом поверхні, зафіксована твердість на рівні 7,5-8,5 ГПа. Такий рівень мікротвердості в поверхневому шарі хрому після фрикційного контакту значно перевищує мікротвердість поверхні хрому у деформованому стані.

Максимальний рівень твердості поверхневих шарів деформованого прокаткою у вакуумі малолегованого хрому не перевищує 3,2 ГПа. Насичення хрому елементами проникнення при деформації вище 1300 К в присутності атмосфери повітря досягає глибини 30-50 мкм і підвищує рівень мікротвердості лише до 4,5 ГПа. Все це, ще раз підтверджує, що під час фрикційного контакту створюються умови появи специфічних структурно-фазових станів які відрізняються від стану деформованого металу. На більшості ділянок фрикційного контакту твердість не перевищує 3,0-4,5 ГПа, а місцями - 1-1,2 ГПа. Ділянки зі зниженою твердістю вміщують залізо, яке перенесене з поверхні контртіла. Ділянки зі зміненою твердістю фіксуються вже на перших 500 м фрикційного контакту.

Проведене нами дослідження кінетики розвитку пластичної деформації при терті монокристалу хрому по чавуну за допомогою рентгенівського методу кривих хитання окремих зерен та електронно-мікроскопічного вивчення поверхневих шарів тертя дозволило встановити взаємозв'язок між довжиною шляху тертя та деформацією розтягом. Визначено, що шлях тертя довжиною 5,3 км співпадає з 14 %, а 16 км - з 32 % деформації розтягом. За допомогою електронно-мікроскопічного дослідження поверхневих шарів тертя монокристалу хрому встановлено, що щільність дислокацій під час фрикційного контакту з чавуном впродовж 16 км зросла з 10⁶ до 10¹⁰-10¹¹ см^-2. Подібна щільність дислокацій в монокристалі хрому спостерігалася при деформації на 35 % при температурі 800 К.

Характер зміцнення поверхневих шарів газотермічних покриттів на основі хрому відповідав закономірностям, які спостерігалися на монокристалічному та полікристалічному хромі під час фрикційного контакту. Це ті ж чотири області з різним ступенем мікротвердості, тільки їх вихідні рівні залежать від методу отримання покриття.

Проведене дослідження розподілу елементів у поверхневих шарах газотермічних покриттів на основі хрому методом ОЖЕ-електронної спектроскопії у вихідному стані і після тертя виявили значні розбіжності. Співвідношення деяких елементів газотермічного покриття та контртіла до і після тертя залежно відстані від поверхні наведено у табл. 13.

Процесом, що превалює, є насичення киснем поверхневого шару. Вміст кисню у поверхневому шарі газотермічних покриттів на основі хрому збільшується більш ніж у 2,5 рази, а на поверхні чавуну втричі. Вміст вуглецю на поверхні залишається на рівні вихідного матеріалу.

Таблиця 13. Розподіл елементів у газотермічному хромовому покритті та контртілі (чавун) до і після тертя залежно відстані від поверхні

Місце аналізу	Елемент, що аналізується
	Покриття	Контртіло
	Cr	?легуючих	O2	C	Fe	Cr	O2	C
Вихідна поверхня	41	36	12	11	75	-	10	11
Поверхня тертя	40	25	28	14	38	25	30	12
Відстань від поверхні 0,5 мкм 3,0 мкм	42 45	28 35	18 10	12 11	49 72	17 -	28 13	13 11

Дослідження структури тонкого поверхневого шару після тертя методами просвічуючої електронної мікроскопії, які проведено вперше, дозволило виявити три основних типи мікроструктур: структура, що виникла на основі вихідних зерен (рис.7 а) внаслідок фрагментації. Фрагменти (типу осередків із тонкими границями) розміром 0,02-0,05 мкм (рис. 7 б). На окремих ділянках ще можна виділити границю вихідного зерна на фоні границь фрагментів; структура з зернами вихідних розмірів заповнених хмароподібними скупченнями дефектів (головним чином це дислокації що переплетені); структури з високою щільністю мікротріщин.

Цей факт, а також випадкове розташування округлих шпарин вихідної структури щодо фрагментів дозволяє вважати, що фрагментована структура має деформаційне походження і виникла на основі вихідної. Виявлені структурні особливості дають можливість стверджувати, що під час тертя процеси насичення зосереджені в дуже тонкому поверхневому шарі (1-3 мкм), а деформаційні процеси поширюються на глибину до 20 мкм.

