Автореферат (1026133), страница 4
Текст из файла (страница 4)
Н.Э. Баумана. Объект в ПК «СВАРКА» представляет из себяконечноэлементную модель, повторяющую геометрические размеры образцов иучитывает условия наплавки валика, в том числе теплофизические свойстваинтерметаллидного слоя, состоящего из интерметаллидов системы Fe-Al.
Дляпроцесса аргонодуговой наплавки неплавящимся электродом расчетраспространения тепла проводили по схеме с нормально-круговым источникомтепла, расположенным на поверхности плоского слоя, испытывающегоограничивающее влияние нижней плоскости листа. Выбранная расчетная схемаотражает все основные особенности процесса аргонодуговой наплавки, когдатепло сварочной дуги вводится в массивное тело с его поверхности, а давлениедуги сравнительно невелико и не приводит к значительному погружениюактивного пятна дуги в жидкий металл. Кроме того, данная схема позволяетучесть распределение теплового потока источника, что имеет особое значениедля определения при моделировании размеров сварочной ванны и значенийтемператур в близкой к ней области.Верификация модели была проведена путем сопоставления расчетныхтермических циклов, полученных моделированием, с показаниями хромельалюмелевых термопар, установленных в образцах на боковых торцах и под осьюнаплавки на границе раздела сталь-алюминий, а также по размеру изотермы 660ºС,соответствующей температуре плавления алюминия АД1, и размерам сварочнойванны, определенным на макрошлифе в сечении А-А (Рисунок 6).Рисунок 6.Схематичное изображение образца из стали с алюминиевым промежуточнымслоем из алюминия12В результате верификации установлено, что при задании нормально-круговогоисточника нагрева со значением КПД 0,64 и диаметром пятна нагрева 12 мм,значения температур, определенных при моделировании, отличаются оттемператур, измеренных в контрольных точках образца термопарами на границераздела сталь алюминий под осью наплавки, не более чем на 8%.
Применяяразработанную модель для определения температуры нагрева при аргонодуговойнаплавке установлено, что образование и рост интерметаллидов в местахотсутствия оплавов происходит при температуре выше 530°С, а рост оплавов втвердой фазе происходит при температуре выше 620°С. Сопоставление результатовмоделирования, металлографического анализа и механических испытанийобразцов позволило установить, что при нагреве до температур 530°С - 580°Спроисходитинтенсивныйросттолщиныинтерметаллидногослоя,сопровождающийся снижением прочности. Дальнейшее увеличение температурыдо 580°С - 620°С приводит к уменьшению скорости роста толщиныинтерметаллидного слоя за счет образования сплошного слоя интерметаллидов вместах отсутствия оплавов, затрудняющего диффузию железа и алюминия.Превышение значения температуры на границе раздела 620°С приводит кувеличению скорости роста интерметаллидного слоя и значительное падениеадгезионной прочности образцов.
(Рисунок 7).абвРисунок 7.Влияние температуры нагрева границы раздела сталь-алюминиевый подслой наизменение средней толщины интерметаллидного слоя (а) и адгезионнуюпрочность биметаллических образцов при испытаниях на срез (б) и на отрыв (в)13Пятая глава посвящена разработке технологии аргонодуговой наплавки КМсистемы Al-SiC на сегмент упорного подшипника скольжения.Показано, что с увеличением количества частиц с 5 до 10 масс.% в сплаве, ихраспределение в наплавленном покрытии становится более равномерным.Исследование зависимости распределения частиц от угла наклона наплавляемойповерхности не выявило зависимости между углом наклона подложки, на которуюпроводится наплавка, и равномерностью распределения частиц.Показано, что увеличение доли частиц отрицательно влияет нажидкотекучесть расплава, поскольку приводит к уменьшению значенийнесимметричности наплавленных валиков.
Однако, при содержании частиц SiCсредним размером 40 мкм в наплавленном валике в количестве 10 масс.% значениежидкотекучести остается на удовлетворительном уровне, позволяющемформировать качественный наплавленный слой. Таким образом, для обеспеченияравномерного распределения частиц в наплавленном покрытии иудовлетворительной жидкотекучести композиционного расплава в составеприсадочного прутка из КМ на основе сплава АК12 должно содержаться 10 масс.%частиц SiC средним размером 40 мкм.Результаты испытаний на сухое трение скольжение показали, чтонаплавленное на сталь покрытие из КМ обладают лучшими триботехническимихарактеристикамипосравнениюстрадиционноприменяемымиантифрикционными покрытиями из баббита. Установлено, что композиционныйматериал обладает большей несущей способность и в 1,2-1,7 раза лучшейизносостойкостью, при этом коэффициент трения увеличивается в 2 раза посравнению с баббитовым покрытием.
