Наукові основи створення кавітаційностійких захисних покриттів на сталях
Експериментальне дослідження особливостей механізмів руйнування дифузійних та газотермічних покриттів в умовах кавітаційно-корозійного впливу. Розробка та обґрунтування наукових принципів створення кавітаційностійких захисних покриттів на сталях.
Рубрика | Производство и технологии |
Вид | автореферат |
Язык | украинский |
Дата добавления | 30.08.2014 |
Размер файла | 1,0 M |
Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже
Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.
Рис. 7. Мікроструктура покриття на основі карбіду цирконію, х500 (а) та карбіду хрому, х800 (б) на сталі У8А при температурі нанесення 1323К тривалістю 4 год (б - після травлення реактивом Муракамі)
У другому підрозділі описані результати дослідження кавітаційної стійкості вуглецевих сталей з карбідними покриттями на основі перехідних металів: титану, цирконію, ванадію, ніобію і хрому та їх комбінацій. На підставі цих досліджень встановлено взаємозв'язок між кавітаційною стійкістю карбідних покриттів і їх характеристик: мікротвердості, мікрокрихкості, пористості, розподілу величин залишкових напружень, напружень сколювання, тріщиностійкості та товщини карбідного шару.
Визначено вплив термічної обробки виробів з покриттями на їх кавітаційну стійкість. Типові кінетичні криві залежності втрати маси від тривалості кавітаційного впливу показано на прикладі сталі 45 з нанесеними карбідними покриттями на основі зазначених вище перехідних металів. На кінетичних кривих можна виділити три періоди руйнування: інкубаційний, рівномірного руйнування, інтенсивного руйнування, причому початок і тривалість кожного періоду залежать від типу покриття.
Протягом інкубаційного періоду на поверхні, що піддається кавітації, як і у випадку боридних покриттів, виявляється структурний рельєф у вигляді протравлених зерен (рис. 8 - а, б) полірованої поверхні, що піддавалася кавітації. В процесі нанесення карбідних покриттів формується дрібнозерниста структура з розміром зерен порядку 0,5...1,5 мкм (рис. 8, а).
В таких покриттях руйнування при кавітації відбувається по границях зерен, що добре видно на растрових фотографіях (рис. 8), представлених на зразках з покриттями на основі карбідів хрому і ванадію на різних стадіях кавітаційного руйнування. Встановлено, що карбідні покриття характеризуються дуже високою однорідністю складу і структури, а також високою суцільністю, що добре видно на рис. 8, а. Однак, навіть у сплавах з високими усередненими показниками характеристик міцності завжди є маломіцні ділянки, стан яких при мікроударному впливі визначає весь подальший процес руйнування. Такими слабкими мікроділянками в карбідному покритті є пори, що знаходяться на стику декількох зерен і що мають контакт із зовнішнім середовищем. Саме в місцях виходу границь зерен на поверхню пори відбувається зародження мікротріщин при гідравлічному ударі. Наявність пор у карбідних покриттях приводить до локалізаціїї навколо них руйнування.
Подальший розвиток процесу кавітації веде до відколу окремих зерен або їхніх груп, що прилягають до дефектної ділянки поверхні, що відповідає початку періоду рівномірного руйнування. Відділення мікрооб'ємів покриття сприяє залученню в процес руйнування нових ділянок матеріалу, які спочатку не мали дефектів. Далі повторюється процес зародження і росту мікротріщин по границях зерен, причому найбільш інтенсивно він розвивається в області виступаючих над поверхнею кавітаційної западини окремих зерен або їхніх груп. Місця з'єднання цих мікрооб'ємів з матеріалом покриття виступають як сильні концентратори напружень.
Області каверн мають сильно розвинутий рельєф (рис.8 (в, г, д, е)), оскільки кількість несуцільностей зростає пропорційно площі западин, то зі збільшенням її розмірів збільшується і швидкість ерозійного процесу (рис. 8). Руйнування карбідних покриттів розвивається досить повільно: швидкість ерозії складає від 0,28•10-5 до 0,56•10-5 кг/м2•с. Візуально сліди кавітації не виявляються протягом шести годин, у той час як на найбільш міцній з досліджених сталей - сталі У8А такі сліди чітко видні вже після однієї години кавітації.
Висока кавітаційна стійкість карбідних покриттів зумовлена сприятливим сполученням високої твердості, значних стискаючих залишкових напружень, низької пористості і високої дисперсності структури покриттів (рис. 8). Початок інтенсивного руйнування визначається за перегином на кінетичній кривій і характеризується тим, що рель'єф сколу спостерінається на більшій частині поверхні, що піддається кавітації. При цьому, якщо для високоміцних карбідних покриттів на основі ванадію, титана і хрому цей механізм спостерігається після 36·103 сек. кавітаційного впливу, то для менш міцних покриттів на основі ніобію і цирконію інтенсивне руйнування починається після 21,6·103 с кавітації.
Збільшення товщини карбідних покриттів на основі титану, ванадію і хрому, що мають найбільшу кавітаційну стійкість приводить до збільшення тривалості Кавітаційна каверна, що утвориться в карбідному покритті, близька за формою до усіченого конусу (рис. 8, е). На її бічній поверхні виявлені концентричні тріщини і виступи (рис. 17). Такі тріщини проходять по границі розділу шарів карбідних зерен, що утворилися в процесі дифузійного росту покриття. Частина концентричних тріщин проходить по границі розділу фаз покриття і матриці. Режими плину мікропотоків рідини в значній мірі залежать від рельєфу поверхні матеріалу. Кавітаційна каверна сприяє утворенню високошвидкісних мікроструменів, що контактують з поверхнею по напрямках, близьких до нормального. Отже, значне збільшення швидкості кавітаційного руйнування зразків з нанесеними карбідними покриттями протягом третього періоду зв'язано не тільки з початком руйнування матриці, але і з інтенсифікацією кавітаційного впливу за рахунок утворення високошвидкісних ударних мікроструменів.
Збільшення товщини карбідних покриттів на основі титану, ванадію і хрому, що мають найбільшу кавітаційну стійкість приводить до збільшення тривалості початкових періодів руйнування інкубаційного і рівномірного руйнування, тобто до збільшення їх ерозійної стійкості. Така закономірність спостерігається до деякої критичної товщини шарів, що складають для титану і хрому - 20...25 мкм, а для ванадію 16...20 мкм, після якої стійкість покриттів знижується. Падіння стійкості відбувається спочатку повільно внаслідок росту пористості покриттів зі збільшенням їхньої товщини, а потім швидко, внаслідок розтріскування покриттів. З погляду технології, оптимальним є нанесення шарів товщиною 16...20 мкм, що забезпечує найбільший ефект захисту металу стосовно витраченого на його одержання ресурсам.
Рис. 8. Зміна мікроструктури поверхні покриття на основі карбідів хрому в процесі кавітаційного зношування: а, б - вихідний стан,х10000 в - ф = 5,4•103 с; г - ф = 7,2•103 с, д - ф = 10,8•103 с, е - ф = 21,6•103 с; а, б, в, х10000; г, х6000; д, х7000; е, х1000
При загальному високому рівні мікротвердості досліджених карбідних покриттів (табл. 3), їх можна розташувати по мірі зростання мікротвердості в наступний ряд:
CrmCn>NbC>VC>ZrC>TiС.
Кореляція між цією характеристикою та їх кавітаційною стійкістю відсутня.
Внаслідок того, що кавітаційне руйнування в першу чергу зв'язано з мікроударним впливом, крихкість поверхневого шару матеріалу значно впливає на його кавітаційну стійкість. Всі карбіди відрізняються високою крихкістю, що значно перевищує крихкість металів, проте в межах класу карбідів мікрокрихкість розрізняється в 2,8 рази при порівнянні найбільш пластичного карбіду хрому з найбільш крихким карбідом титана.
