Состояние и перспективы детонационного напыления покрытий

Размещено на http://www.allbest.ru/

Федеральное агентство по образованию

Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования

Тульский государственный университет

Кафедра оборудования и технологии сварочного и литейного производства

Курсовая работа

по дисциплине «Специальные методы соединения материалов»

на тему: «Состояние и перспективы детонационного напыления покрытий»

Выполнил:

студент гр. 630621

Иванцов О.В.

Руководитель:

Татаринов Е.А.

Тула - 2006

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ДЕТОНАЦИОННОГО НАПЫЛЕНИЯ

1.1 Сущность метода

1.2 Технологические особенности детонационного напыления

1.2.1 Тепловые процессы

1.2.2 Температура контакта

1.2.3 Давление при ударе

1.3 Физико-химические основы детонационного напыления

2. УСТАНОВКИ ДЛЯ ДЕТОНАЦИОННО-ГАЗОВОГО НАПЫЛЕНИЯ

3. ПЕРСПЕКТИВЫ ДЕТОНАЦИОННО-ГАЗОВОГО НАПЫЛЕНИЯ

3.1 Достоинства и недостатки детонационно-газового напыления

3.2 Оценка перспективы развития метода

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

ВВЕДЕНИЕ

Под детонацией понимают процесс химического превращения взрывчатого вещества при распространении по нему детонационной волны с максимально возможной скоростью, превышающей скорость звука в этой среде.

При детонационно-газовом напылении покрытий используют специфический источник нагрева, распыления и ускорения напыляемых частиц. Источник представляет собой высокоскоростной поток газовой смеси, образующейся в результате направленного взрыва, обусловленного детонацией. Для этого заданное количество газовой смеси способной детонировать, подают в камеру зажигания и ствол установки.

Протекание детонационного взрыва и теплофизические параметры продуктов реакции легко регулируются введением в состав горючей смеси различных технологических добавок. Наиболее часто используют азот, аргон и др. Технологические газовые добавки выполняют и другие функции. В частности, запирают каналы рабочих газов от действия взрыва, очищают камеру сгорания и ствол от продуктов детонации.

Скорости частиц при этом оказываются достаточно высокими,, чтобы существенно повышать их температуру в момент соударения. Приведем расчетные значения скорости холодных частиц некоторых материалов, при которых происходит их расплавление (с учетом, что кинетическая энергия при переходе в тепловую распределяется поровну между частицей и поверхностью напыления).

1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ДЕТОНАЦИОННОГО НАПЫЛЕНИЯ

1.1 Сущность метода

Отличительная особенность детонационного напыления - циклический характер подачи порошка на поверхность обрабатываемой детали со скоростью, превышающей скорость звука. Циклический процесс напыления получают с помощью детонационных установок, принципиальная схема которых представлена на рис. 1.

В общем виде детонационные установки состоят из блока 4 подачи напыляющего порошка, включающего порошковый питатель и дозирующее устройство; блока 2, служащего для образования требуемых газовых смесей и заполнения ими ствола детонационной установки с заданной скоростью; блока под-жига 3 и воспламенителя 2, предназначенных для инициирования взрыва рабочей смеси; ствола 5, представляющего собой трубу диаметром 20 - 50 мм, длиной 1 - 2,5 м и предназначенного для направленного распространения взрывной волны в сторону открытого конца ствола.

Принцип действия установки состоит в следующем. Из блока 1 газовая смесь подается в ствол 5. Одновременно из порошкового питателя через дозирующее устройство (блок 4) заданными порциями вдувают газом -- азотом или воздухом -- мелкодисперсный порошок в газовую смесь непосредственно перед ее зажиганием, затем воспламенителем 2 поджигают газовую смесь. В результате воспламенения и перемещения по каналу горючей смеси происходит ее взрыв с выделением значительного количества теплоты и образованием детонационной волны, которая ускоряет и переносит через ствол на поверхность детали 6 напыляемые частицы 7 со скоростью, определяемой геометрией ствола и составом газа.

Процесс формирования покрытий детонационным напылением сложный и недостаточно изучен. Во многом он сходен с процессом плазменного напыления. Сходство заключается в том, что сцепление частиц с подложкой и между собой может происходить в расплавленном, оплавленном и твердом состояниях. Прочность сцепления обеспечивается главным образом за счет напыления расплавленными и оплавленными частицами, которые растекаются и кристаллизуются на поверхности подложки за счет химического взаимодействия. В то же время детонационный процесс напыления в отличие от непрерывного плазменного является цикличным, сообщающим частицам порошка более высокие скорости, что определяет особенности механизма формирования покрытий.

При детонационном напылении скорость частиц в отличие от плазменного напыления (100 - 200 м/с) достигает 400 - 1000м/с. Поэтому кроме термической активации существенное влияние на механизм и кинетику формирования напыленных слоев оказывает пластическая деформация в зоне соударения частиц и подложки. Однако основной вклад в формирование покрытий при напылении вносит термическая активация. Опыт применения различных способов напыления, в том числе детонационного, показывает, что для получения удовлетворительного сцепления частиц порошка с основой необходимо, чтобы их значительная часть транспортировалась на подложку в расплавленном или оплавленном состоянии. Экспериментальные исследования по процессу формирования покрытий детонационным напылением показывают, что состояние частиц, находящихся в двухфазном потоке, неоднородно. В начале и середине потока они находятся в расплавленном или оплавленном состоянии, и температура в контакте с подложкой достигает температуры их плавления. При этом за счет теплоты, выделяемой при ударе о подложку частиц, имеющих скорость ~ 400 м/с, температура в зоне контакта повышается примерно на 100°С.

При напылении порошковыми материалами с температурой плавления, превышающей температуру плавления основного металла, происходит подплавление последнего. Так, например, при нанесении покрытий из оксида алюминия АlОз и порошковыми твердыми сплавами типа ВК на коррозионно-стойкие стали последние подплавляются и перемешиваются с напыляемыми расплавленными частицами порошка, повышая тем самым прочность сцепления. Повышению адгезии, как и при других способах газотермического напыления, способствует предварительная дробеструйная обработка напыляемой поверхности. В этом случае возможно получать прочные связи между напыляемым материалом и подложкой, имеющей твердость выше HRC 60. При напылении первого слоя возможно возникновение пор. При напылении второго слоя частицы порошка деформируют и уплотняют кристаллизующийся первый слой, что способствует устранению или уменьшению пористости. Это явление характерно для детонационного напыления, его называют эффект горячего ударного прессования.

