Assessment of Tribotechnical Properties of Consolidated Materials Obtained by Electrospark Processing

Full Text

Введение

Пищевая индустрия занимается переработкой сельскохозяйственной продукции с ориентацией или на источники сырья, или на конечного потребителя. Хлебопекарная промышленность относится к сельскохозяйственной отрасли глубокой переработки сырья и обеспечивает население страны продуктами первой необходимости: хлебом, хлебобулочными и бараночными изделиями.

При производстве хлебобулочных изделий наиболее важным является получение заготовок теста одинаковой массы. Эту операцию выполняют тестоделительные машины¹. Широкое применение в хлебопекарной промышленности по способу нагнетания теста находят тестоделительные машины вакуумно-поршневого типа, достоинством которых является точное деление тестовых заготовок массой от 50 г из ржаной и пшеничной муки. Они бережно относятся к тесту, не травмируют клейковину. К одной из таких машин, широко используемых на территории России и стран СНГ, относится ТД-4 фирмы ЗАО НПП «Восход» (рис. 1) [1].

 

 

 

Рис. 1. Общий вид тестоделительной машины ТД-4

Fig. 1. General view of the TD-4 dough divider

 

Cрок службы тестоделительных машин при соблюдении всех регламентов эксплуатации, указанных в технической документации, составляет более 10 лет [1]. Однако в реальных условиях эксплуатации срок службы не превышает 6–7 лет [1; 2].

Работоспособность тестоделительных машин вакуумно-поршневого типа определяет механизм всасывания делительного устройства, при износе деталей которого происходит потеря вакуума и, как следствие, нарушается точность развесовки теста.

В настоящее время ремонт тестоделительных машин осуществляется полной заменой узла механизма всасывания на новый, изготовленный под заказ заводом-изготовителем. Себестоимость такого ремонта достигает 30–40 % от стоимости новой машины, а срок окупаемости составляет 3–4 года в зависимости от номенклатуры хлебобулочных изделий и режима работы оборудования [3; 4].

Анализ методов восстановления деталей показал, что наиболее перспективным для восстановления деталей является метод электроискровой обработки (ЭИО). Из таблицы 1 видно, что источники энергии для формирования электрической искры в газовой среде обладают лучшими энергетическими характеристиками² [5; 6].

 

Таблица 1 Энергетические характеристики термических источников энергии, применяемых
для восстановления параметров изношенных деталей

Table 1 Energy characteristics of thermal energy sources used to restore the parameters of worn parts

 

Источники энергии / Power sources	Температура пламени, плазмы или дуги, °К / Temperature of flame, plasma or arc, °K	Наименьшая площадь нагрева, мм2 / Smallest heating area, mm2	Наибольшая плотность мощности энергии в пятне, Вт/мм2 / Maximum power density in the spot, W/mm2
Газовое пламя / Gas flame	3 000–3 500	1	5 × 102
Топливно-плазменное пламя / Fuel-plasma flame	4 000–5 000	1	5 × 102
Дуга в парах / Arc in vapor: щелочных металлов / alkaline metals железа / iron	4 000–5 000   5 000–6 000	1 1	1 × 103 1 × 103
Дуга в газах / Arc in gases: водород, азот / hydrogen, nitrogen аргон, гелий / argon, helium	5 000–8 000 10 000–20 000	1 × 10−1 1 × 10−4	1 × 103 1 × 103
Микроплазменная дуга / Microplasma arc	–	1 × 10−4	1 × 106
Электронный луч / Electron beam	–	1 × 10−5	1 × 107
Лазерный луч / Laser beam	–	1 × 10−6	1 × 108
Электрическая искра в газовой среде / Electric spark in a gas environment	7 000–20 000	1 × 10−6	106–109

 

Сравнение гальванических методов и электроискровой обработки по технико-экономическому критерию показал, что во втором случае комплексный показатель оценки ниже в 5,1 раза³ [5].

Сущность метода электроискровой обработки состоит в том, что под воздействием электрического импульсного разряда в газовой среде происходит преимущественно эрозия материала анода и перенос продуктов эрозии на катод.

В отличие от технологий, где источник тепла и рабочий материал формируются отдельно, электрическая искра как технологический инструмент осуществляет разрушение электрода и формирование на поверхности детали покрытия с измененным поверхностным слоем (ИПС) [7; 8].

В результате высокой мощности энергии в пятне нагрева импульсного действия и перемещения материала в ИПС, в зависимости от выбранных электродных материалов и принятых режимов в широком диапазоне, изменяются физико-механические свойства рабочих поверхностей деталей, что в конечном итоге позволяет формировать покрытия с высокими триботехническими свойствами.

Прогнозирование высоких триботехнических свойств электроискровых покрытий объясняется не только структурными изменениями, но и особенностями параметров топографии. Их текстура имеет специфический рельеф в виде замкнутых впадин, так называемых масляных карманов (МК). Наличие МК способствует удержанию объема смазки, улучшающего диссипативные характеристики поверхности трения, что способствует снижению интенсивности изнашивания наносимого металлопокрытия⁴ [9].

Цель исследования – выбор электроискровых покрытий, обеспечивающих снижение интенсивности изнашивания рабочих поверхностей деталей механизма всасывания при ремонте тестоделительных машин вакуумно-поршневого типа.

