Воздействие режимов лазерного оплавления на адгезионную прочность клеевых покрытий системы железо-хром-бор-кремний

ВОЗДЕЙСТВИЕ РЕЖИМОВ ЛАЗЕРНОГО ОПЛАВЛЕНИЯ НА АДГЕЗИОННУЮ ПРОЧНОСТЬ КЛЕЕВЫХ ПОКРЫТИЙ СИСТЕМЫ ЖЕЛЕЗО-ХРОМ-БОР-КРЕМНИЙ

С.А. Донских, канд. техн. наук, доцент В.Н. Сёмин, канд. техн. наук, доцент В.А. Кремнёв, магистрант Н.А. Кремнёв, магистрант В.Н. Котов, магистрант

Таганрогский институт имени А.П. Чехова филиал Ростовского государственного экономического университета

Аннотация. В статье приводятся результаты исследования воздействия режимов лазерного оплавления на адгезионную прочность покрытия на основе железа-хрома-бора-кремния. Изучен процесс изменения адгезионной прочности покрытий, а также количества боридов железа в зависимости от скорости движения, диаметра лазерного луча и коэффициента перекрытия. Проведены теоретические расчёты влияния бора на адгезионную прочность.

Ключевые слова: Лазерное оплавление, адгезионная прочность, клеевые покрытия, порошковые покрытия, износостойкие покрытия, восстановление деталей машин.

Постановка задачи. Сплавы системы Ее-Сг-Б-81 обладают высокой структурной чувствительностью к энергетическому воздействию и легирующим добавкам [1, 2]. Лазерное модифицирование позволяет точно дозировать подвод энергии и легирующих веществ, а характер получаемой структуры определяет качество упрочнённого слоя. Кроме того, сплавы обладают высокой износостойкостью вследствие композиционной структуры.

Широко известен способ получения износостойких покрытий сочетанием плазменного напыления с последующим лазерным оплавлением [3]. Этот метод весьма успешно зарекомендовал себя при изготовлении и восстановлении длинномерных, крупногабаритных деталей и деталей сложной конфигурации. Однако данная технология достаточно затратная.

Покрытия после лазерного оплавления обладают высоким комплексом физико-механических и эксплуатационных свойств. Для сравнения часть образцов подвергали лазерному оплавлению после клеевого метода нанесения покрытий.

Покрытия, нанесённые на деталь, в процессе эксплуатации подвергаются воздействию механических нагрузок, а адге-

зионная прочность лимитирует их применение. Лазерная обработка клеевых покрытий позволяет повысить прочность сцепления покрытия с основой при максимальном сохранении исходной структуры и свойств порошка. Для оценки работоспособности изделия подвергаются испытаниям на отрыв по ГОСТ 14760-69 «Метод определения прочности при отрыве».

Целью работы являлось исследование адгезионной прочности и фазового состава покрытий из самофлюсующихся сплавов на железной основе (клеевых и после плазменного напыления, оплавленных лазером и горелкой).

Обозначения:

А - площадь торцевой поверхности штифта, мм2;

Bij - коэффициенты регрессии, описывающие направление и степень влияния каждого из факторов на параметры оптимизации;

СВ - концентрация бора в обмазке;

Смо - концентрация связанных атомов покрытия и подложки;

dl - диаметр луча лазера, мм;

d - диаметр штифта мм;

D2 - комплексы с насыщенными связями, образуемые атомами подложки;

ЛЁд - часть энергии диссипирования пятна за счёт скоростей, вязких деформаций и напряжений, Дж;

Н - микротвёрдость, МПа;

I - ток дуги при плазменном напылении покрытий, А;

К - константа скорости образования квазихимических связей;

к - постоянная Больцмана;

кпер - коэффициент перекрытия лазерных дорожек;

2М - атомные комплексы, образуемые активированными атомами частиц покрытия;

2М0 - конечное состояние системы комплексов связанных атомов покрытия и подложки после преодоления потенциального барьера, при котором образуется прочная связь между частицами подложки и покрытия;