Пористість карбідних покриттів визначали металографічним методом. В порядку убування пористості досліджені покриття розташовуються в наступний ряд:
NbC > VC > TiC > ZrC > CrmCn.
За здатністю до пороутворення карбідні покриття можна розділити на три групи: низькопористі - на основі хрому і цирконію, середньопористі - на основі ванадію і титана, високопористі - на основі ніобію. При цьому пористість покриття на основі ніобію майже на порядок вища, ніж для середньо пористих покриттів. Саме тому ці покриття показали найменшу кавітаційну стійкість. Процес утворення пор у карбідних покриттях, як і в боридних покриттях, носить дифузійний характер.
Таблиця 3. Мікротвердість та характеристики мікрокрихкості карбідних покриттів на вуглецевих сталях
Тип покриття |
Марка сталі |
|||||||||
Сталь 20 |
Сталь 45 |
Сталь У8А |
||||||||
Hм, ГПа |
Ропт, Н·10-2 |
г·10-3, ум. од. |
Hм, ГПа |
Ропт, Н·10-2 |
г·10-3, ум. од. |
Hм, ГПа |
Ропт, Н·10-2 |
г·10-3, ум. од. |
||
TiC |
28 |
50 |
0,4 |
32 |
50 |
0,44 |
40 |
50 |
0,63 |
|
ZrC |
26 |
60 |
0,38 |
28 |
60 |
0,38 |
29 |
60 |
0,45 |
|
VC |
23 |
80 |
0,28 |
25 |
80 |
0,28 |
26 |
70 |
0,34 |
|
NbC |
21 |
80 |
0,25 |
23 |
80 |
0,25 |
24 |
80 |
0,31 |
|
CrmCn |
16,5 |
100 |
0,14 |
16,5 |
100 |
0,14 |
16,5 |
100 |
0,20 |
Особливістю карбідних покриттів, що вигідно відрізняє їх від легованих боридних покриттів, є те, що для них характерна закрита пористість. При цьому середній розмір пор на порядок менший, ніж у боридних покриттях. Відсутні пори, що проходять через усе покриття і зв'язують матеріал матриці з зовнішнім середовищем. Розподіл пористості по глибині карбідного покриття вивчали на прикладі покриття на основі карбіду титана, нанесеного на сталь У8А при температурі 1320 К на протязі 14,4·103 с ізотермічної витримки. На глибині 2...3 мкм пористість склала 0,16%, тоді як зішліфовування шару на глибину 6...8 мкм привело до зменшення пористості до 0,08%, тобто в два рази. Таким чином, пори в карбідному покритті розташовуються в основному в його поверхневому шарі.
Досліджено вплив залишкових напружень і напружень мікросколювання в однокомпонентних і двокомпонентних карбідних покриттях на основі перехідних металів (Ti, Cr, Nb, V, Zr) на їх кавітаційну стійкість, а також вплив термічної обробки. Показано, що формування залишкових напружень стиснення в карбідних шарах є необхідною умовою опору покриттів мікроударному кавітаційному руйнуванню. Наступна термообробка (гартування + низький, середній або високий відпуск) призводить до зниження стійкості покриттів у 1,2...1,4 рази, що пов'язано із переросподілом внутрішніх напружень стискування в шарах покриттів та їх загальним зниженням в результаті структурних та об'ємних змін в сталі, або навіть у переході в розтягуючі. При цьому втрачаються захисні функції покриття за умов мікроударної дії кавітації. Встановлено, що з ростом величини напружень мікросколювання та зменшення розміру зерна кавітаційна стійкість покриттів зростає (рис.4).
Внаслідок проведених досліджень показано, що карбідні покриття по мірі зменшення зносу при кавітації розташовуються в наступний ряд:
(V-Nb)C NbC ZrC (Si-Cr)C (Cr-Ti-V)C (V-Cr)C TiC (Nb-Cr)C (Zr-Cr)C VC CrmCn
Таким чином, встановлено, що кавітаційна стійкість вуглецевих сталей з карбідними покриттями на основі титану, хрому і ванадію підвищується в 6...10 разів у порівнянні з незахищеними сталями.
В розділі п'ятому розглянуто корозійну та кавітаційно- корозійну стійкість легованих боридних та карбідних покриттів. В першому підрозділі досліджено вплив агресивного середовища на кавітаційну стійкість дифузійних покриттів. Вивчено корозійні електрохімічні властивості сталі 45 з дифузійними покриттями на основі карбідів перехідних металів хрому, ванадію, титана, цирконію і ніобію та легованих боридних покриттів. Визначено, що морська вода інтенсифікує процес кавітаційного руйнування в боридних покриттях на 6…10% протягом усіх періодів руйнування, а в карбідних покриттях на 5...7% після першого періоду руйнування (рис.9). Показано, що за умов інтенсивного кавітаційного зношування вуглецевих сталей з легованими боридними і карбідними покриттями основну роль відіграє механічне руйнування. Роль корозії полягає в інтенсифікації процесу механічного руйнування.
Рис. 9. Кінетичні криві кавітаційного руйнування сталі 45 у вихідному стані (1, 1'), після борування (2, 2') і з покриттями на основі карбіду хрому (3, 3'): 1, 2, 3 - в водопровідній воді; 1', 2', 3' - в 3%-му розчині морської солі в воді
Нанесення карбідних покриттів на поверхню сталі 45 приводить до гальмування швидкості анодної реакції корозійного процесу. Анодне розчинення покриттів відбувається за рахунок іонів залiза Fe2+, що входять до складу покриттів. Найбільшу захисну дією у водних агресивних середовищах демонструють покриття на основі карбідів хрому і карбіду ванадію. Вони зменшують швидкість корозії сталі 45 відповідно в 4,7 та 5,22 рази у водопровідній воді і 3,18 та 4,85 рази в 3% водному розчині морської солі. Ступінь захисту сталі 45, яка розрахована за стандартними методиками електрохімії, в цьому випадку досягає 70-80%.
Карбідні покриття по мірі збільшення гальмування анодного розчинення сталі розташовуються в наступному ряду:
NbC>ZrC>TiC> VC> Cr23C6.
При тривалих випробуваннях на поверхні покриттів з'являються ділянки локального корозійного руйнування у вигляді виразок, пітінгів де починає працювати гальванічна пара покриття-матриця. Найбільшу стійкість до локальної корозії мають покриття на основі карбідів хрому, для яких після тривалих корозійних випробувань спостерігаються лише поодинокі ділянки локального руйнування дифузійного шару.
Нанесення карбідних покриттів приводить до зменшення швидкості корозії в 2,2...10 разів (табл. 4). Характерною рисою карбідних покриттів є наявність на анодних поляризаційних кривих області пасивації електрода. З наведених даних видно, що анодна реакція гальмується більше, ніж катодна. Встановлено, що найбільшу корозійну стійкість мають покриття на основі карбідів титану, ванадію і хрому.
На анодних фрагментах вольт-амперних поляризаційних кривих карбідних покриттів спостерігаються кілька областей, наявність яких пов'язана з анодним розчиненням та пасивацією поверхні в результаті виділення кисню і хлору. Значення щільності струму пасивації анодного процесу зменшуються в ряду:
Сталь45 NbC Zr C TiC VC CrmCn.
Легування боридних шарів титаном, ванадієм, ніобієм і хромом значно підвищує захисні властивості боридного покриття. Для легованих боридних покриттів характерна повільна стабілізація стаціонарних електрохімічних потенціалів після 1,5...2 годин витримки в електроліті. Анодною реакцією корозійного процесу в боридних покриттях є перехід заліза в розчин у вигляді двовалентних іонів:
Fe = Fе++ +2е.