Обзор литературы

На этапе выбора материала электрода для восстановления и обеспечения высоких триботехнических свойств, при разработке технологического процесса, применяется расчетно-экспериментальной метод, позволяющий определить соотношение интенсивностей изнашивания создаваемых покрытий с базовыми образцами.

Исследования показали, что расчетная интенсивность изнашивания при упругом контакте пар трения будет определяться по формуле:

   $\begin{array}{c}{I}_{}=K_2\cdot \alpha \cdot K_{tv}\cdot p^{1+\frac{t_y}{2v+1}}\times \\ \times E^{\frac{2v{t}_y}{2v+1}}\cdot {\Delta }^{\frac{v{t}_y}{2v+1}}\cdot {\left(\frac{k\cdot f_{\text{ì}}}{{\sigma }_0}\right)}^{t_y},\end{array}$       (1)

где K₂ – коэффициент, равный $K_2={\mathrm{0,5}}^{t_y-1-\frac{1}{2\nu }}\cdot 2^{\frac{1}{2\nu }}\cdot K_1$  ; K₁ – коэффициент, зависящий от геометрии и высоты единичных неровностей на поверхностях твердых тел; α – коэффициент перекрытия, равный α = A_a / A_r (A_a – номинальная площадь контакта, A_r – фактическая площадь контакта); K_tv – поправочный коэффициент числа циклов до отделения частицы износа; t_y – показатель кривой фрикционной усталости при упругом контакте; v – параметр формы опорной кривой; E – модуль упругости покрытия (модуль Юнга), кгс/см²; p – эксплуатационная нагрузка в паре трения, кгс/см²; D – комплексная шероховатость поверхности; k – коэффициент, характеризующий напряженное состояние на контакте; σ₀ – разрушающее напряжение при однократном растяжении (σ₀ = σ₂), кгс/см². Более подробно эти данные представлены в работе Е. Г. Мартыновой⁵.

Во время работы тестоделительной машины происходит приработка деталей механизма всасывания друг к другу. При этом на поверхностях деталей устанавливается равновесная шероховатость, из-за чего влияние параметров микрогеометрии становится минимальным [10–12].

Тогда для приработанных поверхностей молекулярная составляющая коэффициента трения f_М будет определяется по формуле:

$f_{М}=\mathrm{1,4}\sqrt{\frac{{\tau }_0\cdot {\alpha }_{Г}^{}}{E}}+\beta$ ,         (2)

где τ₀ (кгс/см²) и β – фрикционные параметры покрытия; α_Г – коэффициент гистерезисных потерь. Для нанесенного покрытия из сплавов Х15Н60 и бронзы БрОС10-10, α_Г = 0,04 [13].

Из выражения (2) следует, что коэффициент трения f_М для приработанных поверхностей практически не зависит от давления в паре трения и их микрогеометрических характеристик.

Устанавливающаяся после приработки пар трения равновесная шероховатость поверхностей определяется по выражению [13]:

$\Delta =\frac{15{\tau }_0^{5/4}}{E^{3/4}\cdot p^{\text{1/2}}\cdot {\alpha }_{\Gamma }^{5/4}}$ .          (3)

Тогда формула расчета интенсивности изнашивания пар трения (1), имеющих упругий контакт в случае контактирования приработанных поверхностей, с учетом выражения (3), запишется:

   $\begin{array}{l}{I}_{}=K_2\cdot {15}^{\frac{2t_y}{5}}\cdot \alpha \cdot K_{tv}\cdot p\times \\ \times E^{\frac{t_y}{2}-1}\cdot {\tau }_0^{1/2}\cdot \frac{1}{{\alpha }_{\Gamma }^{1/2}}\cdot {\left(\frac{k\cdot f_{\text{ì}}}{{\sigma }_0}\right)}^{t_y}.\end{array}$ (4)

Таким образом, при упругом виде контактного взаимодействия приработанных поверхностей на интенсивность изнашивания влияют механические, физические и фрикционные свойства поверхности изнашивающейся детали и молекулярная составляющая коэффициента трения.

В настоящее время в научной литературе имеется ограниченное количество публикаций, описывающих результаты экспериментальных исследований механических, физических и фрикционных свойств консолидированных материалов, полученных методом электроискровой обработки. Недостаточная изученность свойств покрытий объясняется низким уровнем апробации методик неразрушающего контроля применительно к электроискровым покрытиям.

В последние годы получен ряд ответов на вопросы трибологического материаловедения в области изучения свойств электроискровых металлопокрытий.

Представлены результаты исследования разрушающего напряжения при однократном растяжении σ₀. Для этого по остаточному отпечатку, равному 1 мм, на глубине 0,1 мм от шарикового наконечника диаметром 2,5 мм фиксировалось значение максимальной нагрузки. Затем по экспериментальным зависимостям находилось значение σ₀. Расхождение результатов эталонных образцов по данной методике составило не более 5 %⁶.

Результаты оценки модуля упругости покрытия из сплава Х20Н80 методом инструментального индентирования, основанного на построении диаграммы зависимости нагрузки, приложенной к индентору от глубины его проникновения во время нагружения и разоружения, представлены в ряде работ⁷ [9]. Расхождение результатов эталонных образцов и покрытий из сплава Х20Н80 по данной методике составило не более 7 %.