Более крупные частицы из конца (хвоста) менее концентрированного потока обладают меньшей скоростью и наносятся на поверхность подложки чаще всего в нерасплавленном виде. При формировании покрытия такие частицы играют двоякую роль: полезную - удаляют дефектные участки ранее нанесенного покрытия, повышая его плотность и физико-механические свойства; вредную - при значительном повышении кинетической энергии крупных частиц в покрытии могут появиться трещины и даже полное его отслоение. Эти явления можно регулировать, изменяя режим скорострельности установки и грануляцию напыляемого порошка. С точки зрения применяемых материалов и оборудования процесс детонационного напыления весьма простой. Основными факторами, определяющими характер детонационного напыления, являются газовая смесь, порошки, ствол установки.

Однако использование этих факторов в технологическом процессе напыления связано с изменением и управлением ряда характерных для каждого из них параметров. Для газовой смеси это состав газовой смеси; доза газовой смеси за один выстрел; состав газовой смеси в стволе между выстрелами.

Для порошка - химический состав порошка; грануляция напыляемого порошка; расположение порошка в стволе в момент поджига смеси; распределение частиц по размерам. Ствол характеризуется геометрическими параметрами: диаметром и длиной.

В свою очередь, перечисленные параметры порождают другие параметры, характеризующие конечное состояние процесса: концентрация, температура и скорость частиц; химический состав среды; температура поверхности подложки.

Таким образом, технологический процесс детонационного напыления является сложным, и качество формирования покрытий зависит от совокупности многочисленных параметров, их поддержания в оптимальных пределах. Рекомендуемые режимы детонационного напыления для некоторых материалов представлены в табл. 1.

В серийном производстве поддержание оптимальных режимов многопараметрического процесса возможно при условии работы установки в автоматическом режиме.

Автоматическая детонационная установка, представленная на рис. 2, имеет систему электроуправления детонационным оборудованием, состоящую из нескольких блоков управления, обеспечивающих последовательность технологических операций и безопасность работы оператора.

При детонационном напылении можно получать покрытия из любых материалов, тугоплавких соединений, оксидов и др. Для получения износостойких покрытий с целью восстановления деталей применяют оксид алюминия АlОз, самофлюсующиеся сплавы ПГ-СР, СНГН, ВСНГН (65% WC и 35% СНГН).

Таблица 1. Режимы нанесения детонационных покрытий из некоторых материалов

Материал	Отношение О2/С2 Н2	Глубина загрузки порошка, мм	Дистанция напыления, мм	Навеска порошка, мг	Грануляция, мкм	Длина ствола, м	Диаметр ствола, мм
Al2O3 > 99%	2,5	750	150	50	20 - 40	2	20,
WC+8 - 20 % Со (механическая смесь)	1,2	300	150	200	1 - 5	1.6	16
WC+8 - 20 % Со (гомогенный сплав)	1,2	300	150	200	10 - 20	1,6	16
75 % Сr2Сз+25 % NiCr	1,2	300	100	200	40 - 50	2	20

Для повышения износостойкости используют карбиды вольфрама WC, титана TiC, хрома Сг2Сз, борид хрома СгВ2 с добавками 8 - 20% Ni или Со.

При детонационном напылении практически можно получить слои значительной толщины, но наибольшей прочностью сцепления обладают напыленные покрытия толщиной 0,2 - 0,4 мм (130 - 160 МПа). Поэтому наиболее рационально восстанавливать детали с небольшими износами. Скорострельность детонационного напыления составляет 1 - 5 выстрелов в секунду. Толщина покрытия в центре металлизационного пятна, наносимого за один выстрел, зависит от дозы порошка, подаваемого в ствол, и обычно составляет 8 - 20 мкм при площади покрытия 4 - 6 см2, При напылении самофлюсующимися сплавами обычно применяют порошки с диаметром частиц 7 - 70 мкм. Шероховатость после нанесения детонационных покрытий составляет,, как правило, Rа = 3 : 4 мкм.



Рис. 2. Схема автоматической детонационной установки:

1 - баллоны с газом; 2 - редукторы; 3 - вентили; 4 - стабилизаторы давления; 5 - ротаметры; 6 - электромагнитные клапаны; 7 - смесительное устройство; 8 - термопары; 9 - усилитель; 10 -патрубок для слива воды; 11 - ствол; 12 - реле давления; 13 - свеча для инициирования взрыва; 14 - дозатор; 15 - манометр; 16 - вентиль для подачи воды; 17 - датчик, фиксирующий взрыв и выдающий команду на выполнение следующего взрыва; 18 - покрытие; 19 - напыляемая деталь; 20 - электродвигатель с приспособлениями, перемещающими деталь; 21 - управляемое устройство для перемещения детали; 22 - шкаф для электрического управления; 23 - кнопка «Пуск» установки; 24 - кнопка «Стоп» установки.

Производительность детонационного напыления (10 - 60 см2/мин) ниже плазменного (до 100 см2/мин). Повышение производительности связывают с дальнейшим совершенствованием процесса детонационного напыления и его оборудования Применение диаметра ствола свыше 25 мм влечет за собой снижение качества формирования покрытий, а использование диаметра ствола свыше 50 мм не рекомендуется по соображениям техники безопасности.

За счет уменьшения длины ствола, а следовательно, сокращения времени его заполнения рабочей смесью можно повысить скорострельность. Однако сокращение времени заполнения ствола и уменьшение его длины (до 400 мм) возможно при использовании легкоплавких металлических порошков. Для получения качественных покрытий напылением более тугоплавкими сплавами требуется длина ствола ~ 2000 мм.

За счет применения многоствольных установок производительность можно повысить в несколько раз. В то же время из-за технических трудностей, связанных с управлением сразу несколькими стволами, эти установки пока что не нашли практического применения.

Детонационное напыление получает распространение в различных отраслях народного хозяйства как для упрочнения поверхностей новых деталей, так и для восстановления изношенных. Этому способствует выпуск установок для автоматического детонационного напыления: УНД-2, «Гамма», «Союз», УДГ-Н2-30, УДГ-Д2-4.