Незалежно від методу одержання газотермічних покриттів на основі хрому після їх фрикційного контакту в поверхневих шарах тертя фіксується поява нітриду Cr₂N. Під час тертя в присутності мастила недостатність азоту та невисокі температури (400-500 К) створюють умови для виникнення нітриду Cr₂N. Поява нітриду Cr₂N підтверджується тим фактом, що зняття поверхневого шару на глибину 25 мкм призводить до відновлення вихідного фазового складу хромового покриття (табл. 14).

Під час фрикційного контакту у поверхневих шарах хромових газотермічних покриттів відбуваються фазові перетворення. В першу чергу зникають нестихіометричні оксиди Cr₃O₄ та CrO. Необхідно також відзначити, що за відсутності будь якого оксиду в хромовому покритті у вихідному стані (напилювання у динамічному вакуумі) і незважаючи на різке зростання вмісту кисню з 6 до 1824 %, появу оксидів не зафіксовано. Це дає можливість припустити, що збільшення вмісту кисню у поверхневих шарах під час тертя відбувається за рахунок його розчину у сильно деформованій гратці поверхні.

Проведеними дослідженнями встановлено, що локальне зміцнення відбувається, як за рахунок появи диспергованих структур розміром 20-100 нм, так і за рахунок насичення киснем до 20-26 %. Різке, (у 5-6 разів) та швидке (менше 5 хвилин) насичення поверхневих шарів тертя киснем на глибину 1-3 мкм відбувається як за рахунок дифузії так і ротаційного механізму оберту диспергованих комірок.

Таблиця 14. Фазовий склад хромових покриттів залежно від технологічних параметрів напилювання у вихідному стані та після тертя

Метод напилювання	Вихідний матеріал	Фазовий склад покриття
		вихідний	після тертя	після зняття 5 мкм поверхні
Газополуме-невий	Пруток	Cr; Cr2O3; Cr3O4; Cr2N	Cr; Cr2O3; Cr2N	Cr; Cr2O3; Cr2N
	Порошок 4080 мкм	Cr; Cr2O3; Cr3O4; CrN	Cr; Cr2O3; CrN, Cr2N	Cr; Cr2O3; CrN
Плазма: звичайна	Порошок 4080 мкм	Cr; Cr2O3; Cr3O4; CrN	Cr; Cr2O3; CrN, Cr2N	Cr; Cr2O3; CrN
у динамічному вакуумі	Порошок 4080 мкм	Cr	Cr, Cr2N	Cr
надзвукова	Порошок 4080 мкм	Cr; Cr2O3; Cr3O4; CrO; CrN	Cr; Cr2O3; CrN Cr2N	Cr; Cr2O3; CrN
Детонація	Порошок 2040 мкм	Cr; Cr2O3; Cr3O4; CrO; CrN	Cr; Cr2O3; CrN, Cr2N	Cr; Cr2O3; CrN

У П'ЯТОМУ РОЗДІЛІ дисертації наведено результати досліджень службових характерис-тик покриттів на основі хрому. Проведені дослідження дозволили визначити вплив умов навантаження на триботехнічні характеристики хрому і покриттів на його основі у широкому діапазоні температур 273-1100 К, навантаження 1-12 МПа та швидкостей 0,13-14 м/с (рис. 7).

Головною закономірністю, що виявляється при терті без мастила, є пряма залежність рівня зносу від твердості покриття: чим вища твердість, тим нижчі знос та коефіцієнт тертя. Подібна залежність є закономірною при превалюванні механізмів пружного відтиснення та абразивного зносу. Характеристики зносостійкості хромових газотермічних покриттів мають інший рівень у разі присутності шару мастила в умовах тертя.

Водночас, як і для сухого тертя наявність мастила призводить до незначного зменшення коефіцієнту тертя у разі підвищення температурі з 273 до 473 з одночасним підвищенням зносостійкості (рис. 8 в). Підвищення питомого навантаження мало впливає на коефіцієнт тертя (рис. 8 в) проте збільшується знос. Зміна швидкості тертя в діапазоні від 3 до 14 м/с призводить до зниження характеристик коефіцієнту тертя та зносу (рис. 8 а).

Порівняльні дослідження інтенсивності зношування хромових гальванічних і газотермічних покриттів в умовах граничного тертя показали, що зміна швидкості ковзання і темп навантаження нерівнозначно впливають на характеристики зносостійкості досліджуваних пар. При збільшенні швидкості ковзання у 9 разів з 1 до 9 м/с приріст зносу контртіла для пари гальванічне покриття - чавун підвищується з 0,45 до 2,5 мкм, а зростання питомого навантаження у 3 рази з 1 до 3 МПа, призводить до зростання зносу контртіла з 0,45 до 8,4 мкм. Менш помітний вплив параметрів іспитів на знос пари газополуменеве покриття-чавун. В аналогічних умовах зміни швидкості знос контртіла зріс із 0,5 до 2,5 мкм, а зміни навантаження - з 0,5 до 3,1 мкм відповідно (табл. 15).