Для определения фрикционных параметров электроискровых покрытий авторы работ использовали испытательную машину Hegewald & Peschke Inspekt table, обеспечивающую плавную нагрузку на образцы в диапазоне от 1 до 50 000 Н с погрешностью ±0,5 %⁸ [9]. Размеры полученных отпечатков измерялись с помощью современно измерительного оборудования профилографа – профилометра Form Talysurf фирмы Taylor Hobson. Расхождение результатов эталонных образцов по данной методике составило не более 4 %.

Таким образом, можно отметить, что имеющиеся и хорошо апробированные методы и средства измерения позволяют с высокой степенью достоверности определять физико-механические и фрикционные свойства электроискровых покрытий [14; 15].

Материалы и методы

Для расчета интенсивности изнашивания электроискровых покрытий по формуле (4) необходимо определить физические, механические и фрикционные свойства.

Для расчета интенсивности изнашивания электроискровых покрытий по формуле (4) наносимых на рабочие поверхности деталей ресурсоопределяющего узла механизма всасывания необходимо определить физические, механические и фрикционные свойства [16; 17].

Расчет интенсивности изнашивания покрытий проведен при наибольшей эксплуатационной нагрузке, действующей на детали сопряжения «поршень – камера», равной 3,2 МПа.

Для проведения исследований по определению составляющих параметров на поверхность образцов, изготовленных из сплава ЧН19Х3Ш, были нанесены покрытия из хромоникелевого сплава марки Х15Н60 и оловянисто-свинцовистой бронзы марки БрОС10-10 методом электроискровой обработки на установке «БИГ-5» (фирма SCINTI, Молдова) в ручном режиме с количеством энергии 300 Дж, частотой импульсов 50 Гц, а также удельным временем обработки 27 с/см². Полученная толщина покрытия достаточна для компенсации износов поверхностей деталей механизма всасывания.

Параметр шероховатости R_α на участках основного профиля исследуемого электроискрового покрытия после механической обработки составляет не более 0,2 мкм по ГОСТ 2789-73.

Принятое количество образцов для каждого эксперимента при доверительной вероятности α₀ = 0,9, относительной ошибке δ = 10 % и ожидаемом коэффициенте вариации V = 0,1 принято равным 8 шт. [16].

Для определения разрушающего напряжения при однократном растяжении (4) σ₀ были изготовлены образцы размером 15×15×10 мм. В поверхность испытуемого образца на глубину 0,1 мм вдавливается шариковый наконечник диаметром 2,5 мм до получения остаточного отпечатка диаметром 1 мм⁹ [17]. При этом фиксируется максимальное значение нагрузки P_max.

Затем рассчитывается максимальная твердость Н_max по уравнению:

Н_max = 1,32Р_max,                (5)

где Р_max – максимальная нагрузка, Н.

По экспериментальной зависимости, представленной в другой работе¹⁰, между максимальной твердостью H_mах и пределом прочности исследуемых покрытий σ_в находится значение σ_в.

Для проведения эксперимента используется испытательная машина Hegewald & Peschke Inspekt table 50 кН (рис. 2).

 

 

 

Рис. 2. Испытательная машина Hegewald & Peschke: a) общий вид; b) интерфейс машины

Fig. 2. Hegewald & Peschke testing machine: a) general view; b) machine interface

 

Для измерения диаметра отпечатков d в двух взаимно перпендикулярных направлениях с точностью измерений  ±0,02 мм использовался анализатор Siams 700, установленный на базу оптического микроскопа Olympus GX51. Повторность измерений на каждом образце составляла 5 вдавливаний.

Измерение модуля упругости покрытий проводится методом инструментального индентирования, основанного на построении диаграммы зависимости нагрузки, приложенной к индентору от глубины его проникновения, во время нагружения и разгружения¹¹ [18; 19]. Общий вид диаграммы представлен на рисунке 3.

 

 

 

Рис. 3. Зависимость нагрузки от глубины индентирования: 1 – кривая нагружения; 2 – кривая разгружения;
3 – касательная к кривой разгружения 2; hr – точка пересечения касательной 3 с осью перемещения; hp – точка
пересечения кривой разгружения 2 с осью перемещения; hmax – максимальная глубина внедрения индентора

Fig. 3. Dependence of load on the indentation depth: 1 ‒ loading curve; 2 ‒ unloading curve;

3 ‒ tangent to the unloading curve 2; hr ‒ point of intersection of tangent 3 with the axis of movement;
hp ‒ point of intersection of the unloading curve 2 with the axis of movement; hmax ‒ maximum depth of indentor introduction

 

 

Для получения кривых 1 и 2 (рис. 3) в качестве нагрузочно-разгрузочного устройства используется машина Hegewald & Peschke Inspekt table 50 кН (рис. 4). Для эксперимента были изготовлены образцы размером 15×15×10 мм.

 

 

Р и с. 4. Исследование модуля упругости на машине Hegewald & Peschke Inspekt table 50 кН

F i g. 4. Elastic modulus study with Hegewald & Peschke Inspekt table 50 kN

 

 

К подвижной (верхней) траверсе крепилось приспособление, в которое устанавливался алмазный индентор Виккерса, а на неподвижную (нижнюю) траверсу устанавливался испытуемый образец (рис. 4)¹² [18; 19].

При вдавливании алмазного индентора в поверхность образца фиксируется максимальное значение заданной нагрузки F_max. Зависимость приложенной нагрузки к индентору от глубины его проникновения в поверхность испытуемого образца (линия 1 рис. 3) появляется автоматически на мониторе испытательной машины. При измерениях индентор внедряется в испытуемую поверхность образца на минимальную глубину 50 мкм. Затем после выдержки индентора под нагрузкой в течение 15 с осуществляется полная разгрузка образца с получением графической зависимости (линия 2 рис. 3). По полученной линии 2 графически строится касательная линия 3 при нагрузке F_max.