Детонационное напыление применяют для упрочнения различных видов инструмента, штампов, коленчатых валов и блоков цилиндров двигателей. Для восстановления изношенных деталей детонационное напыление пока применяют ограниченно, главным образом для нанесения покрытий на посадочные места под подшипники. Отдельные исследования по восстановлению коленчатых валов автотракторных двигателей пока не дали желаемых результатов. В то же время испытания ряда упрочненных и восстановленных деталей в условиях эксплуатации, а также опыт зарубежных фирм показывают, что более широкое внедрение детонационного напыления в производство позволит получить значительный технико-экономический эффект.

1.2 Технологические особенности детонационного напыления

Наиболее характерные явления теплопереноса и гидродинамики происходят при плазменном напылении, одном из самых эффективных и распространенных видов газотермического напыления.

1.2.1 Тепловые процессы

Тепловая мощность q двухфазной струи плазмы и частиц представляет количество теплоты, отданное струёй поверхности изделия в единицу времени. Эффективный КПД нагрева зе при этом определяется отношением тепловой мощности к создавшей ее электрической мощности дуги Nэ:

Откуда

Наибольшие значения зе некоторых плазменных процессов создаются при нагреве водорода в плазмотроне (до 80%), нагреве изделия плазменной дугой (до 75%), нагреве порошка в струе, либо дуге (до 20%), распылении проволоки плазменной дугой (до 10%). Наилучшее использование нагрева обеспечивает распыление проволоки в электродуговом металлизаторе, где величина эффективного КПД может достигать 90%.

Рис. 3. Схема распределения удельного теплового потока плазмы и частиц по радиусу пятна нагрева

Пятно нагрева при напылении соответствует площади поверхности, через которую тепло вводится в изделие. Диаметр пятна нагрева dнг превышает диаметр пятна напыления dнп, их соотношение зависит от сосредоточенности плазменной струи и фокусировки потока частиц (рис. 3).

Количество теплоты, вводимое через элементарную площадку поверхности изделия в единицу времени, является удельным тепловым потоком с двумерным распределением тепла q2. Наибольшей величины он достигает в центре пятна, где больше количество частиц, интенсивнее струя плазмы.

Уменьшение нагрева изделия достигается методом отклонения струи плазмы поперечным потоком газа либо разделением потока плазмы и частиц в сопловой зоне плазмотрона.

Повышение нагрева изделия может обеспечить улучшения свойств покрытия благодаря оптимизации процессов физико-химического взаимодействия поверхности основы и напыляемых частиц. Если же нагрев будет создавать оплавление поверхности, то напыление переходит в наплавку.

Нагрев потока плазмы в пятне нагрева приводит к равномерному повышению температуры поверхности за счет процессов теплообмена. Поток напыляемых частиц нагревает поверхность вследствие большого числа термических воздействий ударяющихся частиц, растекающихся, затвердевающих и охлаждающихся. Нагрев в пятне напыления оценивается как суммарный результат кратковременного воздействия отдельных частиц и характеризуется средней температурой. Но мгновенная контактная температура при ударе частицы о поверхность значительно выше средней температуры и она определяет процессы их физико-химического взаимодействия, прочность сцепления и качество покрытия.

Если ось струи перпендикулярна поверхности напыления, то распределение величины удельного теплового потока q2 по точкам площади пятна нагрева описывается законом нормального распределения случайных событий (кривой вероятностей Гаусса) и выражается уравнением (1.3):

где q2m - максимальная величина удельного теплового потока на оси струн;

k - коэффициент сосредоточенности удельного теплового потока;

r - радиальное расстояние рассматриваемой точки от оси потока (рис.8).

Источник такого нормально распределенного теплового потока называется нормально-круговым. Чем больше коэффициент сосредоточенности k, тем быстрее убывает величина потока с удалением от оси и тем меньше условный диаметр пятна нагрева dm.

Если принять за условную круговую границу пятна нагрева окружность с радиусом rпг, на котором величина удельного теплового потока у, составляет 5% от его максимальной величины q2m в центре пятна, то для этой пограничной зоны справедливо уравнение:

откуда:

после логарифмирования:

или:

Таким образом, условный диаметр пятна нагрева обратно пропорционален квадратному корню из коэффициента сосредоточенности потока k.

Для определения нагрева изделий при напылении покрытий необходимо знать тепловую мощность струи q и коэффициент ее сосредоточенности k, которые зависят от режима напыления, во многом, от дистанции напыления l.

Например, при использовании плазменного распыления проволочного анода установленные зависимости значений КПД нагрева з и коэффициента сосредоточенности k от дистанции напыления l имеют вид

Рис. 4. Зависимость КПД нагрева от дистанции напыления: з - КПД нагрева двухфазным потоком, з_п - КПД нагрева плазменной струей, з_m - КПД нагрева потоком частиц металла, Рис. 5. Зависимость коэффициента сосредоточенности теплового потока от дистанции напыления

При значениях l>100 мм условный диаметр пятна нагрева dнг практически совпадает с диаметром пятна напыления dпп, а при значениях l<100 мм величина dнп становится больше, чем dнг. С увеличением дистанции напыления доля тепла, вносимая в изделие двухфазным плазменным потоком, сильно снижается. Так, при увеличении дистанции L от 50 до 200 мм КПД нагрева плазменной струёй уменьшается с 14 % до 2 %, а КПД нагрева потоком частиц снижается только с 8% до 5 % (рис. 4). Поэтому, изменяя дистанцию напыления, можно в широких пределах регулировать величину подогрева поверхности.

Повышение мощности дуги плазмотрона увеличивает тепловую мощность струи q, ее удельный тепловой поток на оси q2m соответствует зависимости:

В названных условиях параметры предельного, квазистационарного процесса распространения теплоты оказываются связанными следующей зависимостью:

Рис. 6. Влияние мощности дуги плазмотрона на величину и распределение удельного теплового потока при напылении

где - T (y,ф) - температура любой точки А пластины, определяемая координатами x, y в подвижной системе координат XOY или радиус вектором ;

ф - время отчисляемое от момента прохождения центра нормально-кругового источника тепла через сечение пластины с изучаемой точкой А (время до указанного момента считается отрицательным);

ф0 = ј б2k - промежуток времени между моментами прохождения сечения сточкой А фиктивными сосредоточенными в начале координат линейным источником и прохождения центром нормально-кругового источника;

b = 2б2/c2г2д - коэффициент температуроотдачи;

б2 - коэффициент поверхностной температуроодачи;

- безразмерный критерий расстояния r точки А от начала подвижных координат, т.е. от фиктивного источника;

н - скорость перемещения плазматрона над напыляемой поверхностью;

- безразмерный критерий постоянного времени ф0;

ш2(с2, ф) - коэффициент теплонасыщения для плоского процесса распространения теплоты.