Зміна параметрів тертя менше впливає на знос самого покриття. Збільшення швидкості ковзання з 1 до 9 м/с призводить до приросту зносу покриття на 6,5 та 2,1 мкм відповідно для гальванічного і газополуменевого покриття. Приріст зносу при підвищенні питомого навантаження з 1 до 3 МПа для гальванічного становив 4,5 і для газополуменевого покриття - 2,0 мкм.

Різке зростання зносу контртіла порівняно з покриттям (пара поршнева кільце - гільза циліндра) небажана. У даному випадку буде сильніше зношуватися деталь, відновлення розмірів якої вимагає великих витрат порівняно зі заміною поршневого кільця. Для визначення тенденції впливу умов іспитів на підвищений приріст зносу одного з матеріалів пари ми використали таку характеристику, як відношення розміру зносу контртіла до розміру зносу покриття (D) (рис. 9).

Таблиця 15. Значення зносу чавуну та хромового покриття (мкм) залежно від технології нанесення і режиму роботи даної пари

Наван- тажен- ня, МПа	Гальванічне покриття	Газополуменеве покриття
	Швидкість тертя, м/с
	1,0	2,0	4,0	9,0	1,0	3,0	6,0	9,0	14,0
1	0,4/2,5	0,7/2,9	1,5/5,0	2,5/9,0	0,5/2,0	1,0/2,5	1,2/3,0	2,5/4,6	2,7/6,2
2	3,0/5,0	5,3/7,8	7,6/9,5	-	0,6/2,1	1,2 /2,1	1,5/2,7	3,2/4,7	4,5/7,0
3	8,4/7,0	14,0/10	16,4/12	32,0/16	3,1/4,0	4,2/7,0	5,6/8,5	7,2/8,6	7,9/9,0

Примітка. Зліва від риски знос контртіла, справа покриття; шлях тертя 400 км.

В умовах питомих навантажень вище 2 МПа відношення зносу контртіла до зносу гальванічного покриття перевищує одиницю (крива 1, 2 рис 9), що не спостерігається для газотермічних покриттів навіть при навантаженнях у 6 МПа. Для них характерний знижений, порівняно з гальванічним покриттям, приріст як рівня зносу, так і величини відношення зносу матеріалу контртіла до покриття. Подібна тенденція характерна для співвідношення зносу контртіла до зносу покриття при погіршені умов змащування. При переході від тертя в умовах граничного змащування до сухого тертя відношення зносу контртіла до зносу гальванічного покриття навіть при малих швидкостях досягає 2. Для газотермічних покриттів в подібних умовах цей показник лише досягає одиниці.

Серед газотермічних покриттів на основі хрому матричний матеріал газополуменевого покриття на базі пластичного малолегованого сплаву хрому має збільшений запас пластичності (=0,80) та максимальний розмір ламелей, що сприяє зменшенню ролі границь у когезійній міцності поверхневого шару тертя. Він виявився найбільше працездатним в умовах тривалих режимів фрикційного контакту за наявності мастила (табл. 3).

Висока стабільність структури і механічних характеристик хромових газотермічних покриттів при твердості, що незначно перевищує твердість чавуну, дозволяє досягати оптимального співвідношення зносу пари чавун газополуменеве покриття на основі хрому. Так, знос поршневого кільця з хромовим газополуменевим покриттям за даними міжвідомчих іспитів впродовж 1000 год. роботи дизеля потужністю 8000 кВт, 900 об/хв при витраті мастил 1,2 г/(кВт год.) становив усього 11 мкм, а гільзи 9 мкм водночас як для електролітичного хрому 15 і 32 мкм, для молібденового плазмового 20 і 50 мкм, сталь-молібден електродугового - 13 і 40 відповідно. Головною перевагою хромових газотермічних покриттів перед гальванічними є необмежені можливості легування вихідного матеріалу з урахуванням матеріалу контртіла і умов роботи конкретної пари тертя.

Враховуючи високі характеристики жаростійкості хрому і оксидів на його основі та відсутність літературних даних щодо жаростійкості газотермічних покриттів, нами проведено дослідження впливу легуючих елементів і технології напилювання на рівень жаростійкості та вивчення структурних особливостей формування поверхневої оксидної плівки. Знання характеристик жаростійкості покриттів дає можливість оцінити теоретичну межу жаростійкості захищеного металу з урахуванням втрат від пористості покриття, взаємної дифузії металів основи і покриття, термостабільності, коефіцієнта теплового розширення та інших факторів.