2М + 2Б - активированное состояние системы атомных комплексов, образуемое атомами покрытия и подложки на высоте потенциального барьера;

2М + Б2 - начальное состояние системы комплексов, образуемое разобщёнными активированными атомами частиц покрытия и подложки;

N - мощность лазерной установки ЛГН-702, Вт;

п - число факторов;

^ - эффективная мощность, передаваемая слою покрытия и превращаемая в тепло, с поправкой на потери (т.е. мощность, непосредственно передаваемая слою покрытия);

Ре - внешнее давление в области контакта луча лазера и покрытия, ГПа;

Рн - давление плазмообразующих газов при напылении, ГПа;

Р0 - усилие, соответствующее моменту отрыва покрытия от штифта, ГПа;

Q - число опытов;

- поток теплоты в покрытии;

- изменение энтропии в области присоединения покрытия к основе,

Дж .

;

К • моль

2

АГа - площадка активации, м ;

Т - температура на границе покрытия и основы, К

Тк - температура в области контакта покрытия и основы, К;

t - время движения луча лазера, с;

0

Т - температура в центре пятна, К;

Т0 - начальная температура, 300К;

и - напряжение электрической дуги при плазменном напылении, В;

Д иа - изменение внутренней энергии в области присоединения покрытия к основе;

V - обобщённая скорость движения луча лазера относительно детали, мм/мин;

VI = 50, V2 = 100, Vз = 150, V4 =200, V5 = 300 - скорости движения луча лазера относительно детали, мм/мин;

координата реакции;

Х1 - скорость перемещения лазерного луча, мм/мин;

Х2 - диаметр луча лазера в месте соприкосновения с поверхностью материала, мм;

Хз - коэффициент перекрытия лазерных дорожек;

Ах = ф - протяжённость области, примыкающей к пятну расплава, м;

У - параметр оптимизации адгезионной прочности;

Ф - термодинамический потенциал Гиб-бса;

ДФа - величина потенциального барьера энергии Гиббса для активной области, в которой реализуются связи между атомами основы и частицами покрытия;

ДФ0 - доля приращения термодинамического потенциала Гиббса без учёта включений, Дж;

- диссипативная функция, Вт;

О - атомный объём;

п(ф/2) - площадь пятна лазерного луча; а 5 - компоненты тензора скоростей деформации, с Х; а, ¡ = 1, 2, 3;

X - коэффициент теплопроводности, Вт/(см-град);

а - коэффициент поверхностного натяжения, Дж/м2;

аар - компоненты тензора напряжений, Па;

о0 - коэффициент поверхностного натяжения без учёта примеси бора, Дж/м ;

^max - максимальная прочность сцепления покрытия и основы, МПа;

ос - прочность сцепления покрытия и основы, МПа;

т - время, в течение которого луч лазера проходит отрезок, равный его диаметру, с;

1/Та - частота колебаний атомов в решётке кристалла.

Индексы: В - бор; ef - эффективный; ij

- номер коэффициента модели (совпадает с порядковым номером); max - максимальный; д - диссипация; а - активация; e

- внешний; l - луч лазера; MD - прочная связь между атомами подложки и покрытия; н - напыление; нас - насыщенный; п - покрытие; пер - перекрытие; с - сцепление покрытия и основы; ш - штифт; а, в = 1, 2, 3 - индексы координатных осей в тензорах напряжений и скоростей деформации (по этим индексам выполняется суммирование).

Методика исследований. В качестве материала для нанесения клеевых покрытий и напыления использовали самофлюсующийся сплав из порошка ПР-Х4Г2Р4С2Ф следующего химического состава (в %): Fe (83.1 - 87.6), B (3.3 - 4.3), Cr (3.5 - 4.5), Si (2.0 - 2.5), Mn (2.0 - 2.5), C (1.0 - 1.2), V (0.5 - 0.9), Al (0.05 - 0.5), Cu (0.05 - 0.5). На подготовленную поверхность штифтов клеевым способом его наносили кисточкой, а также методом плазменного напыления с использованием установки УПУ-3Д с источником питания ИПН-160/600 и плазмотроном ПП-25 на режимах: I = 250 A, U = 80 B, P = 0.06 ГПа. Толщина слоя составляла 0.6 мм.