Величина температуры нагрева основы T0(ф) при напылении позволяет определить структурное состояние покрытий и их механические характеристики, рассчитать остаточные напряжения. Однако для выявлений условий прочного сцепления частиц c основой и друг с другом необходимо установить температуру в зоне контакта частиц Tк которая определяет процессы их физико-химического взаимодействия, приваривания и сцепления.

1.2.2 Температура контакта

Рис. 7. Схема деформации и одновременного затвердевания (заштрихована твердая фаза) расплавленной частицы при ударе о плоскую поверхность

При напылении расплавленные частицы ударяются о более холодную поверхность с последующим растеканием, одновременным деформированием и затвердеванием. В начальный момент удара сферическая частица, сплющиваясь под действием сил инерции, растекается по поверхности от места первичного контакта. Вместе с круговым поверхностным растеканием происходит теплоотдача от материала частицы в направлении, перпендикулярном поверхности основы, и в этом же направлении распространяется фронт затвердевания.

Оба этих процесса протекают в течение времени, необходимого для перемещения верхней точки С1 расплавленной частицы, через положение С2 к конечному положению Сз на поверхности затвердевшей частицы (рис. 7). Соответственно этому крайняя точка частицы C1' перемещается по поверхности в положение C2' и C3', формируя круговой край затвердевшей частицы.

По мере растекания уже затвердевшая часть материала частицы получает давление со стороны еще не кристаллизовавшегося, жидкого объема, за счет чего прижимается к поверхности основы до момента полного, затвердевания. Поэтому затвердевшая частица при напылении под прямым углом на плоскую поверхность, из исходной сферической формы диаметром d приобретает форму диска диаметром D и толщиной h с отношением h d ? 0,05...0.1. В действительности форма частиц становится более сложной, т.к. они попадают в покрытие под различными углами, на шероховатую поверхность.

Процесс затвердевания и охлаждения частицы в реальном процессе напыления с достаточной точностью описывается без учета возможного перегрева частиц сверх температуры их плавления Тпл. При этом можно произвести качественную и количественную оценки термических циклов Тк(ф) в контактной зоне.

В момент ф1 касания расплавленной частицей поверхности основы начинается распространение фронта затвердевания навстречу деформирующейся частице (рис. 8). По истечении времени ф1 > ф2 толщина затвердевшего слоя достигает координаты h(ф2; 0) на расстоянии r от оси частицы и высоты h(ф2; r) на расстоянии r от оси частицы с увеличением диаметра круговой границы затвердевшего слоя. Через некоторое время ф3 > ф2 толщина увеличивается до координаты h(ф3; r) при возрастании диаметра затвердевания. Кристаллизация м растекание частицы заканчиваются за время ф0 в момент встречи точки С растекающейся частицы с движущимся ей навстречу фронтом затвердевания на уровне координаты h(ф0; 0), что определяет толщину h затвердевшей частицы и ее диаметр D.

В момент соприкосновения частицы с основой, имеющей температуру То, в точке контакта возникает температура Тк, подвижный фронт начавшейся кристаллизации несет температуру плавления материала частицы Тпл. При увеличении расстояния от фронта кристаллизации температура и частицы, и основы резко снижаются, проходя через определенное значение Тк. С течением времени ф1 - ф3 темп этого снижения замедляется (увеличивается угол между линией снижения и осью температур) так что вблизи точки контакта и частица, и основа успевают прогреться до более высоких температур.



Рис. 8. Кинетика затвердевания частицы и распределения температуры между частицей и основой

После затвердевания величины температуры контакта Тк и температуры частицы быстро уменьшаются вследствие интенсивной теплоотдачи частицы в основу до полного их выравнивания с температурой основы То.

Таким образом, термический цикл Тк(ф) сферической частицы при ударе, деформации и затвердевании на поверхности включает два основных этапа:

1. затвердевание частицы в течении времени фо, когда величина Тк остается постоянной благодаря тому, что над подвижным фронтом кристаллизации h(ф, r) находится жидкий расплав;

2. охлаждение затвердевшей частицы до температуры основы То.

Подогревая изделие и увеличивая значение То, можно повысить температуру контакта Тк и интенсифицировать процесс приваривания частиц.

На первой стадии, при затвердевании частицы величина Тк остается постоянной за счет воздействия теплофизических параметров по формуле:

где Тк - температура контакта;

Тпл - температура плавления материала частицы;

Ке - критерий тепловой активности материала частицы по отношению и основы:

Ке = л1 / л2 ;

б1 б2 - коэффициенты температуропроводности материала частицы и основы;

Ф(б) - функция интеграла вероятности: б = f(Kе; KL);

б - корень уравнения:

KL - критерий теплоты плавления L материала частицы:

С1 - теплоемкость материала частицы.

Величине б устанавливается графически по имеющейся экспериментальной номограмме, в зависимости от точки пересечения кривых изменения значений Kе K1.

Расчеты показывают, что величина Tк при напылении для сочетаний большинства материалов соответствует твердому состоянию частицы и основы. Длительность процесса кристаллизации составляет величину порядка фо = 10-6 с, полное остывание - фост ? 100ф0.

Под частицей изделие интенсивно нагревается так, что градиент температуры достигает 105 К/см. Повышение температуры Т2. по глубине изделия вдоль оси X, направленной из точки контакта перпендикулярно поверхности в сторону частицы, для стадии затвердевания (0 ? ф ? ф0; х < 0) оценивается выражением:

Температура частицы Т1 (0 ? ф ? ф0; х < 0) при этом определяется зависимостью:

После затвердевания частицы величина Тк резко падает, и глубина зоны термического влияния под частицей (ф =фо) не превышает нескольких десятков микрометров.