По данным литературных источников¹³ [20], модуль упругости при индентировании E_IT  равен

$E_{IT}=\frac{1-{\left({\nu }_s\right)}^2}{\frac{1}{E_r}-\frac{1-{\left({\nu }_i\right)}^2}{E_i}}$ ,          (6)

где v_s – коэффициент Пуассона испытуемого материала; v_i – коэффициент Пуассона индентора (для алмазного индентора ν_i = 0,07); E_i – модуль упругости индентора (для алмазного индентора E_i =11,4 ∙ 10⁵ Н/мм²); E_r – приведенный модуль упругости в области индентирования, Н/мм².

Модуль упругости E_r в области индентирования равен

$E_r=\frac{\sqrt{\pi }}{2C\sqrt{A_p}}$ ,                  (7)

где C – податливость в контакте индентора с испытуемым образцом; A_p – площадь поперечного сечения поверхности в контакте (для индентора Виккерса $\sqrt{A_p}=\mathrm{4,950}{h}_c$ , мкм²); h_c – глубина внедрения наконечника в испытуемый образец.

Величина h_c вычисляется по формуле:

$h_c=h_{\max }-\epsilon \left(h_{\max }-h_r\right)$ ,        (8)

где h_max – глубина, соответствующая максимальной нагрузке F_max (рис. 3), мкм; ε – поправочный коэффициент (для индентора Виккерса ε = 3/4); h_r – точка пересечения касательной 3 с осью t, мкм (рис. 3).

Для определения податливости C (7) используется выражение:

$C=\frac{dw}{dF}-\frac{d{h}_c}{dF}$ ,                 (9)

где $\frac{dw}{dF}$  – тангенс угла наклона линии начала разгружения (определяется по касательной линии 3, рис. 3); $\frac{d{h}_c}{dF}$  – податливость прибора, равная величине обратной его жесткости¹⁴ [20].

Так как жесткость рамы испытательной машины Hegewald & Peschke Inspekt table 50 кН составляет 1,23 ∙ 10³ Н/мм, то податливость рамы, определяемая по формуле (9), будет равна 80,6 ∙ 10^–7 мм/Н. При изменении конструкции верхней траверсы машины (рис. 4) общая жесткость снизилась, а податливость увеличилась до значения 26,7∙ 10^–6 мм/Н.

Определение фрикционных параметров τ₀ и β взаимодействия двух твердых тел осуществляется по ГОСТ 27640-88.

Для их определения используется способ, заключающийся в относительном движении деформированных поверхностных слоев с пренебрежимо малой величиной сопротивления.

Это достигается, если индентор 1 (рис. 5), изготовленный в виде сферы, сдавливать между двумя плоскопараллельными образцами 2 и 3 нормальной силой P. После приложения силы индентор необходимо вращать¹⁵ [20].

 

 

 

Рис. 5. Схема определения фрикционных параметров τ0 и β: 1 – вращающийся образец;
2, 3 – плоские контробразцы; d1, d2 – диаметры отпечатков верхнего контробразца;

D1, D2 – диаметры отпечатков нижнего контробразца

Fig. 5. Scheme for determining the friction parameters τ0 and β: 1 – rotating sample;

2, 3 – flat test pieces; d1, d2 ‒ diameters of the upper test piece imprints;
D1, D2 – diameters of the lower test piece imprints

 

Для реализации эксперимента разработано устройство, смонтированное на испытательной машине Hegewald & Peschke 50 кН, которая обеспечивает плавную нагрузку на образцы с точностью до 1 Н. Общий вид устройства представлен на рисунке 6.

 

 

 

Рис. 6. Общий вид устройства для определения фрикционных параметров пар трения

Fig. 6. General view of the device for determining the friction parameters of friction pairs

 

Особенностью устройства является создание точной нагрузки на образцы с погрешностью ±0,5 % в диапазоне от 1 до 50 000 Н, а также измерение момента трения с погрешностью ±5 % в интервале от 0,1 до 20 Н·м. Все результаты по значениям нагрузки и моменту трения автоматически передаются на ПК сбора данных.

Вращающийся образец выполнен из стали ШХ15 диаметром 15 мм, а плоские контробразцы – размером 15×15×10 мм.

При проведении испытаний образец устанавливается относительно края контробразца на расстоянии не менее 10 мм.

Затем к верхнему контробразцу в два этапа прикладывается нагрузка. На первом этапе нагрузка должна быть такой, чтобы остались отпечатки диаметром 1–2 мм на контробразцах.

После выдержки образцов и контробразцов этой нагрузке в течение 3–6 с проводится вращение образца с частотой 2 об/мин. При повороте на 30–60° и до углового перемещения на 90° непрерывно регистрируется значение момента сил трения m. После этого нагрузка снимается, а образец и контробразцы смещаются друг относительно друга на расстояние не менее 15 мм до другого центра отпечатка. Нагрузка при втором нагружении отличается на 15–20 %.

После испытаний образцы снимаются с испытательной установки, обезжириваются, а затем на верхнем и нижнем контробразце измеряются диаметры отпечатков в двух взаимно перпендикулярных направлениях при первом и втором нагружении с помощью профилографа–профилометра Form Talysurf фирмы Taylor Hobson.