Таблиця 4. Захисні властивості карбідних покриттів на сталі 45
Тип покриття |
Агресивне середовище |
||||||
водопровідна вода |
3% водний розчин морської солі |
||||||
Км, г/м2год |
г, від.од. |
Z,% |
Км, г/м2год |
г, від.од. |
Z,% |
||
Сталь45 |
0,0428 |
- |
- |
0,1022 |
- |
- |
|
TiC |
0,0362 |
1,1 |
10 |
0,0700 |
1,386 |
28 |
|
Cr23C6 |
0,0082 |
5,22 |
81 |
0,02 |
4,85 |
80 |
|
VC |
0,0092 |
4,7 |
79 |
0,0321 |
3,18 |
69 |
|
ZrC |
0,0375 |
1,14 |
12 |
0,0922 |
1,10 |
10 |
|
NbC |
0,0324 |
1,32 |
24 |
0,0785 |
1,23 |
19 |
Нанесення легованих боридних покриттів приводить до зменшення швидкості корозії в 1,12...2,51 рази, при цьому анодний процес гальмується більше ніж катодний. Найбільшу корозійну стійкість у морській воді мають покриття, леговані хромом, ніобієм, титаном і ванадієм.
Таблиця 5. Електрохімічні характеристики карбідних покриттів на сталі 45 в 3% водному розчині морської солі
Тип покриття |
Ес, В (н.в.е.) |
мiс, 10-2 А/ м2 |
пiс, 10-1 А/ м2 |
Потенціали області пасивного стану Е1…. Е2, В |
i пасивації, А/ м2 |
|
Сталь 45 |
-0,323 |
9,8 |
7,94 |
- |
- |
|
TiC |
-0,223 |
6,713 |
1,585 |
+0,3…+0,65 |
3,16 |
|
Cr23C6 |
-0,183 |
1,918 |
0,794 |
-0,08…+0,15 +0,45…+1,0 |
5,6·10-2 3,16 |
|
VC |
-0,093 |
3,07 |
1,41 |
+0,25…+0,9 |
1,995 |
|
ZrC |
-0,113 |
8,84 |
1,58 |
+0,3…+0,7 |
19,95 |
|
NbC |
-0,273 |
7,528 |
3,548 |
+0,25…+0,6 |
25 |
Швидкість анодного розчинення легованих боридних покриттів зменшується в ряду:
Сталь45 Fe,(Fe,Cu)B (Fe,W)B (Fe,Mo)B (Fe,Co)B (Fe,Ni)B (Fe,Mn)B (Fe,Nb)B (Fe, Ti)B (Fe, V)B (Fe, Cr)B.
В другому підрозділі розглянуто зношування дифузійних та газотермічних покриттів в умовах циклічної кавітаційно-корозійної дії. Циклічні кавітаційні випробування включали 30-ти хвилинну кавітаційну дію з наступними корозійними випробуваннями у водопровідній воді або 3% водному розчині морської солі протягом доби. Загальна тривалість випробувань складала 36 діб.
Спостерігається збільшення кавітаційно-корозійного зношування комплексних карбідних покриттів в умовах циклічної кавітаційно-корозійної дії порівняно з безперервною кавітацією в 1,5-2 рази. Циклічне кавітаційно-корозійне зношування карбідних покриттів на основі Cr, Cr-Zr, Cr-Nb, Cr-Si, Nb підвищується в середовищі 3%-го водного розчину NaCl порівняно із водою на 10-20%. Прискорення зношування покриттів при циклічній кавітації в порівнянні з неперервною пов'язано з адсорбційним і електрохімічним впливом середовища, посиленням щілинного ефекту та ефекту Ребіндера. В цьому випадку щілинами на поверхні кавітації є тріщини та пори біля кінців яких спостерігається концентрація напруги, яка активізує процес взаємодії матеріалу та середовища. Щілинний ефект проявляється через зміну рH і концентрацію електроліту вздовж щілини, що веде до прискорення електрохімічної корозії. При цьому дно пори або тріщини є анодом і кородує з більшою швидкістю, тому що інша металева поверхня запасивована і служить практично катодом. На дні тріщин чи кавітаційних каверн накопичуються продукти корозії, що сприяють подальшому розклинюванню матеріалу, тобто росту тріщин.
На катодних ділянках йде реакція 2Н+ + 2е >Н2 виділення водню. При цьому локальні ділянки металу, що виконують роль катода, піддаються наводненню.
Коефіцієнти корозійної стійкості покриттів системи Si-Cr та Nb-Cr близькі до коефіцієнта стійкості однокомпонентних покриттів на основі карбіду хрому. Це обумовлено тим, що на поверхні формується фаза Cr23C6. Нанесення комплексних ніобій-хромових покриттів на вуглецеві сталі приводить до утворення тришарового карбідного покриття товщиною до 20 мкм. Зовнішній шар містить в основному карбід хрому типу Cr23C6, внутрішній карбідний шар складається з монокарбіду ніобію NbС, а на границі з матрицею утворюється карбід типу Cr7C3, легований атомами заліза.
Формування трьохшарових карбідних покриттів веде до зростання кавітаціно-корозійної стійкості в порівнянні з однофазними покриттями. Це пов'язано з існуванням карбідних фаз, що мають різний акустичний опір. Відмінність в акустичному опорі шарів комплексних покриттів веде до інтенсивного розсіювання ударних хвиль. При цьому ударна хвиля розкладається на відображену і ту, що пройшла через захисний шар. Збільшення кількості шарів у захисному покритті збільшує інтенсивність розсіювання та затухання ударної хвилі при кавітації.
Розрахована мінімальна товщина дифузійних шарів, де відбувається згасання ударних хвиль для різних типів покриттів складає: Cr23C6 - 20 мкм; ZrС - 19,8 мкм, NbС - 18 мкм (при діаметрі струменя рідини 2 мкм). Якщо вихідні значення товщини менше цих величин, то в покритті відбувається відбиття ударних хвиль від границь розділу фаз. В реальних покриттях системи Nb-Cr за умов насичення 4 год витримки при 1323 К загальна товщина складає 18 мкм. Перший шар- фаза Cr23C6 - 9 мкм, другий шар- фаза NbC-7 мкм, третій шар- фаза Cr7C3 -2 мкм. Товщина комплексних карбідних покриттів у 1,3 - 1,5 рази вище ніж у однокомпонентних покриттях при тих же умовах насичення, тому композиційні покриття мають значно вищу кавітаційну стійкість.
В умовах циклічного кавітаційно-корозійного впливу вивчали знос дифузійних карбідних покриттів на основі хрому і ванадію, боридних - легованих хромом або ванадієм і газотермічних плазмових без оплавлення та оплавлених лазером покриттів евтектичного складу Х18Н9Т - ТіВ2 - VC, нанесених на вуглецеві сталі 20, 45. Зношування захисних покриттів на відповідних стадіях кавітації і корозії збільшується в 1,3 - 3 рази за умов циклічних кавітаційно-корозійних випробувань порівняно з безперервними кавітаційними дослідженнями.
Спрацювання поверхні за умов кавітаційно-корозійної дії полягає в адсорбційному впливі середовища, наводнюванні поверхні, адсорбції розчинених в рідині іонів хлору та кисню поверхнею покриття, ефекті щілини, руйнуванні захисних оксидних плівок. За умов тривалих корозійних випробувань з накладанням короткочасних кавітаційних ефектів зношування поверхні зростає.