Покриття, як і металургійний хром, окислюються за законом параболічного типу. Проте, незважаючи на більш розвинуту поверхню і пористість, швидкість збільшення маси на першому етапі декілька нижчий порівняно з металургійним хромом. Це пов'язано з тим, що частинки порошку при напилюванні вже вкриті окисним шаром.

Проведені дослідження впливу легуючих елементів в межах до 40 % які утворюють з хромом однорідний розчин, вказують на стабільність характеристик жаростійкості незалежно від вмісту та кількості легуючих елементів. Проте, як і сплавам, так і покриттям на основі хрому які вміщують лантан притаманна найбільша жаростійкість (табл. 16), що пов'язано з появою на поверхні покриття оксиду LaCrO₃ який є бар'єром для виходу іонів хрому на поверхню.

Наявність лантану впливає і на будову оксидної плівки. Так, фрактографічні дослідження після окислення поверхні зразків металургійного хрому який не вміщує лантан виявили, що плівка складається з оксидів які не мають чіткої кристалографічної структури. Плівка на поверхні газотермічних покриттів з хрому який вміщує лантан складається з більш чітких оксидів хрому розмір яких залежить від розміру складової структури покриття. Більш щільна будова окисної плівки також уповільнює дифузійні процеси і призводить до покращення захисних властивостей покриттів на основі хрому.

Таблиця 16. Приріст маси (г/м²) газотермічних покриттів на основі хрому залежно від вмісту легуючих елементів та температури окислення

Температура, К	Металургійний хром	Вміст легуючих елементів в покритті, %
		2 (0,3 -La; 0,5- Ta; 1,2 -V)	26 (10-Fe; 8-Ni; 6-Al; 2-Ti)	40 (36-Fe; 4-Al)
1273	20,1	6,8	20,2	21,6
1373	26,5	8,0	25,4	27,0

Для визначення впливу технології напилювання на захисні властивості покриттів на основі хрому нами проведені дослідження жаростійкості сталі Ст. 3 із нанесеними на них з усіх боків газотермічним хромовим покриттям одного складу за двома технологіями. Головна різниця між ними у вихідному стані - це поруватість. Для хромового покриття нанесеного плазмою вона становила 4-8, а надзвуковою плазмою - 1-3 %. Для всіх зразків характерний різкий приріст на перших годинах окислення з наступною стабілізацією. На першому етапі відбувається заростання пустот за рахунок виникнення шпинелеподібними оксидами хрому, рівень поруватості зрівнюється, і в подальшому значної різниці у прирості маси для покриттів із різною поруватістю не виявлялося. Жаростійкість матеріалу з різною поруватістю стає однаковим. Якщо порівняти швидкість окислення сталі Ст. 3 з нанесеним покриттям і на основі хрому і металургійним хромом за останні 30 год., можемо констатувати незначне розходження даних, яка складає 10-15 %, що свідчить при добрі захисні характеристики газотермічних покриттів на основі хрому (табл. 17).

Таблиця 17. Швидкість окислення зразків хрому, що вміщують лантан за останні 30 год. при 1273 К залежно від вихідного стану.

Матеріал	Компактний	Покриття	Сталь Ст.3 з покриттям (поруватість 1-3 %)	Сталь Ст.3 з покриттям (поруватість 4-8 %)
Швидкість окислення, мг/см2 .год.	0,0092	0,0101	0,0107	0,0108

В роботі визначено, що термоциклічна обробка зразків сталі з плазмовим покриттям за режимом 1300 300 К упродовж 50 циклів підвищує міцність зчеплення з 30 до 72 МПа за рахунок подальше проходження дифузійних процесів в перехідній зоні шириною 10-15 мкм. Такого високого рівня міцності зчеплення не досягають хромові покриття у вихідному стані навіть при використанні надзвукової плазми. Водночас змін у змісті кисню ні в покритті, ні в сталі не спостерігається.

Отримані дані свідчать, що хромові газотермічні покриття можливо цілеспрямовано використовувати для підвищення жаростійкості різних виробів з перспективою їх використання при температурах до 1300 К. Хромові газотермічні покриття які вміщують лантан при 1300 К за своїми характеристиками жаростійкості у 2-3 рази перевищують покриття на основі Ni-Cr-Al-Y сплавів і карбідів TiC/CrC, а також найжаростійкішого сплаву на основі нікелю ВЖ-98.