Исследования адгезионной прочности проводились на разрывной машине «RIEHLE» с плавно изменяющимся усилием от 0 до 50000 Н на штифтах из стали 40Х, вставленных один в другой и притёртых друг к другу. Торцы конусов представляли собой концентрические кольца. Диаметр меньшего конуса -12 мм, большего - 20 мм. Такая конструкция штифтов позволяет получить более однородный отрыв.

Применявшийся метод штифтовой пробы основан на непосредственном определении силы, направленной перпендикулярно к напылённой и оплавленной поверхности и отрывающей покрытие от основного материала [4, 5]. Для закрепления образца в разрывной машине использовались специальные оправки, соединяемые с захватами разрывной машины при помощи гибких тросов. Это обеспечивало перпендикулярность усилия отрыва торцевой поверхности образца. Применялась минимальная скорость нагружения, обеспечивающая статический характер нагрузки. Усилие Pо, соответствующее моменту отрыва покрытия от штифта, отмечалось на шкале, проградуированной в килограммах, а затем переводилось в ГПа. Прочность сцепления и площадь торцевой поверхности штифта определялись по формулам

Р0 л- d А 4

2

С целью сопоставления получаемых значений ас для разных образцов толщина напыляемых и клеевых покрытий выдерживалась постоянной и составляла 0.6 мм. Неизменным сохранялся интервал времени между дробеструйной обработкой и нанесением клеевых покрытий, а также напылением. Для обеспечения статистической достоверности использовалось по десять образцов с покрытиями, нанесёнными при одинаковых режимах.

Поверхность штифта под клеевые и плазменно-напылённые покрытия готовили следующим образом: вначале её обезжиривали этиловым спиртом, затем производили обдувку дробью. После дробеструйной обработки штифт проворачивали в приспособлении для устранения погрешности. На поверхность образца наносили порошковый сплав клеевым методом (в порошковый слой для клеевого покрытия добавлено 3% клея «AGO» к ацетону) или напыляли [1]. Далее на плазменно - напылённый слой наносилось поглощающее покрытие (жёлтая гуашь). При клеевом методе вместо него использовалась легирующая обмазка на основе карбида бора.

Оплавление осуществляли непрерывным лазером ЛГН-702 мощностью N = 800 Вт и диаметре пятна лазерного луча от dl = 1.0 10-3 м до dl = 3.0 • 10- м со скоростями перемещения V1 = 50 мм/мин, = 100 мм/мин, V3 = 150 мм/мин, V4 = 200 мм/мин, V5 = 300 мм/мин и коэффициентами перекрытия ^ер = 0.8 и ^ер = 1.2 с целью получения единого фазового состава и заданных свойств по всей толщине покрытия.

В случае лазерного легирования клеевых покрытий карбидом бора режимы оплавления подбирали, а полученные данные исследовали одним из методов математического планирования - методом полного факторного эксперимента [6].

Поскольку число варьируемых параметров невелико, оказалось возможным реализовать полную реплику, в которой число опытов Q = 2 в степени, соответствующей числу факторов п, позволяющую в

ходе эксперимента варьировать одновременно несколько параметров различной физической природы и получать раздельную, независимую оценку коэффициентов, что невозможно, например, при реализации дробной реплики. При этом необходимо, чтобы все независимые переменные, влияющие на процесс, изменялись на двух уровнях: минимальном и максимальном.

Серия состояла из 8 основных опытов. Полученная модель считалась линейной и учитывала взаимодействие факторов

Y=Bo+BlXl+B2X2 +BXз+Bl2XlX2+BlXlXз+B2XXз.