В роботі досліджено вплив інгібіторів на кавітаційно-корозійну стійкість покриттів системи (Nb-Cr)C, (Si-Cr)C, CrxCy на стадії корозії. В якості інгібіторів застосовували 1-3 г/л водний розчин перманганату калію. Встановлено, що на кавітаційну складову вплив інгібіторів несуттєвий. Позитивна роль інгібіторів виявлена лише в кількох випадках за умов циклічної кавітаційно-корозійної дії в середовищі 0,1 Н розчину Н2SO4 при дослідженні систем Si-Zr та Nb-Cr покриттів на стадії корозії. Стійкість корозійної складової Si-Cr покриттів зростає у 2 рази в середовищі з інгібітором. Застосування інгібіторів приводить до поліпшення циклічної кавітаційно- корозійної стійкості Nb-Cr покриттів в 1,4 рази, а Si-Cr покриттів в 2 рази. В результаті проведених досліджень з'ясовано, що застосування Si-Cr покриттів доцільне у кислому середовищі 0,1 Н розчину Н2SO4.
Хромосиліціювання приводить до утворення на поверхні вуглецевої сталі карбідних шарів Cr23C6, Cr7C3 додатково легованих кремнієм, що дозволяє рекомендувати ці покриття для роботи в агресивних корозійних середовищах з кавітаційними впливами. Хромосиліцидні покриття мають більш високу пористість у порівнянні з однокомпонентними карбідними покриттями на основі хрому. З цієї причини їхній кавітаційно-корозійний знос більш високий.
В роботі встановлено, що при комплексному насиченні вуглецевих сталей кремнієм та хромом формується дифузійний шар, який складається із фази типу Cr23C6 (зовнішня зона) Cr7C3 і б - твердого розчину кремнію в б - залізі (внутрішня зона). Визначено, що в фазі типу Cr23C6 розчиняється 0,25 % ат. кремнію, а в твердому розчині кремнію в б - залізі 0,28 % ат. Загальна товщина хромосиліцидних покриттів зростає в 1,3 рази порівняно із хромуванням.
Визначена кавітаційно-корозійна стійкість хромосиліцидних покриттів у водопровідній воді, 3% розчині NaCl у воді та в 0,1Н розчину H2SO4 з використанням інгібіторів та без їх застосування, при цьому встановлено, що: дія інгібіторів для Si-Cr покриттів краще проявляється в кислому середовищі 3% розчину морської солі у воді порівняно із нейтральним середовищем - водопровідною водою; циклічне кавітаційно-корозійне зношування комплексних карбідних покриттів на основі Si-Cr в середовищі 0,1Н розчину H2SO4 з інгібітором зменшується в 2 рази порівняно з такими ж умовами без інгібітору; при циклічному кавітаційно-корозійному дослідженні при значній тривалості -одна і більше діб корозійного циклу комплексних карбідних покриттів на основі Si-Cr, Nb-Cr, та однокомпонентних Nb, Cr, Si покриттів найкращі показники отримано в однокомпонентному карбідному покритті на основі Cr. Розрахунки коефіцієнтів Піллінга-Бедвордса дозволяють припустити, що при комплексному насиченні карбідоутворюючими елементами у разі формування на поверхні дифузійного шару карбідних фаз хрому, утворюються більш стійкі оксидні плівки, ніж для інших карбідних фаз (NbС чи ZrC). Карбідні покриття можна рекомендувати для експлуатації в умовах кавітації в хімічно агресивних середовищах при високих вимогах до геометричних розмірів деталей.
В шостому розділі розглянуто механізм руйнування композиційних газотермічних евтектичних покриттів при кавітації. Досліджено структуру, морфологію та основні фізико-механічні властивості евтектичних покриттів, отриманих з використанням концентрованих джерел енергії, та проаналізовано їх вплив на механізм кавітаційного зношування.
В якості вихідних матеріалів для нанесення плазмових покриттів використовувались порошки евтектичних сплавів 12Х18Н9Т-ТіВ2 (марки ТН), 12Х18Н9Т-ТіВ2--СrВ2 (ХТН), 12Х18Н9Т-TіВ2--VС (ВТН) (ТУ 14-127-161--80, НПО "Тулачермет"). Склад металевої матриці сплавів відповідав сталі 12Х18Н9Т, а зміцнюючими фазами були дибориди титану, хрому і карбід ванадію.
Плазмове напилення здійснювали на установці УПУ-ЗД. Підкладинкою були мало- і середньовуглецеві сталі, а також сталь 12Х18Н9Т. Плазмові покриття оплавляли променем лазера на установці "Латус-31".
Процес руйнування матеріалу складається з трьох стадій: перша - формування рельєфу поверхні внаслідок процесів пластичної деформації; друга - появи сітки тріщин; третя - відкол матеріалу.
Зношування матеріалу плазмових покриттів відбувається практично з перших хвилин кавітації. Безпосередньо в місці зіткнення з кавітаційним пухирцем створюється конусоподібна локальна область стиску. Матеріал у середині конуса неоднорідно деформується. Тріщини поширені по всій поверхні зношування плазмового евтектичного покриття. Концентричні тріщини, що оточують неушкоджену ділянку (напилену частку), утворюються в результаті взаємодії прямої і відображених від поверхні ударних хвиль. Крім концентричних тріщин, що проходять по міжчасточкових перемичках, при великих збільшеннях виявляються також радіальні тріщини. Виникають також латеральні тріщини, що обумовлюють зношування при високошвидкісних ударах. Поверхня зношування покриття має шаруватий характер.
B цілому для плазмових покриттів характерне рівномірне зношування по всій поверхні без утворення окремих глибоких кратерів, характерних для монолітного матеріалу. Шаруватий характер плазмових покриттів визначає характер кінетичної кривої зношування у вигляді сходинок.
Лавиноподібний знос мoнoшару сходинки можливий на стадії, коли вся робоча поверхня покрита мікротріщинами і напруження відколу перевищують адгезійну міцність між окремими шарами плазмового покриття.
Кавітаційна стійкість плазмових композиційних евтектичних покриттів після лазерної обробки зростає вдвічі. Під впливом лазера формується монолітна композиційна структура з пористістю менш 1 % (тоді як до обробки 10--15 %). Залежно від режимів лазерної обробки розміри дендритів змінюються в межах 0,1--1 мкм; формується також дрібнокристалічна структура. При лазерній обробці плазмових евтектичних покриттів формується дисперсна структура розміром від 0,1 до 1 мкм із стовпчастою морфологією. Висока твердість (12700 МПа) поверхневих шарів сприяє відколюванню дуже тонких (0,1--0,5 мкм) лусочок за рахунок утворення підповерхневих латеральних тріщин.
Кавітаційна стійкість підвищується при частковому оплавленні поверхні газотермічного покриття променем лазера. В цьому випадку формується шарова структура: під шаром оплавленої зони зі стовпчастою дрібнокристалічною структурою розташований шар з вихідною структурою газотермічного покриття. Підвищення кавітаційної стійкості пов'язано з високими демпфуючими властивостями пористого підшарку і з різною щільністю ділянок покриття. Пориста структура нижнього підшарку обумовлює зниження потужності поширення хвилі, завдяки чому зменшується розтріскування оплавленого лазером робочого шару покриття.
Таким чином, підвищення кавітаційної стійкості газотермічних покриттів, оброблених лазером, досягається за рахунок формування композиційної стовпчастої структури з оптимальними параметрами або створенням гомогенних матеріалів з відповідним легуванням. Для жорстких умов кавітаційного зношування рекомендується використовувати багатошарові покриття, що складаються з верхнього монолітного шару зі стовпчастою структурою і внутрішнім пористим підшарком. Такі покриття можна рекомендувати для відновлення зношених деталей.