Для измеренных диаметров отпечатков находятся их среднее значение отдельно для верхнего и нижнего контробразцов:

$d=\frac{\left(d_1^0+d_1^{90}\right)+\left(d_2^0+d_2^{90}\right)}{4}$ ,

$D=\frac{\left(D_1^0+D_1^{90}\right)+\left(D_2^0+D_2^{90}\right)}{4}$ ,

где d₁, D₁ и d₂, D₂ – диаметры отпечатков на первом и втором контробразцах соответственно при первом и втором нагружении, мм.

Полученные значения диаметров отпечатков d, D и соответствующие им величины моментов сил трения m и M используются для определения фрикционных параметров τ₀ и β по формулам

${\tau }_0=\frac{\mathrm{0,75}}{\pi \left({\sigma }_2-{\sigma }_1\right)}\cdot \left(\frac{m{\sigma }_2}{{\left(\mathrm{0,5}d\right)}^3}-\frac{M{\sigma }_1}{{\left(\mathrm{0,5}D\right)}^3}\right),$

$\beta =\frac{\mathrm{0,75}}{\pi \left({\sigma }_2-{\sigma }_1\right)}\cdot \left(\frac{M}{{\left(\mathrm{0,5}D\right)}^3}-\frac{m}{{\left(\mathrm{0,5}d\right)}^3}\right),$

где ${\sigma }_1=\frac{4P_1}{\pi d^2}$  , ${\sigma }_2=\frac{4P_2}{\pi D^2}$  – средние величины нормальных контактных напряжений при первом и втором нагружениях соответственно, МПа.

Известно, что сопротивление разрушению при контактном взаимодействии пар трения, характеризуется кривой фрикционной усталости (кривая Велера). Кривая Велера показывает зависимость усилия, приложенного к поверхности материала F, от числа циклов его повторения n до предельного разрушения материала поверхностного слоя [20].

Испытания поверхностей образцов на фрикционную усталость проведены на трибометре TRB-S-DE (рис. 7).

 

 

 Рис. 7. Общий вид трибометра TRB-S-DE: 1 – столик с вращательным движением; 2 – образец; 3 – ось;

4 – подвижная стойка; 5 – индентор; 7 – корпус; 8 – направляющие; 9 – микрометрический винт

Fig. 7. General view of theT RB-S-DE tribometer: 1 – table with a rotational motion; 2 – sample; 3 – axis;

4 – sliding bar ; 5 – indentor; 7 – body; 8 – guides; 9 – micrometer screw

 

Для проведения исследований были изготовлены цилиндрические образцы диаметром 20 мм и толщиной 10 мм. В качестве индентора использовался стальной шарик марки ШХ15 диаметром 3 мм.

Скорость вращения образца задается при условии отсутствия нагрева в паре трения (9 ∙ 10^–3 м/сек) и автоматически поддерживалась в процессе всего испытания [21].

Нагрузка, действующая на индентор, подбирается таким образом, чтобы отсутствовал процесс резания. После определения количества циклов до отделения частиц с поверхности материала по скачку коэффициента трения и образованию усталостных трещин на бороздке нагрузка снижается на 15–20 % и эксперимент повторяется до получения координат второй точки.

По координатам двух точек строится график зависимости количества циклов от величины действующей нагрузки (рис. 8).

 

 

 

Рис. 8. График зависимости Ftn от ne

Fig. 8. The graph of the dependence of Ftn on ne

 

Затем с использованием программы «Компас-3D» определяется угол наклона построенной прямой к оси n_e. Найденный угол наклона используется для определения коэффициента фрикционной усталости t_y по формуле:

$t_y=\text{ctg}{\alpha }_{t_{\text{y}}}$  .                   (10)

Триботехнические испытания образцов пар трения без покрытий и обработанных методом электроискровой обработки проводили на модернизированной машине трения СМТ-1М по типу «колодка – ролик» [22]. Машина трения СМТ-1М позволяет автоматически снимать комплекс триботехнических параметров.

Материал и размеры образцов, принятые для испытаний, представлены в таблице 2.

 

Таблица 2 Параметры образцов для триботехнических испытаний

Table 2 Parameters of samples for tribotechnical tests

 

Триботехнические параметры, такие как максимальная нагрузка до предзадира, коэффициент и момент трения, интенсивность изнашивания для базовой пары трения (табл. 2), определялись по ГОСТ 23.224-86.

Для остальных образцов определялась только интенсивность изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа. Время стационарных испытаний составляло 8 ч.

Образцы прирабатывались друг к другу до площади прилегания не менее 90 %. Она контролировалась методом планиметрирования пятен контакта с погрешностью не более 1 %. После этого образцы маркировались, промывались в ацетоне, высушивались и взвешивались.

Подготовленные образцы устанавливали на машину трения и приводили в движение подвижный образец с частотой 300 об/мин (скорость скольжения пары трения 0,8 м/с). Использовали смазочный материал (масло индустриальное И-20А) по ГОСТ 20779-75, подача смазки разовая в картер.

После каждого вида испытаний образцы промывались в ацетоне, просушивались, а затем взвешивались на аналитических весах c точностью измерения до 0,00001 г с трехкратной повторностью.

Интенсивность изнашивания образцов определялась по формуле:

$I=\frac{W}{L}$ ,                    (11)

где W – линейный износ образца за пройденный путь, м; L – пройденный путь трения образца за время испытаний, м.