Для составления таблицы данных (матрицы планирования) находили пределы изменения основных входных параметров, в качестве которых были приняты технологические параметры лазерной обработки (табл. 1, 2).

Природа варьируемого фактора V, мм/мин dl, мм ^ер

Код фактора Основной уровень Интервал варьирования Xi 100 50 Х2 2 1 Хз 1 0.2

Величина факторов в опытах (по номерам) основной матрицы

Опыт 1 — - -

2 + - -

3 - + -

4 + + —

5 - - +

6 + - +

7 - + +

8 + + +

Таблица 1. Матрица планирования эксперимента

Таблица 2. Зависимость ос от режимов обработки

№ образца Вид, режимы обработки и код Ос

Х1 Х2 Хэ МПа

Клеевое покрытие, оплавленное лазером

1 50 1 0.8 92

2 150 1 0.8 67

3 50 3 0.8 73

4 150 3 0.8 53

5 50 1 1.2 76

6 150 1 1.2 58

7 50 3 1.2 70

8 150 3 1.2 42

Плазменное покрытие без оплавления

9 - - - 31

Плазменное покрытие, оплавленное лазером

10 11 12 50 100 300 1 1 1 о о о ОО 00 8 156 129 113

13 Плазменное покрытие, оплавленное горелкой - I - I - 142

Технологические факторы Х1, Х2 и Х3 выбирали исходя из возможности их изменения при условии точного измерения их величин, а также учитывая их взаимную независимость (ортогональность).

Для оценки достоверности результатов и адекватности модели повторные опыты проводили трижды на основном уровне с использованием карбида бора в качестве упрочняющей добавки.

Параметром оптимизации служила прочность сцепления покрытия и основы Y.

Рентгеновские съёмки производились на дифрактометре ДРОН 3.0 при скорости поворота образца 1 град/мин в медном мо-нохроматизированном излучении в максимально возможном интервале углов от 10° до 75° для качественного и количественного фазового анализа.

Результаты исследований и их обсуждение. Фактором, лимитирующим прочность сцепления газотермических покрытий из самофлюсующихся сплавов на основе железа, является раскисление окис-ных плёнок между покрытием и подложкой и установление химических связей. Время, необходимое для раскисления ок-

сидов железа при Т = 1300 - 1500 К, составляет 0.75 - 0.9 с [7].

В процессе исследования наблюдался адгезионный и адгезионно-когезионный характер разрывов образцов, когда покрытие отрывалось полностью либо часть его оставалась на штифте, причём первый случай характерен для больших скоростей сканирования луча лазера.

Разрушение покрытия начинается с торцов [8], где меньше толщина клеевого слоя и существуют дефекты, т. е. нет удовлетворительного контакта клея с материалом. В этих местах концентрируются значительные напряжения. При увеличении нагрузки в них возникают микротрещины, которые постепенно распространяются к центру склеивания. Когда число микротрещин достигает определённого уровня, создаются условия для их соединения в трещину значительных размеров, что приводит к разрушению.

Для покрытий, напылённых плазмой без легирования, максимальное значение ос = 156 МПа наблюдается при минимальной скорости движения луча лазера V1 = 50 мм/мин (см. табл. 2, образец № 10), с повышением скорости луча относительно

детали до V5 = 300 мм/мин ос = 113 МПа (образец № 12). Это связано с сокращением времени нахождения детали в зоне лазерного нагрева.

Минимальное значение ос = 31 МПа наблюдается у покрытий, напылённых плазмой без оплавления, из-за наличия пор и большого количества окисных плёнок (образец № 9).

Что касается клеевых покрытий, легированных В4С, то наибольшая прочность сцепления покрытия с основой ос наблюдается при V1 = 50 мм/мин, dl = 1 мм и ^ер = 0.8, а именно 92 МПа (образец № 1). Покрытие находится в зоне воздействия луча лазера достаточно долго и успевает полностью проплавиться. С увеличением коэффициента перекрытия до 1.2 прочность сцепления снижается до 76 МПа (образец № 5). Это связано, по-видимому, с расфокусировкой луча.