В сьомому розділі розглянуто взаємозв'язок кінетики кавітаційного зношування із працездатністю захисних покриттів та механізми їх руйнування. В першому підрозділі промодельовано кінетичні залежності кавітаційного зношування карбідних і легованих боридних покриттів на вуглецевих сталях. Кінетичні залежності виявляють дві характерні стадії процесу: перша підготовча стадія, де процес втрати маси проходить інтенсивно (боридні покриття), або спостерігається інкубаційний період (карбідні покриття) і кінетика процесу залежить від структури та властивостей матеріалу, друга стадія рівномірного зношування. На цій стадії відбувається самоорганізація процесу зношування: протягом цієї стадії в кожний проміжок часу зношування певного покриття відбувається за одним і тим же механізмом, який описано для вивчених покриттів у відповідних розділах. На другій стадії кавітаційного зношування залежність втрати маси від часу має лінійний характер.
Аналітичну апроксимацію залежності швидкості зношування від часу проводили для кавітаційностійких боридних покриттів, легованих титаном, ванадієм і хромом, а також для найбільш стійких карбідних покриттів, на основі титана, ванадію і хрому на всіх досліджених вуглецевих сталях. Експериментальні кінетичні криві, описуються рівнянням:
?G (t)=A t +B t (9)
Апроксимацію експериментальних кінетичних кривих здійснювали методом найменших квадратів з використанням бібліотеки стандартних алгоритмів. Максимальне значення середньоквадратичного відхилення склало 10-2кг/м2, що збігається з точністю відтворення результатів. Перший доданок A у виразі (9) описує кінетику кавітаційного руйнування дифузійного покриття, а також під ним легованого перехідного шару вуглецевої сталі. Другий доданок B враховує руйнування матеріалу матриці. Параметри руйнування покриття А і б залежать від характеристик покриття.
Показник ступеня б визначається наступними двома факторами: ступенем локальності кавітаційного зносу покриття і характером зміни фізичних властивостей по глибині покриття. При осередковому зносі покриття, тобто при утворенні окремих локалізованих каверн, як це має місце у випадку карбідних покриттів, коефіцієнт б має близьку до одиниці величину.
Друга стадія зношування також досліджувалась із застосуванням апарату теорії катастроф. Проведені розрахунки показали, що залежність втрати маси від кавітації описується залежністю, яка близька до лінійної
?G( t ) ? Аtб + C (10).
Значення параметрів б та С (С=const) для кількох матеріалів наведено в табл.6.
Саме наявність лінійної залежності втрати маси від часу на другій стадії (рівняння 10) дозволяє порівнювати швидкість втрати маси ?G за достатньо значний час з механічними властивостями (твердістю та тріщиностійкістю) різних покриттів (рис.3).
Таблиця 6. Значення параметрів б та С для карбідних покриттів
Тип покриття |
А |
б |
С |
|
Ti |
0,669 |
1,2 |
0,1234 |
|
VС |
0,5 |
1,06 |
0,29371 |
|
Cr23C6, Cr7C3 |
0,82 |
1,14 |
0.13298 |
В другому підрозділі розглянуті механізми руйнування покриттів в процесі кавітації. Проведена класифікація тріщин у захисних покриттях за морфологією. Виділені чотири групи тріщин: радіальні, котрі поширюються по радіусу від зони удару; повздовжні - уздовж фронту удару; поперечні або латеральні, що утворюються в глибині матеріалу паралельно поверхні зношування; конусоподібні або тріщини Герца, що ростуть з попередньо існуючих дефектів у покритті.
Радіальні тріщини викликають зниження межі міцності, а поперечні тріщини приводять до ерозійного зношування. Поперечні (латеральні) тріщини за звичай викривлені і розповсюджуються в напрямку до поверхні покриття, викликаючи відкол і втрату маси матеріалу.
Чим менше значення латеральних тріщин в матеріалі, тим вища його стійкість за умов кавітації. Отримані результати повністю корелюють з даними кавітаційного зношування досліджених покриттів. Серед легованих боридних покриттів, найменшу величину латеральних тріщин мають боридні покриття леговані хромом 1,04-1,09мкм для фаз FeB і 0,88-0,92 мкм для Fe2B і вони показали найкращу кавітаційну стійкість. Зношування фази FeB проходить інтенсивніше ніж Fe2B, що підтверджується першим етапом на кінетичних кривих кавітаційного зношування. Найбільші значення латеральних тріщин визначено у нелегованих боридів заліза. При цьому для фази FeB вони становлять 1,45-1,7 мкм, а для Fe2B - 0,86-0,89 мкм і ці покриття мають найменшу стійкість серед боридів заліза.
Досліджено механізми руйнування металічних покриттів в умовах мікроударної дії кавітації для різних класів покриттів:
1) моно- та полішарових дифузійних карбідних покриттів на основі перехідних металів 4-6 груп періодичної системи елементів;
2) дифузійних комплексно-легованих боридів заліза;
3) газотермічних покриттів складу Ni-Cr-Al-I, Ni-Al, 12Х18Н9Т-TiB2-VC, 12Х18Н9Т-TiB2-CrB2 з додатковою лазерною обробкою.
Встановлено що механізм руйнування включає три стадії:
1 - формування рельєфу поверхонь;
2 - зародження системи радіальних, повздовжніх і поперечних підповерхневих (латеральних) тріщин;
3 - руйнування матеріалу покриття: а) по границям зерен, на прикладі дифузійних карбідних покриттів та окремих напилених часток, на прикладі плазмових покриттів; б) шляхом транскристалітного сколу на прикладі дифузійних легованих боридних покриттів та газотермічних покриттів; в) шляхом сколу шару по між шаровим границям в газотермічних покриття.
Висновки
1. Розроблено критерій вибору покриттів на основі аналізу фізичних процесів, що відбуваються в умовах високошвидкісних ударних явищ при кавітації. Обґрунтовано вибір кавітаційностійких одношарових і багатошарових покриттів в умовах високошвидкісних ударних явищ шляхом врахування характеристик матеріалу: щільності (), модуля пружності Юнга, швидкості звуку (C) в матеріалі, товщини покриття (hс). Показано, що в умовах кавітації покриття виконують захисну функцію, коли акустичний опір покриття (c *сc) більший акустичного опору матеріалу матриці (m * сm), та кавітуючої рідини (l * сl). Встановлено, що дифузійні покриття на основі карбідів перехідних металів і боридів заліза забезпечують високий ступінь захисту металевої матриці за умов кавітації.
2. Теоретично обгрунтовано та експериментально підтверджено критерій вибору товщини захисних покриттів. Встановлено, що високу кавітаційну стійкість мають гомогенні покриття або багатошарові покриття з товщинами, що задовольняють рівнянню:
,
де d- діаметр мікроструменя рідини, який виникає при гідравлічному ударі, Cс та Сl швидкості поширення звуку в матеріалі покриття та кавітуючої рідини відповідно. При менших товщинах шарів багатошарового покриття, необхідно враховувати перерозподіл напруг на границі фаз. При значній перевазі акустичного опору верхнього шару над нижнім майже всі напруження зосереджуються у верхньому шарі. Показано,що умовою високої кавітаційноі стійкості в дфухфазних шарах карбідів хрому Cr23C6 та Cr7C3 є близьке значення їх акустичних опорів.
3. Вперше запропоновано критерій оцінки прогнозування стійкості матеріалів в умовах кавітаційного зношування оснований на принципах теорії зношування. Стійкість матеріалів до кавітаційного зношування визначається комбінацією параметрів мікротвердості Н і тріщиностійкості К1с. Отримано співвідношення між характеристиками мікротвердості, тріщиностійкості і кавітаційним зношуванням
Визначено, що n=0,3; m=0,7. Запропонована залежність дозволяє оцінювати та прогнозувати кавітаційне зношування різних класів покриттів по параметрах мікротвердості і тріщиностійкості.
