Популярное

Мифы о звукоизоляции



Как построить дом из пеноблоков



Как построить лестницы на садовом участке



Подбираем краску для ремонта



Каркасные дома из дерева


Главная » Технологические особенности восстановления

Технологические особенности восстановления вкладышей подшипников судовых дизелей

Леонтьев Л. Б. (leontyev@msun.ru), Митюк Н. А. Морской государственный университет им. адм. Г. И. Невельского, Россия

Технологическое обеспечение надежности при восстановлении вкладышей подшипников судовых дизелей заключается в определении требуемых параметров качества антифрикционного слоя и разработке технологических процессов (ТП). Параметры качества поверхностного слоя обусловлены как технологическими параметрами применяемых методов нанесения покрытия, сопутствующего или последующего упрочнения и т. п. Физико-механическое и структурное состояние поверхностного слоя антифрикционного материала является решающим в обеспечении заданной надежности вкладыша. Это должно обеспечить быструю адаптацию рабочих поверхностей к имеющимся в сопряжении видам изнашивания и требуемую усталостную прочность антифрикционного слоя. При этом каждый ТП при использовании определенных материалов обладает ограниченным количеством положительных свойств. Управление этими свойствами осуществляется как на этапе проектирования, так и во время ТП: операционный и окончательный контроль параметров качества, режимов технологических операций и т. п.

Проектирование ТП восстановления вкладышей подшипников включает следующие этапы:

1) определение конструктивных, технических, триботехнических и т. п. требований к вкладышу, обеспечивающих заданную долговечность узла, в зависимости от условий эксплуатации;

2) выбор или разработка антифрикционных материалов для различных слоев (промежуточных, рабочих, приработочных и т. п.) и конструктивных особенностей вкладыша (количество, размеры различных слоев и т. п.), обеспечивающих получение требуемых механических и триботехнических свойств;

3) выбор методов нанесения покрытия различных слоев на основании критериев долговечности конструкции и технико-экономического анализа;

4) выбор технологического оборудования, которое способно обеспечить заданные параметры качества антифрикционного покрытия;

5) выбор области оптимальных параметров режима при различных операциях

Выбор материала для антифрикционного слоя вкладышей подшипников является одним из наиболее сложных вопросов, как при проектировании двигателя, так и при его ремонте. Материал должен обеспечить надежность подшипникового узла двигателя в течение установленного срока эксплуатации. Долговечность работы подшипникового узла обеспечивается прежде всего износостойкостью его составляющих деталей, т. к. при износе деталей изменяются их геометрия и зазоры и, как следствие этого, гидродинамические характеристики. Изменение этих характеристик может привести к образованию неблагоприятных режимов трения, повреждению поверхностей трения вкладышей и шеек валов.

Антифрикционный слой вкладыша подшипника должен отвечать следующим требованиям:



- выдерживать высокие удельные нагрузки и скорости скольжения;

- обладать высокими триботехническими свойствами;

- иметь хорошую способность к поглощению твердых частиц;

- обладать достаточной прирабатываемостью;

- обладать температуростойкостью;

- обладать работоспособностью в особо тяжелых условиях (граничной смазки);

- материалы шейки и вкладыша должны быть совместимы.

Из анализа требований, предъявляемым к антифрикционным материалам, видно, что эти требования противоречивы. Так, для обеспечения сопротивляемости пластической деформации и усталостным разрушениям антифрикционный материал должен обладать высокой прочностью и твердостью. Однако такой материал будет обладать пониженной прирабатываемостью и будет быстрее изнашивать сопряженные шейки коленчатых валов, чем мягкие пластичные материалы типа баббитов. В связи с этим задача выбора материалов пары сводится к нахождению оптимального сочетания основных свойств, обеспечивающих надежную работу дизеля.

Для обоснованного выбора материалов применительно к вкладышам подшипников судовых дизелей был проведен сравнительный анализ свойств материалов и их композиций, традиционно применяемых для вкладышей подшипников, обладающих высокими триботехническими характеристиками и нанесенных различными способами.

Исследования усталостной прочности антифрикционных материалов позволили установить следующее [1]:

- наименьшей прочностью обладают литые баббиты;

- напыленные баббиты обладают в 2 раза большей усталостной прочностью по сравнению с литым баббитом;

- напыленные бронзы БрО8С12 и БрОСА обладают низкой усталостной прочностью;

- наибольшей усталостной прочностью обладают алюминиевые сплавы, причем сплав АО6 обладает наиболее высокой усталостной прочностью;

- изменение усталостной прочности напыленных покрытий в значительной степени зависит от типа установки и плазмотрона.