При V1 = 50 мм/мин, dl = 3 мм и ^ер = 0.8 ос уменьшается до 73 МПа (образец № 3). Это связано, по-видимому, с уменьшением энерговклада. При той же скорости и том же диаметре луча лазера, но при увеличении коэффициента перекрытия до 1.2 (образец № 7) ос уменьшается до 70 МПа. С повышением скорости луча лазера относительно детали до 150 мм/мин при dl = 1 мм и ^ер = 0.8 (образец № 2) ас снижается до 67 МПа. Это связано с тем, что время нахождения покрытия в зоне лазерного воздействия уменьшилось. При той же скорости и том же диаметре луча, но с увеличением коэффициента перекрытия до 1.2 (образец № 6), ос снижается до 58 МПа. При V3 = 150 мм/мин, dl = 3 мм и ^ер = 0.8 (образец № 4) ос уменьшается до 53 МПа. При максимальных значениях скорости, диаметра и коэффициента перекрытия V3 =

150 мм/мин, dl = 3 мм и ^ер = 1.2 (образец № 8) ас минимальна - 42 МПа.

Полученная адекватная модель поверхности отклика позволяет судить о степени влияния параметров Х1 - Х3 на адгезионную прочность У при лазерном легировании клеевых покрытий.

У = 67.458 - 9.708X1 - 6.042 Х2 - 5.958 Хз - 5.375ХХ

Построены зависимости прочности сцепления покрытия с основой после лазерного легирования В4С от коэффициента перекрытия ^ер = 0.8, 1.0 и 1.2 (рис. 1). Отчётливо прослеживается зависимость адгезионной прочности для клеевых покрытий, легированных В4С: с повышением скорости луча лазера ас уменьшается. При V1 = 50 мм/мин время нахождения покрытия в зоне лазерного нагрева больше, покрытие проплавляется сильнее, что и вызывает повышение адгезионной прочности. При увеличении диаметра луча до 3 мм вследствие расфокусировки уменьшается энерговклад, покрытие проплавляется слабее и ас меньше, чем при dl =1 мм. При обработке покрытий с коэффициентом перекрытия 0.8 из-за наложения лазерных дорожек одной на другую происходит дополнительный переплав покрытия, приводящий к увеличению ос. Для плазменных покрытий без оплавления ос наименьшая из-за трещин, крупных сфероподобных полостей и мелких пор, а также большого количества окисных пленок. У плазменных покрытий, оплавленных лазерным излучением, с уменьшением скорости обработки ос повышается. В случае испытаний плазменно-напыленных покрытий, оплавленных горелкой, ос зависит от выбранных режимов оплавления и несколько меньше, чем при оплавлении лучом лазера.

dда мм

100 80 60 40 20 0

50

150

250

сц

мм

80 60 40 20 0

50 150 250

сц

V, мм/мин а)

мм

80 60 40 20 0

V, мм/мин б)

50

150 250

О,

сц

V, мм/мин в)

Рис. 1. Зависимости прочности сцепления покрытия после лазерного легирования В4С:

а) ^ер = 0.8, б) ^ер = 1, в) ^ер = 1.2

На свойства покрытий, как известно, оказывает влияние не только прочность сцепления, но и их фазовый состав, особенно количество упрочняющей фазы. Данные рентгеноструктурного анализа клеевых, плазменных покрытий после оп-

лавления лазерным лучом и горелкой представлены в таблице 3 и 4.

Из таблиц видно, что с повышением скорости движения луча лазера, ростом диаметра луча и коэффициента перекрытия уменьшается количество боридов железа, а

также адгезионная прочность Ос.