4. Кінетика кавітаційного руйнування дифузійних покриттів на початковій стадії описується поліноміальною залежністю, коефіцієнти доданків поліному визначаються характеристиками покриттів: мікротвердістю, тріщиностійкістю, величиною залишкових напружень стиснення, напруженям сколювання, пористістю. На стадії самоорганізації механізму зношування спостерігається лінійна залежність втрати маси від часу. Проведено розрахунок параметрів моделі для кавітаційностійких покриттів на основі карбідів хрому, ванадію і титана на всіх досліджених вуглецевих сталях і боридних покриттів легованих хромом, ванадієм і титаном на сталі 45.
5. Серед дифузійних легованих боридних покриттів найбільш стійкими є покриття леговані Cr та V, підвищують стійкість вуглецевих сталей в 2-3 рази. Вони мають найменшу пористість, достатню величину напружень стиснення та найбільшу корозійну стійкість. Борохромування сталі в запропонованому складі забезпечує максимальну мікротвердість боридів заліза легованих хромом. Зменшення об'єму кристалічної комірки фази FeB відповідає максимальне значення мікротвердості за рахунок посилення ковалентної складової хімічного зв'язку. Виявлено аномальний розподіл хрому в поверхневому шарі борованої сталі. Методом локального спектрального аналізу встановлено його підвищену кількість до 10% ат. у зонах, що примикають до пори, тоді як у масивній зоні по тілу зерна кількість хрому не перевищує 1% ат. Для забезпечення максимальних захисних властивостей при кавітаційному руйнуванні доцільно наносити леговані боридні покриття товщиною не менш 115...125 мкм.
6. Висока кавітаційна стійкість карбідних покриттів обумовлена комплексом характеристик: високою твердістю, дрібнозернистістю структури (0,5...2 мкм), високими залишковими напруженнями стиску і низькою пористістю. Карбідні покриття на основі перехідних металлів суттєво підвищують кавітаційну стійкість вуглецевих сталей. Кавітаційна стійкість сталей 20, 45 і У8А з карбідними покриттями на основі перехідних металів зростає в ряді:
(V-Nb)C NbC ZrC (Si-Cr)C (Cr-Ti-V)C (V-Cr)C TiC (Nb-Cr)C VC (Zr-Cr)C CrmCn .
Найбільш високу стійкість мають покриття на основі карбідів хрому і ванадію. Формування таких покриттів дозволяє підвищити в 5...10 разів термін служби виробів, що працюють в умовах інтенсивного кавітаційного руйнування.
7. Встановлені оптимальні співвідношення складів карбідоутворюючих порошків Nb та Cr, Zr та Cr, Si та Cr, для формування шаруватої будови покриття із зовнішнім шаром на основі карбідів хрому Cr23C6, Cr7C3. Комплексні карбідні покриття за участю хрому мають шарувату трифазну будову, наприклад в системі Nb-Cr-С і складаються від поверхні покриття із наступних фаз :
1- (Cr,Nb)23C6, (Cr,Nb)7C3, 2-(Nb,Cr)C, 3- Cr7C3;
на основі Zr-Cr із двох шарів:
1- (Cr,Zr)23C6, (Cr,Zr)7C3, 2-(Zr,Cr)C;
на основі Si-Cr карбідні фази, - наступні:
(Cr,Si)23C6, (Cr,Si)7C3.
8. Механізм кавітаційного руйнування покриттів включає три стадії: 1 - формування рельєфу поверхоні; 2 - зародження системи радіальних, подовжніх і поперечних під поверхневих (латеральних) тріщин; 3 - руйнування матеріалу покриття, яке відбувається: по границям зерен, у дифузійних карбідних покриттів та окремих напилених часток, у плазмових покриттів; шляхом транскристалітного сколу у дифузійних легованих боридних покриттях та газотермічних покриттях; шляхом сколу шару по між шаровим границям в газотермічних покриттях.
9. Вперше встановлена кореляційна залежність між кавітаційною стійкістю, величиною підповерхневих тріщин і напруженнями сколювання. Показано, що чим більше рівень напружень сколювання і менша величина зародження підповерхневих тріщин, тим більше опір покриття кавітаційному зносу. При цьому найбільше значення напружень мікросколювання та найменше значення підповерхневих тріщин виявлено в найбільш кавітаційностійких карбідних покриттях на основі хрому і ванадію, у боридних фазах заліза легованих хромом і газотермічних покриттях після лазерної обробки.
10. Основними факторами, які посилюють кавітаційні та корозійні процеси в умовах циклічного впливу, є: ефект Ребіндера, ефект щілини, наводнення поверхні, прискорення електрохімічних реакцій, руйнування захисних оксидних плівок. В умовах циклічних кавітаційно-корозійних випробувань, зношування захисних покриттів на відповідних стадіях кавітації і корозії збільшується в 1,3 - 3 рази, порівняно з кавітаційним. Швидкість кавітаційної складової превалює над швидкістю корозійної складової на 2-3 порядки в залежності від корозійного середовища. Найбільш висока кавітаційно-корозійна стійкість серед однокомпонентних карбідних покриттів притаманна покриттям на основі хрому чи ванадію, а двокомпонентних покриттів на основі карбідів хрому, що обумовлено високою кавітаційно-корозійною стійкістю карбідних фаз, високою мікротвердістю, суцільністю покриттів, високим рівнем напруження сколювання та незначною пористістю.
11. Підвищення кавітаційно-корозійної стійкості карбідних покриттів можливе при використанні комплексних карбідних покриттів на основі хрому. В результаті проведених випробувань рекомендовані Nb-Cr, Zr-Cr, Si-Cr карбідні покриття для захисту деталей машин, що працюють в умовах кавітаційно-корозійного зношування. Термічна обробка сталей із захисними дифузійними покриттями (гартування+низький, середній, високий відпуск) призводить до зменшення величини та переросподілу залишкових напружень стиску в дифузійних шарах і навіть до утворення напружень розтягування, внаслідок цього зменшується кавітаційна стійкість в 1,2 - 1,4 рази,.
12. Газотермічні покриття систем
Ni-Cr-Al-I, 12Х18Н9Т-TiB2-VC, 12Х18Н9Т-TiB2-CrB2
підвищують кавітаційно-корозійну стійкість вуглецевих сталей в 2-2,5 рази тільки після додаткової обробки поверхні за допомогою лазера. Відпалювання газотермічних покриттів Ni-Al, Ni-Cr-Al-I призводить до зростання кавітаційної стійкості захисних шарів в 1,4-1,5 рази
13. Визначені корозійні електрохімічні властивості дифузійних покриттів на основі карбідів перехідних металів. Показано, що нанесення покриттів карбідів приводить до переважного гальмування швидкості анодного розчинення сталі в 2,2...10 разів, що обумовлене високою хімічною стійкістю досліджених фаз карбідів. Встановлено, що найбільшу корозійну стійкість мають покриття на основі карбідів ванадію і хрому, при нанесенні яких швидкість корозії зменшується відповідно в 4,7; 5,2 рази у водопровідній воді і 3,2; 4,8 раз в 3% водному розчині морської солі, а ступінь захисту сталі 45 досягає 70-80%. Високі захисні властивості фаз карбідів Cr23C6, Cr7C3 і VC обумовлені незначною текстурою дифузійних шарів і практично відсутністю пор в таких покриттях. Нанесення дифузійних легованих боридних покриттів приводить до зменшення швидкості корозії в 1,12...2,5 рази, при цьому анодний процес гальмується в більшому ступені, ніж катодний. Найбільшу корозійну стійкість у морській воді мають покриття, леговані хромом і ванадієм.