Хром, завдяки своїм фізико-хімічним характеристикам володіє високими характеристиками корозійної стійкості, що добре висвітлено в літературі. Корозійну стійкість покриття можливо збільшити тільки за рахунок введення легуючих елементів платинової групи, що економічно не обґрунтовано. Тому нами головну увагу було зосереджено на виявлення головних чинників які знижують корозійну стійкість основи в системі хромове покриття-підкладка незалежно від складу агресивного середовища, визначити вплив складу вихідного матеріалу та технологій напилювання та на корозійну стійкість основи. Корозійну стійкість системи хромове покриття-підкладка та самого покриття досліджували зняттям анодних потенціодинамічних кривих (dE/dф = 0,5 мВ/с), що отримували в розчині 0,5 М Н₂SO₄ при температурі 273 К.

Проведені дослідження показали, що для швидкості вільної корозії хрому характерна широка область анодної пасивації (від - 0,2 до +0,9 В) де він у 10⁵ разів більш стійкий, ніж сталь Ст. 3 або чавун. Для відділеного покриття на основі хрому характерна крива розчину яка співпадає з кривою для хрому у пасивній області. Відрізняються поляризаційні криві тільки відсутністю області пасивації у покриттів за рахунок наявності стабільної оксинітридної плівки на поверхні ламелей.

Таблиця 18. Вплив рівня пористості хромових газотермічних покриттів на їх корозійну стійкість

Метод напилювання	Пористість, %	Потенціал корозії Екор, В	Швидкість розчину, А/м2 при 0,70 В
Газополуменевий	5,7	- 0,20	20,0
Плазма	4,0	- 0,10	6,0
Надзвукова плазма	1,2	- 0,02	1,0
Детонація	0,7	0,20	0,25
Компактний хром	0	- 0,40	0,20

Відомо, що термічна обробка поверхні призводить до зниження пористості покриттів. Так, термічна обробка зразків з покриттям при 1600 К покращує потенціал вільної корозії в область стійкої пасивації і зменшує сумарні токи розчину у 20 разів. Це обумовлено тим, що при відпалені відбувається процес зарощування порожнин у покритті і окислення поверхні підкладки шпинелеподібними оксидами хрому. Оплавлення поверхні покриття підвищує корозійну стійкість системи сталь-покриття до рівня компактного хрому. Проте не всі вироби з нанесеним на них газотермічним покриттям дозволяють провадити термічну обробку через різке зниження механічних характеристик матеріалу основи. Забезпечення максимальних антикорозійних властивостей покриттів залежить від розміру вихідного порошку і їх кінетичної енергії при формуванні покриття і можуть змінюватися у 200 разів (табл. 18).

У додатках наводяться відомості щодо економічної ефективності використання малолегованих сплавів хрому у якості катодів для вакуумного розпилення, розроблені технології виготовлення прутка, проволоки та гнучкого шнура зі сплавів хрому придатних для газотермічного, електроіскрового та вакуумного розпилювання. Також наводяться відомості про використання наукових досліджень наведених у дисертації в різних галузях промисловості.

ВИСНОВКИ

1. Уперше визначено, що зниження чутливості хрому до поверхневих дефектів залежить від структурного розміру зерен хрому і насичення його поверхні домішками проникнення, а це дає змогу виробам зі структурою зерна нижче 3 мкм витримувати багаточисельні згини-перегини без допоміжної поверхневої обробки. Встановлено, що для даного структурного стану сплавам на основі хрому властива схильність до надпластичності.

Уперше встановлено взаємозв'язок між характером руйнації сплавів на основі хрому та зміною їх механічних властивостей в області температур від 200 до 1700 К. Виявлено вплив швидкості деформування на характер руйнації хрому, що дозволило узагальнити схему руйнування хрому в області температур від 200 до 1700 К. На підставі встановлення оптимальних температурних і деформаційних інтервалів деформування малолегованих сплавів хрому вперше у світовій практиці отримано в промислових умовах пластичні пруток і труби (ТУ 1-809-121-84, ВІЛС м. Москва, Росія), пруток діаметром 4 мм (ТУ 4216-09-89, УзКТЖМ, м. Чирчик, Узбекистан), труби діаметром 54х4 мм (ТУ 14-3-1359-85, НДІТП, м. Дніпропетровськ), труби діаметром 6,4х0,4 мм (ТТІ 3-ТРТБ-2-235-84, НДІТП, м. Дніпропетровськ), які придатні для використання в технологіях вакуумного, газотермічного напилювання та електроіскрового легування. Розроблено нові режими надшвидкої електротермічної обробки та хімічної поліровки поверхні хрому, які увійшли до складу регламентів дослідно-промислових технологій отримання прутка та тонкостінних труб.