Линейный износ образцов определялся по формуле:

$W=\frac{\Delta G}{\gamma \cdot F_c}$ ,                  (12)

где DG – изменение массы образца от начала до конца испытаний, кг; γ – плотность испытуемого материала, кг/м³; F_c – контурная площадь контакта образцов, м².

Пройденный путь трения образца за время испытаний [22]:

$L=N\cdot l$ ,                   (13)

где l – линейный размер поверхности трения сопряженного образца, м; N – число циклов за время прохождения пути l.

Для пары трения интенсивность изнашивания I_Σ определяется как сумма интенсивностей изнашивания колодки и ролика.

Результаты исследования

Проведенные триботехнические испытания образцов пар трения «колодка – ролик», выполненных из материала деталей механизма всасывания (чугун ЧН19Х3Ш), показали, что суммарная интенсивность изнашивания при эксплуатационной нагрузке в паре трения 3,2 МПа составила 18 ∙ 10^‒12, что относится ко 2-му классу износостойкости [9; 14]. Таким образом, пара трения «колодка – ролик», выполненная из высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш, имеет упругий вид контактного взаимодействия поверхностей [9].

Полученные результаты физических, механических, фрикционных параметров и расчетных значений интенсивности изнашивания электроискровых покрытий представлены в таблице 3.

 

Таблица 3 Результаты физических, механических, фрикционных параметров
и расчетных значений интенсивности изнашивания

Table 3 Results of physical, mechanical, friction parameters and calculated values of wear rate

 

Материал покрытия / Coating material	Коэффициенты / Coefficients					ν	p, кгс/см2 / p, kgf/cm2	Определяемые параметры / Defined parameters					Интенсивность изнашивания, I × 10–12 / Wear rate, I × 10–12
	К2 × 10–2	Кtν	α	αГ	k			фрикционные / frictional			физические / physical	механические / mechanical	Iтеор	Iэкс
								tу	τ0, кгс/см2 / τ0, kgf/cm2	β	Е, кгс/см2 / Е, kgf/cm2	σ0, кгс/см2 / σ0, kgf/cm2
Бронза БрОС10-10 / Bronze BrOS10-10	1,14	2,3	1,11	0,04	3	1,5	32	5,8	172	0,021	1 140 000	3 820	4,62	6,8
Сплав Х15Н60 / Alloy Kh15N60	1,22	2,2	1,11	0,04	3	1,5	32	5,7	175	0,023	1 680 000	4 740	5,23

 

Согласно представленным в таблице 3 результатам расчетного и экспериментального исследования интенсивность изнашивания высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш с электроискровым покрытием из бронзы БрОС10-10 в 1,461 раза ниже базового образца, а с электроискровым покрытием из сплава Х15Н60 – ниже в 1,31 раза.

Таким образом, исследуемые материалы обладают высокими антифрикционными свойствами и их целесообразно использовать для восстановления изношенных рабочих поверхностей деталей.

В таблице 4 представлены результаты триботехнических характеристик колодки и ролика, изготовленных из высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш базовых образцов, полученных по ГОСТ 23.224-86.

 

Таблица 4 Статистические характеристики параметров выборок трибосопряжений базовых образцов

Table 4 Statistical characteristics of the sample parameters of the tribocouple base samples

 

Триботехнические параметры / Tribotechnical parameters	Среднее значение  / Average value	Значения 95-процентного интервала варьирования / Values of the 95 percent variation interval		Уровень значимости критерия pw / Significance level of the criterion pw	Стандартное отклонение σ / Standard deviation σ
		нижнее / lower	верхнее / top
пара трения 1: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка – чугун ЧН19Х3Ш (N = 8) / friction pair 1: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad – cast iron ChN19Kh3Sh (N = 8)
1	2	3	4	5	6
Максимальное давление в паре трения PМП, МПа / Maximum pressure in the friction pair PМП, MPa	20,1	18,2	23,9	0,4633	5,26
Оптимальное давление в паре трения PОП, МПа / Optimal pressure in the friction pair PОП, MPa	14	13,1	18,3	0,6751	2,16
Минимальный коэффициент трения при PОП = 14 МПа fmin / Minimum coefficient of friction at PОП = 14 MPa fmin	0,0131	0,0082	0,022	0,8842	0,004
Интенсивность изнашивания колодки при нагрузке PОП = 14 MPa Iк / Rate of pad wear under load PОП = 14 MPa Iк	18 ∙ 10–12	8,37 ∙ 10–12	23,2 ∙ 10–12	0,6752	1,59 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика при нагрузке PОП = 14 МПа Ip / Rate of roller wear under load PОП = 14 MPa Ip	14 ∙ 10–12	6,2 ∙ 10–12	19,1∙ 10–12	0,3927	1,1 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания при нагрузке PОП = 14 MPa ΣI / Total intensity of wear under load PОП = 14 MPa ΣI	32 ∙ 10–12	11,5 ∙ 10–12	52,6 ∙ 10–12	0,3426	6,3 ∙ 10–12
Фактор износа Ф / Wear factor Ф	2,3 ∙ 10–12	0,82 ∙ 10–12	1,9 ∙ 10–12	0,4230	0,45 ∙ 10–12

 

Из таблицы 4 видно, что интенсивность изнашивания колодки в 1,28 раза больше интенсивности изнашивания ролика, следовательно, в паре трения колодка является изнашивающейся поверхностью, а ролик – изнашиваемой поверхностью, поэтому электроискровое покрытие наносилось на поверхность колодки.