3

3

3

Таблица 3. Состав фаз после нанесения клеевых покрытий и лазерного легирования В4С

Номера образцов и режимы обработки

1 2 3 4 5 6 7 8

V = 50 V3 =150 V =50 V3 =150 V =50 V3 =150 V =50 V3 =150

Фазы di=1.0 di =1.0 di =3.0 di =3.0 di =1.0 di =1.0 di =3.0 di =3.0

кпер кпер кпер кпер кпер кпер кпер кпер

=0.8 =0.8 =0.8 =0.8 = 1.2 =1.2 =1.2 = 1.2

Fe 27.3 34.4 33.1 37.8 30.6 29.3 30.7 28.3

Бориды Fe 29.5 27.1 27.9 27.1 28.6 25.1 29.1 22.3

Карбид Fe 11.5 8.5 10.1 11.6 8.4 9.7 13.0 9.0

Карбиды 23.3 21.9 22.1 19.3 25.8 23.3 23.6 26.3

Бориды Cr 8.4 8.1 6.7 4.2 6.3 12.6 3.7 14.0

Н, МПа 1136 1313 1223 1210 1180 1285 1243 1386

Таблица 4. Состав фаз в зависимости от режимов обработки для оплавленных горелкой

и лазером плазменных покрытий без легирования

Номера образцов и режимы обработки

9 10 11 12

Фазы Оплавленные лазером плазменные покрытия Напылённое и оп-

V =50 V2 =100 V3 =300 лавленное горел-

кой покрытие

Fe 56.2 55.7 55.8 27.6

Бориды Fe 13.9 14.9 14.0 16.8

Карбид Fe 7.1 7.5 7.6 10.4

Карбиды 12.7 14.5 15.6 27.0

Бориды 8.6 10.4 7.0 16.7

Н, МПа 939 1050 1121 1015

Расчёт адгезионной прочности в зависимости от концентрации бора в покрытии. Теорию прочности сцепления рассмотренных выше покрытий построим на основе следующих представлений: кинетика образования квазихимических сил изучена исходя из модели, в соответствии с которой процес-

j d; L

Рис. 2. Схема расположения луча лазера и оплавляемого им покрытия: 1 - лазер; 2 - луч; 3 - расплав

сы протекают только в области, примыкающей к пятну расплава, протяженностью Ах = Ф (см. рис. 2, 3) [8]. Положения, лежащие в основе данной модели, подробно описаны в работе [9].

Рис. 3. Изменение константы скорости образования квазихимических связей в зависимости от координаты х луча лазера

На рис. 3 показано, что константа скорости образования квазихимических связей К заметно отлична от нуля только в области пятна, поскольку экспоненциально зависит от температуры:

, i . АФ\, АФа = Aua - TASa + Pe Q .,

К =— exp--- 1

I kTk

В (4) у нас — - частота атомных колена

баний в кристаллической решётке металла; k - постоянная Больцмана; Tk - температура в области контакта частиц покрытия с основой; ЛФа - изменение термодинамического потенциала Гиббса, отнесённое к

атомному объёму О в котором, согласно модельным представлениям [8, 9], протекает процесс образования прочных квазихимических связей между парами атомов

Мчастицы покрытия и Б подложки; Лиа -соответствующее этому процессу изменение внутренней энергии; ЛЗа - изменение энтропии; Ре - внешнее давление в области контакта.

Для оценки температуры Т в области пятна лазера можно воспользоваться величиной баланса тепловых потоков це от лазера и цп в покрытии. Имеем:

N„

Че =-

-{dlf 2)

чп =x

т- T0 , qn = qe.

dt/ 2

Из (5) следует, что

Т = Tn +-

2 N,

ef

Л-Хп- di

То + Т

Здесь Т0 - начальная температура по-

0

крытия; Т - температура в центре пятна; Ые/ - эффективная мощность лазерного излучения, передаваемая металлу; Яп - ко-

эффициент теплопроводности покрытия; ф - диаметр лазерного пятна (рис. 2).