14. Проведені промислові випробування крильчаток насосів та втулок циліндрів двигунів показали, що нанесення на поверхню сталевих деталей карбідів хрому та ванадію підвищує їх стійкість в 2,8...3,4 рази в порівнянні із стійкістю серійних. Розроблені нові високоефективні способи і склади вихідних реагентів для нанесення на поверхню сталей карбідних (А.С. СРСР №1317977, №1300969,№1300969, №1446955, №1659527) та боридних покриттів легованих ванадієм і хромом, захищених А.С. СРСР (№876781, №1426131№, 1463802, №1571102, №1573051, №1659528, №1721121) та патентами України (54925А, 54924А, 54844А, 62739А) на винахід.
Список опублікованих праць по темі дисертації
1. Лоскутов В.Ф., Чернега С.М., Хижняк В.Г., Структура и свойства покрытий на основе тугоплавких металлов// Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1984, Вип. 18.-С.71-74.
2. О механизме разрушения карбидных покрытий при кавитации / Чернега С.М., Лоскутов В.Ф., Хижняк В.Г., Евтушенко О.В. //Защитные покрытия на металах.- К.: Наукова думка, 1985.- Вип. 19.-С.65-67.
3. Лоскутов В.Ф., Чернега С.М., Хижняк В.Г., Применение порошков переходных металлов для осаждения карбидных покрытий из газовой фазы // Новые методы получения металлических порошков: Сб.науч.тр. АН УССР ИПМ. - К., 1985.- С.137-142.
4. Коррозионная стойкость сталей с карбидными покрытиями // Чернега С.М., Лоскутов В.Ф., Хижняк В.Г., Евтушенко О.В. //Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1986.- Вип. 20.-С.83-84.
5. Чернега С.М., Лоскутов В.Ф., Яковчук Ю.Е. Остаточные напряжения в карбидных покрытиях // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1987.- Вип.21.- С.59-60.
6. Чернега С.М., Лоскутов В.Ф., Яковчук Ю.Е. Остаточные напряжения в легированных боридных покрытиях // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1987.- Вип.21.- С.87-89.
7. Евтушенко О.В.,Чернега С.М. Стойкость порошковых материалов на основе железа при кавитации // Порошковая металлургия.- 1988.- №10.- С.55-60.
8. Радомыcельский И.Д., Чернега С.М., Евтушенко О.В. Влияние покрытий на кавитационную стойкость порошковых материалов на основе железа // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1988.-Вип.22.- С.48-52.
9. Орлова Л.Н., Чернега С.М., Евтушенко О.В., Кавитационная стойкость порошковой стали Х17Н2 // Порошковые конструкционные материалы: Сб.науч.тр. АН УССР. ИПМ. - К., 1989.- С.86-93.
10. Алфинцева Р.А., Евтушенко О.В., Чернега С.М. Свойства газотермических защитных покрытий на основе нихрома // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1990.- вып.24.- С.24-28.
11. Алфинцева Р.А., Евтушенко О.В., Петров С.В., Чернега С.М., Повышение износостойкости газотермических покрытий термической обработкой // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1993.- Вип №27.- С.55-58.
12. Чернега С.М. Моделирование кинетики кавитационного разрушения карбидных и легированных боридных покрытий на углеродистых сталях // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1993.- Вип №27.- С.91-94.
13. Напара-Волгина С.Г., Чернега С.М., Евтушенко О.В. Износостойкость и разрушение порошковых материалов в условиях кавитации // Порошковая металлургия: Сб.науч.тр. АН УССР ИПМ - К.: 1990 г.- С.93-99.
14. Чернега С.М., Евтушенко О.В. Коррозионно-кавитационная стойкость сталей с покрытиями // Защитные покрытия на металлах.- К.: Наукова думка, 1994.- Вип. 28.- С.41-43.
15. Чернега С.М. Влияние коррозионной стойкости карбидных и легированных боридных покрытий на кинетику их кавитационного разрушения // Сборник научных и методических трудов КПИ. ЧастьІІ.-К.:РДНЭТП, КПИ,1994.- С.52-53.
16. Чернега С.М. Кавітаційне зношування дифузійних легованих боридних покриттів на сталях // Металознавство та обробка металів.- 1998.- №2.- С.36-41.
17. Чернега С.М. О механизме разрушения композиционных эвтектических покрытий при кавитации // Порошковая металлургия.- 1998.- №7/8.- С.36-43.
18. Кіндрачук М.В., Чернега С.М., Дудка О.І. Вплив структури на закономірності кавітаційного зносу евтектичних покриттів // ФХММ.- 1998.- Т.34, №2.- С.69-74.
19. Чернега С.М. Вплив структури на характер спрацювання при кавітації композиційних евтектичних плазмових покриттів // Металознавство та обробка металів.- 1998.- №4.- С.14-20.
20. Чернега С.М. Комплексное насыщение углеродистых сталей бором и хромом в активированной среде // Изв.ВУЗов. Черная металлургия.-1999.- №11.- С.58-60.
21. Чернега С.М. Влияние коррозии на кавитационный износ диффузионных покритий // Изв.ВУЗов. Черная металлургия.- 2000.- №5.- С.31-36.
22. Чернега С.М. Кавитационное разрушение диффузионных легированных боридных покрытий на сталях // Изв.ВУЗов. Черная металлургия.- 2000.- №7.- С.50-54.
23. Чернега С.М., Белоус М.В., Писаренко В.Н. О распределении хрома в покрытиях боридов железа на углеродистых сталях // Металлофизика и новейшие технологии.- 2000.- Т.22, №10.- С.25-27.
24. Чернега С.М. Зношування дифузійних і газотермічних покриттів в умовах циклічної кавітаційно-корозійної дії // Металознавство та обробка металів.- 2000.- №4.- С.10-16.
25. Чернега С.М., Завуличный Я.В., Карпець М.В., Белоус М.В. Влияние хрома на структуру и свойства диффузионных боридных покритий // Порошковая металлургия.- 2000.- №11/12.- С. 88-93.
26. Чернега С.М., Доний А.Н. Лоскутов В.Ф. , Критерии оценки и прогнозирования работоспособности защитных покрытий в микроударных условиях кавитации // Металлофизика и Новейшие технологии.- 2001.-Т.23,№11.- С.1473-1482.
27. Чернега С.М., Лоскутова Т.В., Влияние напряженного состояния карбидных покрытий на их стойкость в условиях кавитации // Металлофизика и Новейшие технологии.- 2002.- Т.24, №9.- С.1177-1186.
28. Погребова И.С., Лоскутова Т.В., Белоус М.В, Защитные свойства карбидных покрытий на стали 45 в водных агрессивных средах // Металлофизика и Новейшие технологии. - 2002.- Т.24, №9.- С.1210-1218.
29. Чернега С.М., Лоскутова Т. В., Янцевич К.В. Вплив корозійної складової на процес кавітаційно-корозійного зношування комплексних карбідних покриттів на основі хрому // Металлофизика и Новейшие технологии. - 2003.- Т.25,№4.- С.519-532.
30. Чернега С.М., Лоскутова Т.В. Характеристики комплексних Nb-Cr карбідних покриттів на вуглецевих сталях // Металознавство та обробка металів. - 2003.- №2.- С. 21-25.
31. Карпец М.В., Добровольский В.Д., Лоскутова Т.В. Чернега С.М. Состав и структура комплексных карбидных покрытий Nb-Cr на углеродистых сталях // Порошковая металлургия.- 2004.- №11-12. - С.57-62.