В реальных условиях напыления на величину Тк влияют перегрев расплавленных частиц и состояние поверхности основы.

Перегрев часто происходит при плазменном распылении проволоки - анода, а также при электродуговой металлизации. Из-за этого возрастает величина Тк, однако характер кривой термического цикла при таком напылении остается соответствующим напылению не перегретыми частицами. Расчет температуры Тк в этом случае усложняется, т. к. в него, кроме значения Тпл, вводится температура частицы Тч, увеличивается объем вычисления корня а, построение номограммы становится невозможным и требуется применение ЭВМ.

Поверхность металлической основы всегда имеет оксидный слой, который может создавать тепловое сопротивление между частицей и основой, повышая температуру Тк. При условии напыления сразу после очистки поверхности возникший тонкий оксидный слой не показывает практического влияния на величину Тк.

Температура поверхности То служила уровнем отсчета в уравнениях для вычисления температуры контакта Тк, температуры основы Т2. температуры частицы Т1. Эти выражения характеризуют повышение температуры в контактной зоне под воздействием расплавленной затвердевающей частицы.

Распределение теплового потока и температуры по всей площади пятна напыления является очень неравномерным. Они достигают максимума на оси потока напыления и снижают до минимума к периферии пятна, согласно закону нормального распределения. Такая неравномерность температуры поверхности требует учитывать ее исходную температуру То в приведенных уравнениях температур контактной зоны для определения действительных значений этих температур:

,

,

В процессе напыления взаимодействие частиц с поверхностью основы и формирование покрытия происходят не только за счет возникновения температуры Тк в зоне контакта, но также благодаря давлению Р, создающемуся при ударе частиц с высокой скоростью о поверхность.

1.2.3 Давление при ударе

Явления, возникающие в зоне удара, соответствуют положениям гидродинамики процессов удара жидких сферических тел в твердую мишень.

Под действием кинетической энергии, обусловленной скоростью удара н, частицы интенсивно деформируются, из-за чего в зоне соударения возникает давление Р. Его величина определяется двумя составляющими: напорным, или скоростным давлением Рн и ударным, или импульсным давлением Ру.

Деформация частицы в первый момент удара имеет упругий характер, с возникновением и распространением в материале частицы упругих волн сжатия. Затем в месте удара жидкая частица растекается и образует тонкий плоский слой, после чего происходит равномерная деформация частицы.

За счет движения в частице упругих волн сжатия в течение времени фу = 10-10 - 10-9 с создается ударное давление Ру наибольшая величина которого определяется на основе известного уравнения Жуковского для гидравлического удара:

,

где Pу - наибольшее давление удара, МПа;

г1 = 5 г/см3 - усредненная плотность напыляемого металла;

с = 4 · 103 м/с - скорость звука в расплавлено металле;

н = 200 м/с - усредненное значение скорости частицы;

м = 0,5 - коэффициент жесткости жидкой частицы при ударе учитывающий её способность к релаксации.

После подстановки указанных значений в формулу получается:

Ру = 5 · 4 · 103 · 200 · 0,5 / 2 ? 1000 МПа

Вследствие движения со скоростью v жидкой сферической частицы происходит ее деформация на участке удара, соответствующем диаметру частицы, где развивается в течение времени фн = 10-7 - 10-5 с напорное давление Рн. Его величина рассчитывается по уравнению Бернулли:

Рн = г1 · н2 = 5 · 2002 = 200 Мпа

Рис. 10. Изменение давления в зоне удара частицы серебра

Таким образом, за время фо = 10-7 - 10-5 с с момента удара происходит вначале скачок давления Ру с последующим его снижением до величины Рн.

Время фо требуется на равномерное уменьшение исходной высоты частицы H (0; 0) = d до значения H (фо; 0) = h, и при скорости частицы н составляет;

т.е. оно соответствует времени, необходимому для смыкания фронта кристаллизации со свободной поверхностью частицы.

По мере удаления от оси частицы длительность давления ф(r) несколько уменьшается из-за сферической формы частицы. Но если величина радиуса r не превышает значения d2 то указанное снижение длительности ф(r) почти не влияет на процессы физико-химического взаимодействия, определяющие прочность сцепления.

Высокое ударное давление Ру способствует очистке поверхности от загрязняющих и оксидных слоев, обеспечивая улучшение физического контакта между частицей и основой. Напорное давление Рн обусловливает последующее интенсивное протекание процессов приваривания частицы и прочное ее сцепление с основой.

Значение Ру и Рн как было показано, в большей степени определяются скоростью частиц н при ударе. При малых скоростях частицы слабо деформируются и почти не растекаются, что замедляет процессы приваривания и ослабляет прочность их сцепления с основой. Наименьшую скорость нmin, при которой еще происходит деформация расплавленной частицы в момент удара, можно определить с учетом сопротивления этой деформации со стороны силы поверхностного натяжения частицы. Для этого принимается условие, что вся кинетическая энергия частицы расходуется на увеличение ее поверхности с изменением формы от сферической до цилиндрической, и используется формула:

Для металлических частиц с поверхностным натяжением у1 Дж/м2 и при известных средних значениях других параметров величина нmin, составляет 5...8 м/с.

Для напыления частицами оксидов с поверхностным натяжением у0,7 Дж/м2 величина нmin находится в пределах 9...15 м/с.

Скорость частиц в плазменной струе связана с их удалением от оси струи. Наибольшую скорость имеют частицы на оси струи, где она определяется электрической мощностью плазмы, размером частиц, их плотностью, расстоянием от сопла. По мере удаления от оси скорость частиц снижается аналогично величине теплового потока соответственно нормальному распределению Гаусса (рис. 11). Наиболее сильно - в 3 - 5 раз - падает скорость мелких частиц (кривая 1), с их укрупнением разность скоростей в пятне напыления уменьшается.

Такое распределение скорости показывает, что для получения необходимой прочности сцепления на всей площади пятна напыления, с учетом приведенных минимальных значений скорости на периферии пятна, требуется обеспечить величину скорости удара частиц в центре пятна не менее 15 - 30 м/с. Одновременно следует иметь в виду, что с увеличением расстояния от сопла в струе плазмы частицы разгоняются, достигая наибольшей скорости на расстоянии 40 - 60 мм, после чего происходит их замедление (рис. 12). При этом укрупнение частиц приводит к уменьшению темпа их разгона и замедления, к снижению значения наибольшей скорости. Это указывает на то, что для обеспечения требуемой скорости удара частиц, необходимо разогнать их в плазменной струе до скорости не менее 25 - 40 м/с.