2. Уперше розроблено фізико-хімічні основи створення зносо,- жаростійких газотермічних покриттів на основі хрому, що базується на принципах стабільності властивостей покриттів до температур 1200 К, за рахунок вмісту до 3 % оксидо-карбідоутворюючих елементів і до 0,5 % лантану. Встановлено фактори які контролюють як властивості покриття зі сплавів на основі хрому, так і їх поведінку в умовах тертя, впливу тепла та агресивного середовища і обґрунтована можливість управління цими факторами для забезпечення одночасного підвищення захисних властивостей матеріалу, що покривається, - жаростійкості, зносостійкості та корозійної стійкості.

Встановлено взаємозв'язок між рівнем зносостійкості газотермічних покриттів на основі хрому в умовах тертя зі змащенням та стабільністю структури й фазового складу в областях контакту, підвищеним рівнем пластичності структурних складових (ламелей) і їх здатністю протистояти зниженню когезійної міцності в локальних зонах, де відбувається тріщиноутворення. На підставі цих досліджень сформульовані вимоги до фазового складу вихідного матеріалу і визначені різноманітні технології його нанесення, які забезпечують отримання необхідного структурного та фізико-хімічного стану покриття.

3. Встановлено механізми, що впливають на фізико-хімічні властивості газотермічних покриттів на основі хрому (твердість, пористість, когезійну й адгезійну міцність, пластичність, температуру крихко-пластичного переходу, коефіцієнт теплового розширення), а також обґрунтована можливість управління ними для отримання максимального рівня службових характеристик. Визначено, що зниження когезійної міцності газотермічних покриттів на основі гранульованих порошків відбувається за рахунок високої площини окиснених границь. Встановлено, що зміна хімічного складу в газотермічних покриттях на основі хрому відбувається через високу схильність його до випаровування та насичення елементами проникнення і зумовлюється технологією напилювання.

Уперше встановлено характер зв'язку між швидкістю, температурою, середовищем плазмового потоку під час напилювання з фазовим і хімічним складом покриття. Якщо для появи оксиду Cr₃О₄ потрібно лише охолодження зі швидкістю (10^{-3 о}/с і вище), то оксид СrО фіксується лише при надшвидкому охолодженні і температурі нагріву основної маси частинок при формуванні покриттів не вище 1400 К. Вперше за допомогою електронно-мікроскопічних досліджень вивчено структуру газотермічних покриттів на основі хрому. Вона складається з рівнобічних комірок, розмір яких коливається від 1 до 5 мкм із різним рівнем дефектності і включень другої фази залежно від температури і атмосфери в якій проводиться напилювання.

4. Уперше всебічно вивчено особливості впливу тертя на склад, структуроутворення а також визначено механізми самоорганізації у поверхневому шарі в парах тертя монокристал хрому-чавун та газотермічне покриттях на основі хрому-чавун. Встановлено, що головними механізмами локальної самоорганізації структури поверхневого шару під час контактної взаємодії є: а) структурний - локальне, поступове зменшення розміру комірчастої структури з 1-5 мкм до 20-100 нм з поширенням цього процесу на глибину до 10 мкм; б) насичення поверхневої структури киснем з 5-6 до 20-26 % на глибину до 3 мкм; в) тріщиноутворення в локальних місцях поверхневого шару, після вичерпування процесу пластичної деформації; г) поява нітридів хрому в поверхневому шарі тертя завтовшки до 3 мкм, що зменшує інтенсивність адгезійної взаємодії з матеріалом контртіла і поліпшує зносостійкість.

5. Визначено, що оптимальною технологією яка забезпечує високі характеристики зносостійкості. є газополуменеве або електродугове розпилювання дроту, яке дозволяє отримувати покриття з максимальним рівнем пластичності і структуру з розміром ламелей понад 20 мкм. Запропоновано показник рівня відносної пластичності покриття для відображення його спроможності до релаксації напруг під час циклічних навантажень, що сприяє підвищенню зносостійкості.

6. Встановлено, що рівень жаростійкості визначається розміром структурних складових окисної плівки та наявністю плівок оксиду LaCrO₃ за рахунок збільшення концентрації лантану з 0,1-0,5 до 5-10 % на поверхні покриття під час напилювання і впливу робочої температури. Характеристики жаростійкості газотермічних покриттів на основі легованих сплавів хрому не залежать від технології їх отримання і при оптимальному легуванні досягають значень 0,01 мг/(см²год.) при 1300 К.