32. Чернега С.М., Карпец М.В., Янцевич К.В., Погребова И.С., Добровольский В.Д., Микроструктура, химический и фазовый состав хромосилицидных диффузионных покрытий на углеродистых сталях // Порошковая металлургия.-2005. - №1/2.- С.23-30.
33. Чернега С.М., Тріщун О.І., Тісов О.В. Вплив структури та фізико-механічних характеристик на закономірності кавітаційного зношення евтектичних матеріалів // Проблеми тертя та зношування .- 2006.- Вип.45.- С.97-106.
Анотація
Чернега С.М. Наукові основи створення кавітаційностійких захисних покриттів на сталях.-Рукопис .
Дисертація на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук за спеціальністю 05.16.01-Металознавство і термічна обробка металів. Фізико-технологічний інститут металів і сплавів НАН України, Київ, 2006.
В роботі запропоновано новий концептуальний підхід до створення кавітаційностійких покриттів, який ґрунтується на розробці критеріїв вибору покриттів та технології їх отримання. Вперше розроблено фізичні критерїї вибору захисних матеріалів, що грунтуються на аналізі хвильових процесів, що відбуваються при поширенні ударних хвиль під час кавітації. Вперше розроблено матеріалознавчі критерії оптимізації структури та складу, що базуються на принципах теорії зношування і дозволяють оцінювати стійкість покриттів в умовах кавітації, враховуючи їх механічні характеристики - твердість і тріщиностійкість. Критерії вибору оптимальних технологій враховують технологічність методу нанесення покриття щодо можливості створення однорідних покриттів достатньої товщини за відносно короткий час; можливості одержання покриттів на складних тривимірних виробах.
...Подобные документы
Механізм росту покриття на стадії мікроплазменних розрядів. Основні моделі росту покриття. Осадження частинок з приелектродного шару. Синтез оксидокерамічних покриттів, фазовий склад. Головна перевага методу електродугового оксидування покриттів.
лекция [139,5 K], добавлен 29.03.2011Аналіз сучасних досліджень із підвищення зносостійкості твердих тіл. Вплив структури поверхневих шарів на їхню зносостійкість. Газотермічні методи нанесення порошкових покриттів. Регуляція параметрів зношування композиційних покриттів системи Fe-Mn.
курсовая работа [2,5 M], добавлен 04.02.2011Впровадження технології підвищення довговічності деталей машин (колінчастих валів дизельних двигунів та хрестовин карданних валів) нанесенням покриттів плазмово-порошковим методом, за рахунок розробки ефективного матеріалу та параметрів обробки.
автореферат [759,5 K], добавлен 11.04.2009Роль захисту деталей і металоконструкцій від корозії та зносу, підвищення довговічності машин та механізмів. Аналіз конструкції та умов роботи виробу, вибір методу, способу і обладнання для напилення, оптимізація технологічних параметрів покриття.
курсовая работа [1,2 M], добавлен 02.02.2010Характерные группы сплавов сталей при кристаллизации, их основные свойства, температуры плавления и кристаллизации. Твердофазные превращения в сталях. Построение кривой охлаждения и изменения микроструктуры при кристаллизации малоуглеродистой стали.
контрольная работа [229,7 K], добавлен 17.08.2009Вплив мінеральних наповнювачів та олігомерно-полімерних модифікаторів на структурування композиційних матеріалів на основі поліметилфенілсилоксанового лаку. Фізико-механічні, протикорозійні, діелектричні закономірності формування термостійких матеріалів.
автореферат [29,3 K], добавлен 11.04.2009Вибір методу та об’єкту дослідження. Дослідження впливу перепадів температур на в’язкість руйнування структури та температури при транскристалітному руйнуванні сплаву ЦМ-10. Вплив релаксаційної обробки на в’язкість руйнування сплавів молібдену.
реферат [99,0 K], добавлен 10.07.2010Абразивне зношування та його основні закономірності. Особливості гідроабразивного зношування конструкційних матеріалів. Аналіз методів відновлення зношених деталей машин. Композиційні матеріали, що використовуються для нанесення відновних покриттів.
дипломная работа [8,9 M], добавлен 22.01.2017Підвищення довговічності стрільчастих лап культиваторів шляхом управління зносостійкістю леза лап по їх довжині за рахунок нанесення композиційних кераміко-металічних покриттів змінного складу. Модернізація технологічного процесу виготовлення лап.
автореферат [1,2 M], добавлен 11.04.2009Організаційна структура, документація та вимірювальне обладнання випробувальної лабораторії з контролю мостових споруд. Приймання та розміщення зразків дорожніх покриттів та залізобетонних виробів. Актуалізація та контроль документації з питань якості.
курсовая работа [55,0 K], добавлен 28.03.2011Загальні відомості про отримання покриттів газотермічним напиленням. Термічні параметри плазмових струменів. Способи стабілізації дуги в плазмотронах. Плазмове нанесення і обробка. Контроль якості. Правила техніки безпеки при проведенні напилення.
реферат [416,4 K], добавлен 03.02.2009Створення нових лакофарбових матеріалів, усунення з їх складу токсичних компонентів, розробка нових технологій для нанесення матеріалів, модернізація обладнання. Дослідження технологічних особливостей виробництва фарб. Виготовлення емалей і лаків.
статья [21,9 K], добавлен 27.08.2017Етапи історичного розвитку машинобудування і науки про механізми і машини. Основи механіки закладені Аристотелем. Практична механіка часів ранньої Римської імперії. Визначення Вітрувія. Створення російської школи механіки машин. Розвиток машинознавства.
презентация [2,0 M], добавлен 16.05.2016Механизм кристаллизации путем самопроизвольного образования зародышевых центров. Анализ состояния компонентов с ограниченной растворимостью в твердом состоянии. Вредные примеси в сталях и их влияние на свойства. Классификация алюминиевых сплавов.
контрольная работа [1,8 M], добавлен 27.06.2014Классификация углеродистых сталей по назначению и качеству. Направления исследования превращения в сплавах системы железо–цементит и сталей различного состава в равновесном состоянии. Определение содержания углерода в исследуемых сталях и их марки.
лабораторная работа [1,3 M], добавлен 17.11.2013Повышение твердости стали за счет образования мартенситной структуры. Превращение перлита в аустенит. Нагрев заэвтектоидной стали до температуры выше критической точки. Основные фазовые превращения, протекающие в сталях при нагреве и охлаждении.
доклад [19,3 K], добавлен 17.06.2012Общая характеристика легированных сталей и их специфические свойства: износостойкость, жаропрочность, прокаливаемость в крупных сечениях, кислотостойкость. Распределение легирующих элементов в сталях, зависимость механических свойств от их содержания.
контрольная работа [1,1 M], добавлен 17.08.2009Фазы в железоуглеродистых сплавах: аустенит, феррит, цементит. Структурные составляющие в сталях. Микроструктура стали и схема ее зарисовки. Схема строения перлита. Микроструктура углеродистых сталей после отжига. Состав и структура эвтектоидной стали.
реферат [960,5 K], добавлен 12.06.2012Характеристика виробу, що проектується, та аналіз перспективних напрямків моди жіночих зимових пальт. Вибір моделі-пропозиції, основні розмірні ознаки для побудови креслення основи і розробка модельних особливостей. Специфікація та розробка лекал.
курсовая работа [35,7 K], добавлен 29.05.2015Автоматизовані системи тестування як частина навчального процесу. Комп'ютерні тести у навчанні та вимоги, що пред'являються до завдань. Структурна схема створення систем тестування. Редактор для створення електронних тестів EasyQuizzy та Easy Test.
курсовая работа [443,8 K], добавлен 11.03.2015