Рис. 11. Влияние диаметра частицы на распределение их скорости v в пятне напыления радиусом r:

1 - d = 100 мкм, 2 - d = 200 мкм, 3 - d = 300 мкм., Рис. 12. Влияние расстояние от сопла по оси струи L на скорость v частиц различного диаметра d: 1 - d = 75 мкм, 2 - d = 100 мкм, 3 - d = 150 мкм, 2 - d = 200 мкм.

Рассмотренные тепловые и гидродинамические особенности процессов контактного взаимодействия напыляемых частиц с основой показывают, что главными факторами, определяющими прочность сцепления при образовании покрытия, являются:

- температура контакта Тк частицы и основы в зоне контакта их жидкой и твердой фаз;

- продолжительность контакта фо;

- давление контакта Р, приложенное к фазам, взаимодействующим в контактной зоне.

Так как диаметр площади контакта близок к диаметру частицы и к диаметру химического взаимодействия, то значения Тк и Рн остаются постоянными в течение времени удара то, соответствующего времени кристаллизации. Поэтому считается, что химико-физическое взаимодействие материалов частицы и основы протекает в условиях, близких к изобарно-изотермическим, которые создаются самими процессами деформации и кристаллизации частиц.

Формирование покрытия при напылении происходит за счет наслоения частиц на поверхность основы и в дальнейшем друг на друга. Поэтому большое влияние на строение и качество покрытия оказывает не только взаимодействие частиц с основой, но и частиц между собой.

1.3 Физико-химические основы детонационного напыления

Рассмотрена взаимосвязь между скоростью и температурой напыляемых частиц и соотношением между их кинетической и тепловой энергией, позволяющая учитывать относительный вклад этих частиц в энергетику формирования газотермических покрытий.

Практика газотермнческого нанесения покрытий и специальные эксперименты показывают, что прочность сцепления получаемых покрытий определяется не только контактной температурой па границе раздела соударяющихся частиц с подложкой и временем их взаимодействия, но также и скоростью соударения частиц с подложкой. Однако полного понимания природы влияния и вклада скорости напыляемых частиц в образование прочного сцепления между частицей и подложкой нет.

Предложено для оценки влияния скорости частиц ввести в знаменатель показателя экспоненты известного уравнения, описывающего скорость топохимической реакции первого порядка, имеющей место при образовании сцепления между частицей и подложкой, значение кинетической энергии частицы mн02/2. При этом сопоставляют ее с тепловой энергией частиц, определяя последнюю как RT, где R - универсальная газовая постоянная, а Т - абсолютная температура частицы.

Полная энергия напыляемой частицы, включая тепловую и кинетическую, определяется выражением

где Ept - тепловая энергия частицы, Epk - кинетическая энергия частицы, m - масса частицы, cр(Тр) -- функциональная зависимость удельной теплоемкости частицы от ее температуры Тр, L -- теплота плавления материала частицы, нp - скорость частицы. При температуре частиц ниже точки плавления (Tр < Tm) L=0.

Из этого выражения легко получить зависимость между скоростью и температурой напыляемых частиц, при которой обеспечивается равенство между тепловой и кинетической энергией

При выводе этого выражения полагали что в качестве размерностей физических величии используются следующие единицы: m в г, ср в кал/г·град, Т и °С, L в кал/г, нp в м/с. Условно полагая ср = const достаточно для оценочных расчетов, получим, что



Рис. 13. Зависимость между скоростью и температурой напыляемых металлических частиц при условии Ept = Еpk

Рассчитанные по этому выражению зависимости между температурой и скоростью напыляемых частиц из различных металлов при условии Еpt = Epk представлены на рис.13. Справедливыми, считаем, что чем выше удельная теплоемкость материала частиц, тем более высокие скорости соударения частиц с подложкой необходимы для обеспечения равного вклада тепловой и кинетической энергии в энергетику формирования покрытий. Кроме того вообще бессмысленно анализировать скорость частиц, при которой вклад кинетической энергии в образование прочного сцепления превышает тепловой, поскольку такое значение скорости зависит от температуры частиц. Для расплавленных частиц значения критической скорости, обеспечивающей соблюдение равенства Ept=Epk, зависят также от величины скрытой теплоты плавления их материала.

Из приведенных графиков видно, что они могут быть использованы для оценки относительного вклада скорости и температуры частиц в энергетику формирования покрытий. Материалы с низкой удельной теплоемкостью более чувствительны к влиянию скорости частиц па их энергетическое состояние. Для частиц никеля при температуре плавления в твердом состоянии критическая скорость составляет 1130, а в жидком-- 1370 м/с, для частиц вольфрама - соответственно 950 и 1130 м/с. Для частиц бериллия эти значения составляют 2160 и 2615 м/с. Если же взять случай нагрева твердых частиц Ni и W до одинаковой температуры 1200° С, то критическое значение скорости составит соответственно 1030 и 560 м/с. Используя подобные графики и зная достигаемые в используемом технологическом процессе температуры и скорости частиц, можно оценить относительный вклад тепловой и кинетической энергии в формирование покрытия и па этой основе выбрать соответствующие методы расчетной оценки контактных процессов, ведущих к образованию соединения между материалами.

Учитывая неоднозначность влияния скорости напыляемых частиц на энергетику формирования покрытии, попытаемся проанализировать некоторые возможные подходы к выбору технологических параметров напыления покрытий из материалов с различными теплофизическими свойствами. На рис. 14 представлена диаграмма, построенная по справочным данным и показывающая зависимость между плотностью о и удельной теплоемкостью ср а также значения сср и ссрТm где Тm - температура плавления (или разложения) материала для ряда металлов, тугоплавких карбидов и оксидов.



