123641 (717245), страница 3
Текст из файла (страница 3)
Розроблено математичну модель і програму розрахунку температурного поля при нанесенні відновлювальних покриттів плазмовим струменем. Особливістю розробленої моделі є врахування істотних конвективних теплових потоків у рідкій фазі. Побудова такої моделі дозволяє прогнозувати структуру покриття і зони термічного впливу та гнучко змінювати параметри режиму обробки (силу струму та швидкість нанесення покриття) для одержання необхідних властивостей (твердість, мікротвердість структурних складових, довжина перехідної зони).
Виконані розрахунки показали, що регулювання товщини відновленого шару ефективніше здійснювати зміною швидкості руху плазмової дуги, ніж потужністю джерела нагрівання. Показана можливість регулювання перехідної зони величиною потужності в межах 0,1 - 3 мм.
Проведений порівняльний аналіз даних, отриманих розрахунковим та експериментальним шляхом (оцінкою структури та властивостей), показав, що запропонована математична модель адекватно відображає теплові процеси, які мають місце при нанесенні покриттів.
На рис. 4 наведена зміна структури по глибині покриття та перехідної зони залежно від температурного поля.
Методом математичного моделювання виконана оцінка температурного поля при плазмово-порошковому нанесенні покриттів, що дозволяє отримати картину впливу тепловкладення в розподіл температур, по перерізу покриття і перехідної зони, на підставі яких рекомендовані параметри обробки. Оцінено зміну структурних зон з урахуванням температурного поля, яке формується.
Для нанесення покриттів плазмовим методом на шийки колінчастих валів оптимальними параметрами є: крок нанесення валиків, рівний 2 – 2,5 мм при швидкості обертання деталі 3 – 7 об/хв. Такі параметри забезпечують товщину покриття до 2,0 мм і довжину перехідної зони до 0,5 – 0,8 мм. Зі зменшенням цих параметрів довжина перехідної зони зростає до 1,5 мм. Показано, що температура на глибині від 0,5 – 0,8 мм падає до значення 1000 С.
Рис. 4. Зміна структури по глибині покриття і перехідної зони залежно від температурного поля: 1 - покриття, 2 - зона сплавлення, 3 деталь, 4 - зона перегріву (характеризується ростом окремих зерен).
П'ятий розділ присвячений дослідженню властивостей деталей, відновлених плазмово-порошковим методом.
Незалежно від параметрів нанесення покриття на всіх зразках біля границі сплавлення виявлена дендритна структура, сформована в результаті інтенсивного тепловідводу в тіло деталі. Показано, що ширина цієї зони залежить від сили струму. Металографічний аналіз виявив, що чим вище значення величини струму, на якому здійснювали нанесення покриття, а, отже, чим вище температура нагрівання деталі, тим менш протяжна зона дендритної структури. Це пояснюється тим, що при більшому значенні величини сили струму (230 А) відбувається більший прогрів тіла деталі. При цьому різниця температур покриття і прогрітого основного металу мінімальні і це не призводить до зменшення швидкості охолодження.
Стендовими випробуваннями на знос виявлено, що на момент закінчення припрацювання поверхонь величина зношування сталевого вала на 41% більше, ніж вала з покриттям, нанесеним згідно технології, яка рекомендується. У період сталого зношування інтенсивність зменшення лінійних розмірів шийки сталевого вала значно зросла. Різниця величини зношування досягає 68 %. Залежність величини зношування зразків від часу випробувань наведена на рис. 5.
Величина зони термічного впливу на шипах хрестовин збільшується зі зростанням сили струму від 120 до180 А. Найменше її значення відповідає I = 120A і дорівнює 1,5 мм. Однак, при наплавленні по даному режиму не відбувається якісного сплавлення покриття з основою. В цьому випадку у покритті формується найбільш протяжна, груба дендритна зона, яка дорівнює 0,9 мм, що збільшує схильність до крихкості робочого шару. Довжина ЗТВ при зміні струму від 120 до 180 А збільшилася у два рази.