Результаты экспериментальной оценки интенсивности изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа представлены в таблице 5 [22].

 

Таблица 5 Результаты экспериментальной оценки интенсивности изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа 

Table 5 Results of experimental evaluation of wear rate at a load of 3.2 MPa in the friction pair

 

Триботехнические параметры / Tribotechnical parameters	Среднее значение  / Average value	Значения 95-процентного интервала варьирования / Values of the 95 percent variation interval		Уровень значимости критерия pw / The significance level of the criterion pw	Стандартное отклонение σ / Standard deviation σ
		нижнее / lower	верхнее / top
пара трения 1: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка – чугун ЧН19Х3Ш (N = 8) / friction pair 1: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad  – cast iron ChN19Kh3Sh (N = 8)
1	2	3	4	5	6
Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк	6,8 ∙ 10–12	3,4 ∙ 10–12	9,1 ∙ 10–12	0,5198	1,8 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip	4,9 ∙ 10–12	2,4 ∙ 10–12	7,5 ∙ 10–12	0,3255	1,7 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI	12 ∙ 10–12	4,5 ∙ 10–12	18,7 ∙ 10–12	0,6188	4,6 ∙ 10–12
пара трения 2: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из бронзы БрОС10-10 / friction pair 2: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying bronze BrOS10-10
Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк	4,7 ∙ 10–12	2,4 ∙ 10–12	6,2 ∙ 10–12	0,5532	1,06 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip	3,6 ∙ 10–12	1,4 ∙ 10–12	4,77 ∙ 10–12	0,6784	0,84 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI	8,3 ∙ 10–12	3,8 ∙ 10–12	10,97 ∙ 10–12	0,5421	1,9 ∙ 10–12
пара трения 3: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из сплава Х15Н60 / friction pair 3: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying bronze BrOS10-10
Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк	5,1 ∙ 10–12	4,3 ∙ 10–12	7,5 ∙ 10–12	0,4373	1,41 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip	9,7 ∙ 10–12	6,2 ∙ 10–12	12,8 ∙ 10–12	0,1564	2,8 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI	15 ∙ 10–12	8,8 ∙ 10–12	24 ∙ 10–12	0,1319	0,5 ∙ 10–12
пара трения 4: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из сплава Х15Н60 с антифрикционным твердосмазочным покрытием MODENGY / friction pair 4: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying Ch15N60 with MODENGY antifriction solid-lubricant coating
Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк	5,6 ∙ 10–12	3,2 ∙ 10–12	7,4 ∙ 10–12	0,6131	1,45 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip	3,1 ∙ 10–12	1,8 ∙ 10–12	4,62 ∙ 10–12	0,8572	0,97 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI	8,7 ∙ 10–12	7,4 ∙ 10–12	9,7 ∙ 10–12	0,8234	0,7 ∙ 10–12

 

Расчетные и экспериментальные значения интенсивности изнашивания изнашивающихся образцов представлены на рисунке 9.

 

 

 

Рис. 9. Расчетные и эксплуатационные значения интенсивности изнашивания изнашивающихся

образцов из высоколегированного чугуна ЧН15Х3Ш: 1 – без покрытия;

2 – после ЭИО электродом из бронзы БрОС10-10; 3 – после ЭИО электродом из сплава Х15Н60

Fig. 9. Calculated and operational values of the wear rate of highly alloyed ChN19Kh3Sh cast
iron wear samples: 1 – uncoated; 2 – after elektrospark alloying with bronze BrOS10-10;

3 – after elektrospark alloying with alloy Kh15N60

 

Из рисунка 9 видно, что все теоретические (расчетные) значения интенсивности изнашивания попадают в диапазоне 95-процентного доверительного интервала экспериментальных значений. Полученные результаты показывают высокую степень достоверности выбора электродных материалов с использованием апробированных методик определения параметров и расчетно-экспериментальной оценки интенсивности изнашивания.

Обсуждение и заключение

Проведенные в работе триботехнические испытания показали, что интенсивность изнашивания колодки после нанесения покрытия из оловянисто-свинцовистой бронзы марки БрОС10-10 становится ниже, чем для базовой пары трения в 1,45 раза. При этом интенсивность изнашивания ролика уменьшилась в 1,36 раза. Таким образом, суммарная интенсивность изнашивания уменьшилась в 1,4 раза (рис. 10)¹⁶ [14].

 

 

Рис. 10. Интенсивность изнашивания пар трения: 1 – колодка ЧН19ХЗШ, ролик ЧН19ХЗШ;

2 – колодка ЧН19ХЗШ+БрОС10-10ЭИО, ролик ЧН19ХЗШ; 3 – колодка ЧН19ХЗШ+Х15Н60ЭИО, ролик ЧН19ХЗШ;

4 – колодка ЧН19ХЗШ+Х15Н60ЭИОMODENGY, ролик ЧН19ХЗШ;
синий – интенсивность изнашивания колодки; красный – интенсивность изнашивания ролика;
зеленый – суммарная интенсивность изнашивания

Fig. 10. Wear rate of friction pairs: 1 – pad ChN19Kh3Sh, roller ChN19Kh3Sh;
2 – pad ChN19Kh3Sh+BrOS10-10ESP, roller ChN19Kh3Sh; 3 – pad ChN19Kh3Sh+Kh15N60ESP,
roller ChN19Kh3Sh; 4 – pad ChN19Kh3Sh+Kh15N60ESPMODENGY, roller ChN19Kh3Sh;
blue – pad wear rate; red – roller wear rate; green – total wear rate

 

Интенсивность изнашивания колодки после нанесения покрытия из хромоникелевого сплава Х15Н60 уменьшается по отношению к базовой паре трения в 1,33 раза. При этом интенсивность изнашивания ролика увеличивается в 1,97 раза. Таким образом, суммарная интенсивность изнашивания увеличивается в 1,26 раза (рис. 10).