Рис. 14. Зависимость между плотностью и удельной теплоемкостью, а также энтальпией при температуре плавления для металлов, тугоплавких карбидов и окислов

Из анализа этой диаграммы следует, что для рассмотренных материалов наблюдается общая характерная закономерность с отдельными отклонениями, выражающаяся в уменьшении удельной теплоемкости с ростом плотности материала.По технологическим соображениям для напыления часто используют порошки разных материалов, но приблизительно с одинаковой дисперсностыо. Поэтому использование характеристик сср и рсрТm является удобным поскольку они показывают содержание тепловой энергии в единице объема напыляемого материала, причем последняя из них - максимальное накопление тепловой энергии в единице объема материала в твердом состоянии. Для упрощения оценочных расчетов значения Ср принимались постоянными, не зависящими от температуры. детонационный напыление давление газовый

Из анализа диаграммы для металлов (рис. 14, а) следует ряд важных выводов по выбору оптимальной технологии их газотермического порошкового напыления. Прежде всего это касается сопоставления максимальной интенсивности активирующего теплового воздействия твердых частиц одинакового диаметра на подложку. Чем выше значение сСрТm тем выше эта интенсивность и более легко может быть обеспечено получение высокой прочности сцепления частиц с подложкой. Для металлов с низким значением сcрТm достижение высокой прочности сцепления легче осуществлять за счет увеличения скорости частиц. Например, можно сопоставить нанесение покрытий из Сг и Zn, имеющих приблизительно одинаковую плотность и теплоемкость, но в 4 раза различающиеся значения сСрТm. Перегрев частиц не всегда может дать желаемый результат, он часто ограничен с целью избежания интенсивного испарения и активного химического взаимодействия напыляемого материала с рабочей газовой средой. В рассматриваемом случае для нанесения покрытий из Zn целесообразно использовать технологические режимы с более высокой скоростью частиц, в то время как для напыления Сг - с более высокой температурой нагрева частиц. Поскольку интенсивность ускорения частиц одинакового диаметра пропорциональна их плотности, а значения сСр для Cr и Zn существенно не различаются, в газовых струях с одинаковыми параметрами динамика нагрева и ускорения частиц этих материалов будет примерно одинаковой. Это и предопределяет необходимость подбора оптимального соотношения между кинетической и тепловой энергией, используемой для напыления газовой струи. Аналогичные выводы могут быть сделаны для сопоставления режимов напыления Be и Al, Мо и Ag. Интересно отметить, что широко используемые в различных сплавах для газотермического напыления Fe, Ni и Со имеют приблизительно одинаковые теплофизические характеристики, влияющие на способность их к термомеханической активации подложки. Несущественно отличаются эти значения и для Сг.

Если сопоставлять металлы с одинаковой удельной теплоемкостью, но с различной плотностью (Ag, Та, W, Os) то следует отметить, что для этого ряда с ростом плотности могут использоваться газовые струи с более высокой рабочей температурой, а для напыления Ag высокотемпературные газовые струн вообще неприемлемы, т.е. эти покрытия могут быть получены высокоскоростными газовыми струями с очень умеренной температурой газовой среды. Тем более что частицы Ag легко увлекаются газовым потоком.

Металлы с высокой удельной теплоемкостью, расположенные в левой части диаграммы, для равного вклада тепловой и кинетической энергии частиц в механизм формирования покрытия требуют разгона до более высоких скоростей. Однако это облегчается ввиду их малой плотности, но ограничено реально достижимыми скоростями газовых потоков, используемых при газотермическом нанесении покрытий. Для тугоплавких карбидов характерны высокие значения сcр и сcрТm, поэтому нанесение покрытий может вестись в более широком диапазоне значений скорости и температуры частиц. Для карбидов, расположенных в правой части диаграммы, вклад скорости частиц в активацию подложки более ощутим, но разгон их до высоких скоростей затруднен высокой плотностью. В этом случае целесообразнее использован, рабочую газовую среду с более высокой скоростью и плотностью.

Подобная диаграмма для окислов приведена на в. Для них характерен сравнительно узкий диапазон плотностей, а также аналогичная закономерность уменьшения удельной теплоемкости с ростом плотности. Сравнительно небольшие различия в плотности окислов обусловливают их более высокую чувствительность к соотношению между скоростью и температурой частиц. Требования к подбору оптимальных режимов напыления те же, что и для нанесения покрытий из металлов и карбидов.

Вполне естественно, что для отдельных видов материалов оценку соотношения вкладов скорости и температуры частиц в кинетику формирования покрытия потребуется проводить с учетом температурной зависимости удельной теплоемкости частиц.

Условно полагая вклад тепловой и кинетической энергии частиц в Нормирование покрытий равноценным, определим необходимую скорость разгона частиц при заданной температуре нагрева подложки Тs, и частиц Тр'. Необходимым условием для образования прочного сцепления частицы c подложкой является достижение в контакте частица - подложка требуемого значения контактной температуры Тk. Для случая напыления твердыми частицами температура в контакте определяется но формуле И. Вейника. Путем ее преобразования легко получить выражение для оценки требуемой температуры нагрева частиц;

где Bs и Bр -- коэффициенты аккумуляции тепла материала подложки и частицы соответственно (, л - коэффициент теплопроводности). С учетом принятого допущения и полагая cp = const:

Откуда с учетом предыдущего уравнения и размерностей, получим:

Полученное выражение позволяет оценивать значение требуемой скорости соударения с подложкой напыляемых частиц материала при известной температуре их нагрева. Для избежания получения завышенных значений скорости частиц следует учитывать уменьшение энергии активации поверхности подложки за счет высокого импульсного давления в момент соударения при определении контактной температуры Тk.

2. УСТАНОВКИ ДЛЯ ДЕТОНАЦИОННО-ГАЗОВОГО НАПЫЛЕНИЯ

В табл. 2 приведены технические характеристики некоторых установок для детонационно-газового напыления. Первоначально была предложена установка с механическим клапанным механизмом подачи рабочих газов, позднее - с электромагнитным клапанным механизмом и смешанного типа.