7. Доведено, що корозійні властивості покриття дещо вищі за компактний хром завдяки наявності на поверхні ламелей стабільної оксинітридної плівки яка, зумовлює відсутність області пасивації. Захисні властивості покриття залежать від розміру вихідного порошку і їх кінетичної енергії при формуванні покриття і можуть змінюватися у 200 разів.

8. Проведено стендові порівняльні дослідження зносостійкості пар тертя хромове газополуменеве і гальванічне покриття-чавун під час впливу температури 473 К, тиску 16 МПа, швидкостей 114 м/с в умовах граничного змащування на характеристики. Визначено перевагу газотермічних хромових покриттів перед гальванічними в умовах роботи пари тертя при навантаженнях більше 2 МПа і швидкості вище 3 м/с завдяки структурній стабільності і підвищеній пластичності. Стендові іспити підтвердили, що в умовах форсованої роботи ДВЗ потужністю 8000 кВт, 900 об/хв, при витраті мастила 1,2 г/(кВт.* год.), застосування хромових газополуменевих покриттів на поршневих кільцях дало змогу підвищити ресурс їх роботи у вище означених умовах до 1012 тис. мотогодин порівняно з 56 тис. для гальванічних хромових та молібденових електродугових покриттів.

9. Встановлено основні закономірності формування структури, фазового складу, механічних та триботехнічних властивостей одно- та багатошарованих їонно-плазмових покриттів на основі нітридів хрому та титану. Показано, що підвищення твердості з 14 до 28 ГПа при зростанні кількості шарів з 2 до 24 зумовлено як зниженням розміру структурних складових шарів покриттів, так і внеском міжфазних меж. Встановлено, що поліпшення характеристик зносостійкості для таких покриттів обумовлено відсутністю локального зміцнення, насичення поверхні елементами проникнення, значним зниженням рівня адгезійного схвачування і масопереносу. Їм властивий безкисневий механізм зношування. Ці покриття перспективні для зміцнення поверхневої кромки ріжучого інструменту.

10. Виявлено наявність двох шарів по товщині зміцненої поверхні сталі та чавуну методом електроіскрового легування хромом, які відрізняються різним фазовим складом, але не мають різкої межі між собою. Встановлено рівень зміцнення та глибину насичення поверхні сталі та чавуну хромом і показано, що головним фактором зміцнення поверхневого шару матеріалів під час електроіскрового легування хромом є наявність карбідів Cr₂₃C₆ і Cr₇C₃ й підвищення щільності дефектів в результаті термічних ударів.

СПИСОК ДРУКОВАНИХ ПРАЦЬ АВТОРА ЗА ТЕМОЮ ДИСЕРТАЦІЇ

Основні положення дисертації викладені у таких роботах:

Горбань В.Ф., Сычев В.В. Взаимосвязь структуры и износостойкости газотермических покрытий на основе хрома // Трение и износ. 1994. 15, №6. С. 10141021. Здобувачем визначено технології напилювання які формують оптимальні фізико-механічні властивості покриття для забезпечення максимальної зносостійкісті.

Горбань В.Ф., Бритун В.Ф., Косско И.Л. Исследование влияния контактного взаимодействия трущихся пар на структуру и фазовый состав покрытий // Порошк. металлургия. 1995. №5/6. С. 8085. Здобувачем визначено границі розповсюдження деформаційних процесів та насичення киснем поверхневого шару під час фрикційного контакту.

Горбань В.Ф., Бега Н.Д., Саржан Г.Ф. Исследование кинетики развития пластической деформации и упрочнения приповерхностных слоев трения // Металлофизика и новейшая технология. - 1994. - 16, №11. - С. 35-41. Здобувачем встановлена неоднорідність процесу деформації під час тертя та визначено вклад когезійної міцності в процес руйнування поверхневого шару.

Горбань В.Ф., Панарина Н.И., Ракицкий А.Н. Жаростойкость газотермических покрытий на основе хрома // Защита металлов. - 1994. - 30, №6. - С. 596-598. Здобувачем встановлено вплив температури на фазовий склад і властивості оксидної плівки.

Горбань В.Ф. Жаростойкость углеродистой стали с нанесенным газотермическим покрытием на основе хрома // Защита металлов. - 1996. - 32, №3. - С. 335-336.

Горбань В.Ф. Исследование структурных превращений в напыленном слое хромовых покрытий при трении // Трение и износ. 1996. 17, №6. С. 810815.