Рис. 5. Залежності величини зношування від часу випробування зразків:
1 - зразок вкладиша (свинцева бронза);
2 - зразок стандартної деталі (сталь 45, загартування СВЧ);
3 - зразок, відновлений з нанесенням покриття, що рекомендується, і за пропонованою технологією
При відновленні з використанням струму I = 180 А в покритті може формуватися відманштетова структура, як результат значного перегріву.
Методом планування експерименту оцінено вплив параметрів нанесення покриттів плазмово-порошковим методом. Отримані рівняння регресії, що описують вплив швидкості обертання деталі, величини сили струму та проведення операції попередньої термообробки для зняття напруг і стабілізації структури зношеного шару на величину зони термічного впливу (рівняння 1), рівень мікротвердості і її однорідність по перерізу покриття (рівняння 2) і ступінь неоднорідності структури, яка оцінена по зміні мікротвердості, % (рівняння 3).
Рівняння регресії мають вигляд:
Y1=2,75–1,55X1 - 0,2X3 - 0,7X1X2–0,3X2X3+0,7X1X2X3. (1)
Y2 = 487,25 – 58,5X1 – 105,5X2 +41,5X3 + 96,5X1X2X3 (2)
Y3 = 8,86 + 2,32X1 – 1,03X2 – 2,78X3 + 4,68X1X2 – 11,6X1X3 – 8,5X2X3 (3)
де: Y1 – величина зони термічного впливу, Y2 – величина мікротвердості, Y3 - рівень неоднорідності мікротвердості.
При цьому швидкість обертання (Х1) деталі змінювали в межах V = 2,8 – 3,8 об/хв; силу струму (Х2) I = 200 – 260 А, попередній відпал плазмовим струменем (Х3) при t=850С та без нього.
Показано, що довжина зони термічного впливу, головним чином, визначається силою струму, швидкістю обертання деталі та їх парною взаємодією. Чим вище швидкість обробки, тим менше величина зони термічного впливу.
Мікротвердість істотно залежить від зміни сили струму обробки. При зниженні від 260 до 200 А вона падає на 11,3%, за рахунок зменшення температури в зоні сплавлення. При цьому структура покриття після іспитів на зношування (в поверхневому шарі), нанесеного порошковою композицією, що рекомендується, має структуру: до 15% залишкового аустеніту (зменшилось в три рази), тростит з окремими включеннями легованого фериту та карбідів.
Найбільш значний вплив на неоднорідність структури та мікротвердості мають парні взаємодії сили струму, швидкості обертання деталі з проведенням попереднього відпалу.
Перед нанесенням покриттів на шипи хрестовин проводили попередній відпал при 850С. При цьому відмічається підвищення концентрації хімічних елементів у перехідній зоні (у середньому на 60% Si, 3,8% Mn, 14,7% Cr, 17,5% Ni, 50% Mo), що підвищує міцність зчеплення покриття з деталлю. Це пояснюється інтенсифікацією дифузійних процесів в наслідок підвищення температури.
Запропоновано параметри обробки для промислового впровадження такої технології: попередній відпал поверхонь шипів хрестовин плазмовою дугою (струм I = 80А, напруга U = 40 В) для зневуглецювання попередньо цементованого й частково зношеного шару; нанесення покриття при зварювальному струмі I = 150 А та напрузі дуги U = 40 В.
У шостому розділі надається оцінка запасу міцності й зносостійкості колінчастих валів. Розглядається промислове випробування та впровадження розробок.
Статистичний аналіз експлуатаційної стійкості двигунів у різні часові періоди показав, що більш пізній період (2002 - 2003р.р.) у порівнянні з попереднім (2001 р.) характеризується переважно виходом з ладу деталей за інтенсивним зношуванням. Так, якщо до напрацювання 4000 мото - ч у більше ранньому періоді виходило з ладу 23% всіх двигунів, що спостерігалися в експлуатації, то в другому (при тому ж самому напрацюванні) цей показник досягав 70%, при гарантії напрацювання (яку дає завод-виробник) до капітального ремонту 6000 мото - ч.
Для підвищення довговічності колінчастих валів, як основної деталі двигуна, здійснювали відновлення з використанням запропонованого складу покриття і технології його нанесення. Порівняльні дослідження таких валів і виготовлених за діючою технологією показали, що перші мають в 1,5 рази вищу зносостійкість.