Таблица 2. Технические характеристики установок для детонационно-газового напыления

Характеристика	АДК-1	ДНП-5	АДК	АДУ-СЛ
Объем ствола, см3		500-700	400	630
(Lст, м)		(0,45-1,0)		(2.0)
Расход газов (не более), мз/ч:
-ацетилена	1,2-2,25	0,5-4,0	< 2,2	3,0
-кислорода	1,2-2,25	-	< 2,6	5,0
-азота	5,0-8,0	-	< 9,0	8,0
-воздуха	20-25	-	< 25	-
Давление газов, МПа:
-ацетилена	0,15	-	0,1-0,12	-
-кислорода	0,5	-	0,3-0,5	-
-азота	0,3-0,8	-	0,3-0,8	-
-воздуха	0.4	-	0,4-0,5	-
Расход охлаждающей воды, м3/ч (давление, МПа)	1,0	-	1,0	.-
	(0,2)		(0,05-0,1)
Скорострельность, выстрел/с	2-4	2-15	4	4
Расход напыляемого порошка, г/выстрел	0,1-0,25	2-12	-	4-12
Производительность на пыления, кг/ч		0,8-2,5	0,7-3,0	0,7-3,5
КИП	0,4-0,5	0,3-0,8	0,3-0,5	0,1-0,8
Электрическая мощность, кВт	0,35	-	0,3	-
Толщина покрытия за вы- стрел, мкм (площадь, см2)	5-10	-	3-10	-
	(3.2)

На рис. 15, а приведена принципиальная схема установки механического типа. Рабочие газы С2Н2 (1), О2 (2) и N2 (3) через систему подводящих трубопроводов и тарельчатых клапанов 1 подаются в смесительную камеру 3. Первоначально срабатывают клапаны, подающие С2Н2 и О2, а при их закрытии открывается клапан подачи азота. Готовая взрывчатая смесь проталкивается в камеру 6, где и взрывается искрой запального устройства 5. Подача продувочного газа необходима для того, чтобы заглушить азотом входные отверстия ацетиленового и кислородного клапанов. Этим предотвращается возможность обратного удара и увеличивается стойкость клапанов. Кроме того, азот очищает камеру смешения и взрывную камеру 6 от продуктов сгорания перед новым циклом. Распределительный механизм, выполненный в виде вала с кулачками 2, управляет работой клапанов и установки. Этот механизм приводится в движение электроприводом 4.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 15. Схема детонационно-газовых установок:

а - с клапанами механического типа; б - с пневмоклапанами

На рис. 15, б приведена упрощенная принципиальная схема установки с электромагнитной клапанной системой. Блок управления БУ с электронным счетно-суммирующим программным устройством определяет последовательность работы схемы. В начальный момент по команде с БУ открываются электромагнитные клапаны 1 - 3, подающие в смесительную камеру 7 компоненты газовой рабочей смеси. С помощью клапана 3 регулируется количество азота в смеси N2. Это позволяет в широких пределах регулировать температуру, давление и скорость детонационной волны и продуктов ее распада. Появляется возможность подбирать необходимый режим работы установки. Одновременно с клапанами 1-3 открывается клапан 4, через который поступает транспортирующий газ N2 (тр) и подается из питателя 8 порция порошка во взрывную камеру 9. После заполнения взрывной камеры рабочей смесью клапаны 1-4 закрываются. Одновременно открывается клапан 5, через который нейтральный газ N2 (з) заполняет буферный змеевик 10. После закрытия всех клапанов генератор 11 подает импульс высокого напряжения на искровую свечу 12. Этим обеспечивает подрыв рабочей смеси во взрывной камере. Цикл заканчивается открытием клапана 6 и продувкой системы нейтральным газом N2 (п). В последующих циклах последовательность работы клапанов повторяется.

Преимуществом установок с электромагнитной клапанной системой и электронным счетно-суммирующим программным устройством является оперативное изменение режимов (программы) напыления покрытий.

Функционирование детонационно-газовых установок зависит от совершенства конструкций ряда узлов и систем, например распылителя, камеры смешения, системы зажигания, устройства для предотвращения обратного удара, системы управления и регулирования и др.

Детонационно-газовые распылители. Основным элементом дето-национно-газового распылителя является взрывная или детонационная камера. Конструктивно она представляет собой, чаще всего, ствол постоянного или переменного сечения. В распылительной камере происходит детонационный взрыв и, как следствие его, высокотемпературный, высокоскоростной поток горючей смеси совместно с напыляемым порошком. В простейшем варианте взрывная (распылительная) камера представляет собой длинную трубу с отверстиями для ввода рабочей газовой смеси, порошка и запального устройства. Для работы в автоматическом режиме требуется водяное охлаждение.

Взрывные распылительные камеры классифицируют: по способу введения порошка - с осевой и радиальной подачей; по способу инициирования смеси - с прямым и форкамерным зажиганием; по способу подачи взрывчатой смеси - с прямым смешением и предварительным; по способу создания движущей силы порошка - с инжектор-ной и принудительной подачей; по периодичности ввода газовой смеси - с периодическим вводом и непрерывным; по конструктивным особенностям - с камерой-стволом постоянного сечения и переменного; с прямолинейным стволом и в виде змеевика.

Имеются и другие признаки классификации. Все это свидетельствует о многих возможных конструктивных решениях детонационно-газовых распылителей.

Конструктивная схема распылительной взрывной камеры с инжекторной осевой подачей порошка, форкамерным зажиганием и прямым стволом постоянного сечения показана на рис. 143, а. Взрывная камера 6 через смесительную камеру 5 соединена с форкамерой 3. Взрывная смесь подается через штуцер 10 в замкнутую кольцевую полость с отверстиями 9 и далее в форкамеру. Отверстия выполнены таким образом, чтобы вокруг порошкового сопла 2 создавалось разрежение и осуществлялась инжектирующая подача порошка из питателя через штуцер 1. Взрывная смесь в форкамере поджигается при помощи свечи 4, на которую подается высоковольтный разряд от специального источника. Горючая смесь с порошком из форкамеры направляется в смесительную камеру 5 и далее в ствол распылителя, охлаждаемого водой 7. Инжекторное устройство и форкамера являются наиболее ответственными узлами распылителя. От них в значительной мере зависит смесеобразование порошка с газом, формирование стационарной детонационной волны и двухфазного потока. Наличие форкамеры надежно защищает свечу от возможного попадания от нее порошковой взвеси. Обратное движение порошковых частиц обусловлено разрежением во взрывной камере после подрыва газовой смеси. Для охлаждения форкамеры и взрывной камеры применяют водяное охлаждение через штуцеры 8.

...