Горбань В.Ф. Закономірність формування структури поверхневих шарів хромових газотермічних покриттів за умов напилювання та випробування на тертя // Металознавство та обробка металів. - 1999. - № 4. - С. 34-38.

Горбань В.Ф. Взаимосвязь пластичности материала покрытий на основе хрома с характеристиками износостойкости // Электронная микроскопия и прочность металлов. Киев: ИПМ НАН Украины, 1999. С. 2537

Горбань В.Ф. Повышение жаро- и износостойкости деталей способом газотермического напыления покрытий из сплавов на основе хрома // Автомат. сварка. - 2000. -№ 2. - С. 27-33.

Горбань В.Ф., Сычев В.В. Сравнительные характеристики изнашивания хромовых гальванических и газотермических покрытий // Трение и износ. 1997. 18, № 1. С. 125128. Здобувачем встановлено механізми які сприяють зносостійкості газотермічних покриттів на основі хрому.

Горбань В.Ф. О некоторых особенностях разрушения хрома // Электронная микроскопия и прочность материаллов. Киев: ИПМ НАН Украины, 1998. С. 6876.

Щербакова Л. А., Горбань В.Ф. Защитные газотермические покрытия из сплавов на основе хрома // Защита металлов. 1998. - 34, №4, - С. 396-397. Здобувачем запропонована ідея досліджень й на підставі отриманих експериментальних даних визначено механізми які сприяють корозійної стійкості газотермічних покриттів на основі хрому.

Ракицкий А.Н., Турцевич Е.В., Рогуль Т.Г., Горбань В.Ф., Захаренко Н.И., Самелюк А.В., Бритун В.Ф. Структура и фазовый состав газотермических покрытий из малолегированных сплавов хрома // Порошк. металлургия. 1987. №11. С. 5155. Здобувачем виготовлено вихідний матеріал й проведено вивчення структури і твердості покриттів.

Хуторский А.Л., Турцевич Е.В., Бега Н.Д., Ракицкий А.Н., Горбань В.Ф., Шмаль С.Н. Особенности накопления микронапряжений в деформированном хроме // Пробл. прочности. - 1991. -№ 7. - С. 69-75. Здобувачем виготовлено вихідний матеріал й проведено термомеханічну обробку, вивчення структури і механічних властивостей деформованого хрому.

Турцевич Е.В., Ракицкий А.Н., Рогуль Т.Г., Н.И. Захаренко, В.Е. Марушко, Горбань В.Ф. В.А. Сагайдак. Структура осажденного хрома при магнетронном распылении // Порошк. металлургия. 1992. N2. С. 5663. Здобувачем виготовлено вихідний матеріал й проведено вивчення впливу технологічних факторів на структури і твердості покриттів.

Бега Н.Д., Горбань В.Ф., Кириленко С.Н., Панарина Н.И., Паустовский А.В., Ракицкий А.Н., Хачикян В.Э. Электроискровые покрытия из сплавов на основе хрома // Порошк. металлургия. 1994. №7/8. С. 8589. Здобувачем виготовлено вихідний матеріал й визначено механізми впливу технологічних факторів на твердості і службові властивості покриттів.

Горбань В.Ф., Бега Н.Д., Бритун В.Ф. Сычов В.В., Бродниковский Н.П. Структурные особенности хромовых газотермических покрытий // Электронная микроскопия и прочность металлов Киев, ИПМ НАН Украины, 1994. С. 2537. Здобувачем запропонована ідея досліджень й на підставі отриманих експериментальних даних визначено вплив вплив технології напилювання на структурні особливості покриттів.

Бродниковский Н.А., Шевченко А.И., Писаренко В.А., Горбань В.Ф. Методика контроля адгезии износостойких хромовых покрытий с помощью ультразвука // Техн. диагностика и неразрушающий контроль. 1995. №4. С. 5054. . Здобувачем визначено механізми впливу технології напилювання на рівень адгезійної міцності покриттів.

Gorban V., Bega N., Sarzhan G. Study of plastic deformation and hardening in friction surfase layers // Phus. Metals.(Overseas publishers Assosstion) 1995 14, № 11. P. 12111218. Здобувачем на підставі отриманих експериментальних даних встановлено процеси, що відбуваються у поверхневому шарі покриття під час фрикційного контакту.

Харченко Г.К., Фальченко Ю.В., Новомлинец О.А., Горбань В.Ф. Диффузионная сварка в вакууме хрома с медью // Автомат. сварка. - 2002. -№ 7. - С. 41-42. Здобувачем розроблена ідея досліджень, виконані експериментальні дослідження і узагальнені їх результати.

Збірники наукових праць

Трефилов В.И., Ракицкий ...