Для точной оценки температуры Tk в области контакта частиц с подложкой можно воспользоваться известным соотношением [8, 9]:

т = ьпт + ьото Ъп+ Ьо

В (7) Ъп =^Рпсплп, Ъо

- ко-

эффициенты аккумуляции теплоты для покрытия и, соответственно, основы; рп -плотность покрытия; Сп - теплоёмкость покрытия; р0 - плотность материала подложки; Я) - теплоёмкость подложки.

Суть применяемой нами модели [8, 9] состоит в следующем. В частицах покрытия атомы М за счёт высокой температуры частиц (6) в области лазерного пятна находятся в активированном состоянии с ненасыщенными междуатомными связями, а атомы подложки Б связаны попарно так, что на каждую пару атомов частицы 2М приходится пара Б2 связанных атомов в решётке металла подложки. Это состояние пар атомов 2М + Б2 на рис. 4 представлено точкой А. Чтобы разорвать связь в паре Б2 системе атомов 2М + Б2 требуется преодолеть потенциальный барьер ЛФа вдоль координаты реакции Активированному состоянию системы 2М + 2Б отвечает (рис. 4) точка В. Необходимая системе энергия активации ЛФа получается за счёт тепловой флуктуации в системе при достаточно высокой температуре контакта (7). В системе атомов 2М + 2Б становится возможным формирование прочных квазихимических связей, и она переходит в состояние, показанное на рис. 4 точкой С. Имеем здесь состояние 2МБ.

о

Рис. 4. Зависимость термодинамического потенциала Гиббса образования квазихимических связей от координаты реакции

Сказанное соответствует ской реакции [8]:

топохимиче-

2M + D2 ^2M, 2D ^ 2MD,

Если ввести концентрацию Смэ связанных пар атомов частицы покрытия и подложки, то скорость протекания её можно выразить уравнением:

/CMD dt

-(l - CMD )K

В (9) константа скорости реакции (8) представлена уравнением (4). Учитывая, что реакция (8) протекает вдоль лазерного пятна, т.е. вдоль координаты х, как это показано на рис. 3, имеем:

dC

MD

dt

dC-MD dx dx dt

dC

MD

dx

V

где V - скорость перемещения лазерного луча.

В выражении (4) можно приближённо принять, различая ЛФа по малым значениям и г = XV:

( ЭФ",

АФа «ДФ0 +1 — 1 -AF„

ЭФ ~dt

Здесь ЛFa - площадь области контакта для системы атомов 2М + 2Э, , • эф л -

' - ЛЕЯ =-< 0

д д1

диссипация термодинамической энергии ЛФа за счёт вязких процессов в области пятна. Можно положить для диссипативной

функции ЛЕд:

1

— I

2

В (12) Оар - тензор вязких напряжений (а, Р = 1, 2, 3), £ар - тензор скорости вязких деформаций в металле. Далее, как известно

ЭФ

8F

-а

- коэффициент поверхностного натяжения, для которого, согласно [7], можно положить

а- а - аСВ,

где Св - концентрация бора в области контакта.

Интегрируя (9) с учётом разложения (11), имеем:

V ш> 0 1 kTk 2V ) АЕя

Здесь положено:

K = ±eXp ],

т kT kT kT

Далее можно принять, что Cmd << 1 и

-Zn

а также разложить в ряд sh малых значений аргумента:

ДЛЯ

kT 2V

Y+ '

[ Щ 2V) kT V 3\ Щ 2V)

Представляется естественным положить [8] для прочности сцепления покрытия с основой

Сс/Сшах = СмБ, (19) Тогда находим окончательно:

а

а,

c max K 0

k +.

V

Полученное выражение отражает зависимость прочности сцепления от величин

V и Св, наблюдавшуюся в эксперименте.

Выводы

1. Максимальное значение адгезионной прочности ос наблюдается у оплавленных лазером плазменных покрытий без легирования при минимальной скорости движения луча лазера относительно детали.