Методом рентгеноструктурного аналізу показано, що це досягається формуванням у покритті структур мартенситу та залишкового аустеніту, карбідів, оксидів, нітридів. Після експлуатації доля залишкового аустеніту зменшується з 50% до 15%.
При відновленні колінчастих валів нанесенням покриттів плазмово-порошковим методом можливе зниження їхньої втомної міцності через зменшення ефективного перерізу шийок (шліфування й наявність зони термічного впливу).
Виконано розрахунок величини запасу міцності відновленого колінчатого вала V - образного шестициліндрового двигуна СМД - 60.
Розрахунками показано, що на зменшення втомної міцності спряження щока - шийка впливає зниження запасу міцності шатунної шийки. Встановлено припустиму максимальну величину її шліфування перед нанесенням покриття (до 0,15 мм) і зони термічного впливу (не більше 2мм). При досягненні таких значень рекомендується відновлення валу з нанесенням покриття після 2-го ремонтного розміру. Тільки в цьому випадку забезпечується запас міцності шатунної шийки значно вище мінімально припустимого.
Стендові випробування колінчастих валів з нанесеним покриттям, запропонованим плазмово-порошковим методом показали, що максимальне зношування для шатунних шийок (1 - 4) становить 0,002 мм, а для корінних (4) - 0,003 мм. Мінімальне зношування шатунних шийок (2 - 5 й 3 - 6) і корінних (3) не перевищує 0,001 мм.
Випробування колінчастих валів на сільськогосподарських підприємствах Харківської області показали, що зміцнений шар при дотриманні умов, обговорених вимогами на експлуатацію й обслуговування техніки, при використанні якісних мастильних матеріалів, забезпечує стабільність властивостей і структури металу покриття.
Для визначення ймовірності безвідмовної роботи колінчастих валів двигунів СМД – 60 виконано аналіз експлуатаційної стійкості 50 деталей, виготовлених згідно діючої технології, в експлуатації. Оцінено величину зношування корінних і шатунних шийок. Зафіксовано напрацювання до капітального ремонту. Оцінено дисперсію й середньоквадратичне відхилення значень, а також швидкість зношування корінних і шатунних шийок (відповідає інтервалам 11,8610–3 –16,5910–3 й 9,3610–3–12,0210–3 мкм/мото-год).
Отримано залежність ймовірності безвідмовної роботи колінчастих валів, а також теоретичного й емпіричного значення функцій розподілу напрацювання (розбіжності не перевищують 13%).
Оцінено гамма-процентний ресурс колінчастих валів двигунів СМД – 60, що виходять із ладу через зношування корінних і шатунних шийок. Він склав для нових валів 80% теор = 4100 мото-год й 80% эмп = 4000 мото-год, що нижче норм заявлених заводом-виробником.
Для колінчастих валів зміцнених нанесенням покриттів з розробленого матеріалу з використанням плазмово-порошкового методу гамма-процентний ресурс є в 1,5 рази вищим за нові деталі.
Розроблена технологія нанесення покриттів плазмово-порошковим методом успішно може бути використана не тільки при ремонті сільськогосподарської техніки, але й у різних галузях народного господарства. Показано ефективність цього методу і при відновленні деталей турбін парових та атомних електростанцій. Вибір матеріалу покриття визначається вимогами експлуатації, а параметри попередньої обробки структурою й властивостями деталі.
Використання порошкових композицій на базі заліза легованого системою Ni - Cr - Si – B – Mn –Mo – Cu, забезпечує необхідну довговічність деталей і визначається не тільки покриттям, але й властивостями перехідної зони і термічного впливу, які можливо регулювати набором технологічних операцій і параметрами процесу.
Економічний ефект від впровадження технології відновлення колінчастих валів нанесенням розробленого покриття плазмово-порошковим методом в об’ємі 1000 шт склав 279093 грн.
Розробки впроваджені на Шевченківському РТП, а споживачами відновлених колінчастих валів є Сумська, Полтавська, Харківська та Чернігівська області України.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