Для снижения истирающей способности электроискрового покрытия из сплава Х15Н60 необходимо повысить его антифрикционные свойства, используя после ЭИО твердосмазочное покрытие на основе политетрафторэтилена компании «Моделирование и инжиниринг».

Проведенные в работе [14] исследования показали, что «интенсивность изнашивания колодки уменьшилась в 1,21 раза относительно базовой пары трения, а интенсивность изнашивания ролика уменьшилась в 1,58 раза. Таким образом, суммарная интенсивность изнашивания уменьшилась в 1,34 раза»¹⁷.

Следовательно, электроискровые покрытия из оловянисто-свинцовистой бронзы БрОС10–10 и сплава Х15Н60 обладают высокими триботехническими свойствами.

Полученные результаты исследований коррелируют с результатами других авторов и имеют практическую значимость для предприятий технического сервиса, занимающихся ремонтом тестоделительных машин.

 

 

¹           Коляда Е. В. Совершенствование технологии функциональных сортов хлебобулочных изделий // Менеджмент и маркетинг: опыт и проблемы : сб. науч. трудов. Минск : изд-во «Белорусский государственный экономический университет», 2011. С. 207–212. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=49207972 (дата обращения: 06.10.2022) ; Широкова Н. В., Гордиенко С. А. Разработка технологии пшеничного хлеба с функциональными добавками // Теория и практика современной аграрной науки : сб. V национальной (всероссийской) научной конференции с международным участием. Новосибирск, 2022. С. 1139–1141. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=48267734 (дата обращения: 06.10.2022).

²           Астанин В. К., Пухов Е. В., Емцев В. В. Использование стационарных и нестационарных режимов осаждения электролитических покрытий для восстановления автотракторной техники // Автотранспортная техника XXI века : сб. ст. III Междунар. науч.-практ. конф. М. : Мегаполис, 2018. С. 105–111.

³           Там же

⁴           Мартынова Е. Г. Разработка технологии ремонта тестоделительных машин вакуумно-поршневого типа с применением метода электроискровой обработки : дис. ... канд. тех. наук. Саранск, 2022. 216 с. URL: https://mrsu.ru/upload/iblock/62c/sqfrimqnuncqyy1vpultaeykrtahn6h4/Dissertatsiya_Martynova-E.G._.pdf (дата обращения: 06.10.2022).

⁵           Там же.

⁶           Оценка относительного удлинения покрытий, сформированных методом электроискровой обработки / С. А. Величко [и др.] // Энергоэффективные и ресурсосберегающие технологии и системы : материалы Междунар. науч.-практ. конф. Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2018. С. 377–381. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=36800128 (дата обращения: 01.05.2021).

⁷           Совершенствование методики определения модуля упругости материалов инструментальным индентированием / С. А. Величко [и др.] // Энергоэффективныеи ресурсосберегающие технологии и системы : материалы Междунар. науч.-практ. конф. Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2020. С. 335–341. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=44318698 (дата обращения: 01.05.2021).

⁸           Там же.

⁹           Оценка относительного удлинения покрытий…

¹⁰          Совершенствование методики определения модуля упругости…

¹¹          Там же.

¹²          Там же.

¹³          Sosnovskiy L. A., Makhutov N. A., Troshchenko V. T. Evolution of Ideas on Fatigue of Metals by Volume Loading and Friction // VI Междунар. симпозиум по трибофатике МСТФ 2010. Минск, 2010. С. 77–84. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=41104417 (дата обращения: 01.05.2021).

¹⁴          Там же.

¹⁵          Там же.

¹⁶           Мартынова Е. Г. Разработка технологии ремонта тестоделительных машин.

¹⁷          Там же.

 

About the authors

Alexei V. Martynov

National Research Mordovia State University

Author for correspondence.
Email: martynov-230685@yandex.ru
ORCID iD: 0000-0003-4744-4373
ResearcherId: AAR-8786-2020

Cand.Sci. (Engr.), Associate Professor of the Technical Service Machines Chair

Russian Federation, 68 Bolshevistskaya St., Saransk 430005

Sergey A. Velichko

National Research Mordovia State University

Email: velichko2005@yandex.ru
ORCID iD: 0000-0001-6254-5733
ResearcherId: G-9021-2018

Dr.Sci. (Engr.), Associate Professor, Professor of the Technical Service Machines Chair

Russian Federation, 68 Bolshevistskaya St., Saransk 430005

Elena G. Martynova

National Research Mordovia State University

Email: el.mart2012@yandex.ru
ORCID iD: 0000-0002-6870-0498
ResearcherId: C-5023-2019

Lecturer of the Chair of Life Safety

Russian Federation, 68 Bolshevistskaya St., Saransk 430005

References

Supplementary files