2. Для клеевых оплавленных лазером покрытий с повышением скорости луча лазера относительно детали от 50 мм/мин до 150 мм/мин, увеличением диаметра луча от 1 до 3 мм и ростом коэффициента перекрытия от 0.8 до 1.2 количество бори-дов железа уменьшается и снижается адгезионная прочность ас.

3. Экспериментально и теоретически установлено, что увеличение концентрации бора СВ приводит к повышению адгезионной прочности и улучшению структуры границ зёрен.

Библиографический список

1. Ларионов В.П., Болотина Н.П., Аргунова Т.В., Тюнин В.Д., Лебедев Н.П. Влияние лазерной обработки на структуру и состав плазменно-напыленных покрытий системы Ni-Cr-B-Si-C // ФХОМ. - 1987. - №1. - С. 74-78.

2. Спиридонова И.М. Структура и свойства железобороуглеродистых сплавов //Металловедение и термическая обработка металлов. - 1984. - №2. - С.58-61.

3. Dorozhkin N.N., Abramovich T.M., Donskikh S.A. and other. Gas-flame coating theory for composite powdery materials. // Prociding v.1, Third Int. Conf. on Powder Metallurgy RoPM 2005, Sinaia. -Р. 273-278.

4. Сёмин В.Н., Донских С.А., Котов В.Н. Применение модели вязкого течения пористой среды к описанию процесса спекания порошковых систем // Вестник Таганрогского государственного педагогического института. - 2016. - №2. - С. 265-270.

5. Donskikh S.A., Semin V.N., Anistratenko D.I., Kabirov N.N. A theoretical estimation of performance properties coatings based on Fe-Cr-B-Si with laser melting and alloying // International Scientific and Practical Conference World science. - 2016. - Т.1. №4 (8). - Р. 44-49.

6. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. О теоретической оценке эксплуатационных свойств клеевых покрытий системы Fe-Cr-B-Si с лазерным оплавлением и легированием // Вестник Таганрогского государственного педагогического института. - 2008. - №1. - С. 105-116.

7. Дорожкин Н.Н., Кардаполова М.А., Дьяченко О.В., Абрамович Т.М., Донских С.А., Симонов Ю.А. Влияние легирующих добавок в покрытии при лазерной обработке на адгезионную прочность покрытий системы Fe-Cr-B-Si // Вестник Таганрогского государственного педагогического института. - 2006. - №1. - С. 127-134.

8. Dorozhkin N.N., Kardapolova M.A., Dyachenko O.V., Abramovich T.M., Donskikh S.A., Simonov Yu.A. Influence of laser treatment on the kinetics of compaction of coatings of the Fe-Cr-B-Si system // Journal of Engineering Physics and Thermophysics. - 2004. - T. 77. № 4. -P. 776-779.

9. Dorozhkin N.N., Abramovich T.M., Donskikh S.A. and other. Some aspects of electro-contact sticking theory of powdery coatings. // Acta Technica Napocensis, series: machine construction materials. №47, Technical University of Cluj-Napoca. P. 75-79. 2004.

THE INFLUENCE OF LASER MELTING ON THE ADHESIVE FORCE OF THE ADHESIVE COATING IRON-CHROMIUM-BORON-SILICON

S.A. Donskikh, doctor of technical sciences, associate professor V.N. Semin, candidate of technical sciences, associate professor V.A. Kremnev, graduate student N.A. Kremneva, graduate student V.N. Corov, graduate student

Taganrog institute named after A.P. Chekhov branch of Rostov state economic university

Abstract. The article presents the results of research of influence of modes of laser melting on the adhesion strength of the coating based on iron-chromium-Boron-silicon. The study of the process of change of the adhesive strength of the coating, as well as the amount of iron borides depending on the speed of movement of the beam diameter and the overlap factor. Theoretical calculations of the influence of boron on the adhesion strength.

Keywords: laser melting, gluing, adhesive application, powder coating services, wear-resistant coatings, restoration of machine parts.