Коэффициент трения стабилизируется прибольших нагрузках, при которых баббит переходит в задир (Рисунок 8). Поэтомупокрытия из алюмоматричного композиционного материала можно рекомендоватьк применению в узлах трения с предварительным нанесением на их поверхностьприработочного тонкого покрытия из баббитовых сплавов.абвРисунок 8.Результаты трибологических испытаний покрытия из КМ и баббита приразличных нагрузкаха – интенсивность износа; б – значения среднего коэффициента трения; в значения коэффициента стабильности тренияПрименениеразработаннойматематическоймоделипозволилосмоделировать в ПК «СВАРКА» процесс аргонодуговой наплавкиантифрикционного покрытия из КМ на колодку упорного подшипника14скольжения К54/30-15 и определить минимальное значение толщиныалюминиевого подслоя из материала АД1, полученного сваркой взрывом,обеспечивающего нагрев границы раздела сталь-подслой до температур не выше530 ºС.
В результате моделирования установлено, что необходимая толщинапромежуточного слоя алюминия составляет не менее 7,5 мм.Основные выводы и результаты.1. На основании литературного анализа для нанесения покрытий издисперсно-наполненных КМ выбран процесс аргонодуговой наплавки,поскольку он обеспечивает наилучшие трибологические характеристики, атакже является экономичным и может быть применен как для первичногонанесения покрытий, так и для его ремонта. В качестве материала для нанесениябыли выбраны наиболее распространенные в промышленности КМ системыАК12-SiC, так как кремний в составе матричного сплава обеспечивает снижениедиффузионной активности между железом и алюминием, что благоприятно влияетна прочность биметаллического соединения, а также препятствует диссоциациичасти SiC в процессе наплавки.2.
Показано, что при наплавке КМ тип подслоя может оказывать влияние нахарактеристики образующегося интерметаллидного слоя Fe-Al-Si. Подслой изцинка способствует смачиванию твердой стали алюмокремниевым расплавом ине изменяет механизм образования интерметаллидов. При наплавке наалюминиевый подслой наличие интерметаллидов Fe-Al оказывает влияние намеханизм образования интерметаллидов Fe-Al-Si.3. Предложен механизм образования интерметаллидного слоя Fe-Al-Si впроцессе аргонодуговой наплавки КМ на поверхность стали с полнымпроплавлением предварительно нанесенного промежуточного алюминиевогослоя,отличительнойособенностьюкоторогоявляетсяконтакталюмокремниевого расплава не с поверхностью стали, а с имеющимся награнице раздела интерметаллидным слоем системы Fe-Al.
Показано, что присплошном интертметаллидном слое Fe-Al на всей его поверхности происходитрост новых интерметаллидов Fe-Al-Si, в то время как при дискретном характерепроисходит разрушения слоя интерметаллидов Fe-Al и новые интерметаллидыFe-Al-Si образуются преимущественно в местах отсутствия «оплавов».Результатом этих отличий является меньшие значения средней толщиныинтерметаллидного слоя при наплавке на подслой с дискретным слоеминтерметаллидов.4. Раскрыто влияние характера интерметаллидного слоя на адгезионнуюпрочность сталеалюминиевого соединения.
При наличии на границе разделастали с алюминием сплошного слоя интерметаллидов системы Fe-Al-Siадгезионная прочность соединения не превышает 37,8 МПа и 43 МПа прииспытаниях на срез и на отрыв соответственно, в то время как при дискретномхарактере интерметаллидного слоя уровень адгезионной прочности составляетдо 65 и 128 МПа при испытаниях на срез и на отрыв соответственно. Уменьшениепротяженности зон, в которых отсутствует интерметаллидная фаза, с 15-20 до 25% приводит к снижению адгезионной прочности до значений 47 и 66,3 МПа прииспытаниях на срез и на отрыв соответственно.154. Разработана математическая модель, учитывающая теплофизическиесвойства диффузионного слоя, состоящего из интерметаллидов системы Fe-Al, ипозволяющая с погрешностью до 8% определять температуру нагрева в любойточке образца при наплавке на сталь алюмокремниевого покрытия с частичнымпроплавлением промежуточного алюминиевого слоя.5.
Установлена зависимость между температурой нагрева границы разделасталь-алюминий и адгезионной прочностью алюминиевого покрытия.Определено, что для сохранения удовлетворительного уровня адгезионнойпрочности (не менее 60 МПа), температура нагрева не должна превышать 530°С.Нагрев до температуры выше 530°С приводит к началу роста в зонах, свободныхот «оплавов» интерметаллидов в твердой фазе. При температурах более 620°Спроисходит увеличение размеров «оплавов», что свидетельствует о развитиидиффузии железа и алюминия через слой интерметаллидов.7.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