Для определения степени влияния свойств материала, способа его нанесения и материала сопряженной детали на износ пары трения в условиях эксплуатации при граничной смазке была проведена математическая обработка с использованием метода множественной регрессии результатов триботехнических испытаний следующих групп материалов: баббита Б83, алюминиевых сплавов и бронз и получены зависимости:

И = о 0044е2046Ктр + °03Шк + п,б3Ик + 0,0025нв

И = 0 0036е1701Ктр + 0,047ик + Н9Ик + 0,003НВ

И = 0,0006е389Жтр + °047ик - 6,39Ик, (3)

где И - суммарная величина износа пары трения, мм; Иа - величина износа антифрикционного покрытия, мм; Ис - величина износа сопряженной детали (стали), мм; ктр - коэффициент трения (определяется на машинах трения); ик - потенциал коррозии в мВ; Ик - кавитационный износ, г; НВ - твердость покрытия по Бринеллю.

По результатам регрессионного анализа (1-3) было определено:



0.09 0.08 0.07 0.06 0.05 0.04 0.03 0.02

0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 Ктр

Рис. 1. Влияние коэффициента трения антифрикционных материалов в парах со сталями 35, 45 на износ при граничной смазке (масло М14) в течение 12 ч при нагрузке 2 кН, скорость скольжения 0,66 м/с: 1 - сопряженной детали (стали); 2 - антифрикционного покрытия, 3 - суммарный износ трибозула

- что наибольшее влияние на износ антифрикционного слоя Иа оказывает коэффициент трения Кф (2), (см. рис.1, график 2), затем в порядке убывания рассчитана степень влияния от коэффициента трения: величина кавитационного износа (53,4 %), потенциал коррозии (38,9 %), твердость антифрикционного материала (13,9 %). Уменьшение коэффициента трения Ктр, потенциала коррозии ик и твердости НВ антифрикционного материала и увеличение кавитационного износа Ик повышают износостойкость материала. Между износостойкостью при трении и кавитационным износом существует прямопропорциональная зависимость, поэтому экономически целесообразно проводить недорогие и требующие значительно меньше времени испытания кавитационного износа;

- что на величину износа сопряженной детали (стали) Ис трибоузла (3) наибольшее влияние оказывает коэффициент трения Ктр (рис.1, график 2), незначительное - величина кавитационного износа Ик антифрикционного материала (10 % от коэффициента трения). Увеличение кавитационного износа Ик


- что наибольшее влияние на износ сопряженных поверхностей трибоузла Hz и сопряжения в целом оказывает коэффициент трения Ктр (1) см. рис. 1, график 3. Несколько меньшее влияние коэффициент трения оказывает на износ сопряженной детали (стали) Ис, ввиду ее значительно большей прочности, см. рис.1, график 1. Для оценки влияния остальных факторов на величину износа степень их влияния приведена в процентах от коэффициента трения (1). По степени влияния на величину износа факторы приведены в порядке уменьшения их значимости: кавитационная износостойкость антифрикционного материала (34,6 %) потенциал коррозии (26,2 %) и твердость антифрикционного покрытия (9,4 %). Температура на поверхности трения и нагрузка схватывания не оказывают влияния на величину износа в рассматриваемом диапазоне их значений. Уменьшение коэффициента трения, потенциала коррозии и твердости антифрикционного материала и увеличение кавитационной износостойкости антифрикционного материала снижают суммарный износ и повышают, соответственно, долговечность сопряжения;



Условия работы подшипника, основные критерии и рекомендуемые марки антифрикционных материалов и способов их нанесения

Удельная нагрузка Pm, МПа

Условный предел

выносливости*, не менее, МПа

Коэффицие нт трения, не более

Марка материала

Способ нанесения

Необходимост ь

приработочног о покрытия

< 25

0,02

Нет

26 - 30

0,04-0,05

Рекомендуется

31 - 40

),035-0,04

АО6+ (12-14 %)Sn

Рекомендуется

> 40

0,06

ПН + ПП

Примечания. 1) * - условный предел выносливости дан для скорости скольжения 12,1 м/с; 2) ПН - плазменное напыление; ПП - приработочное покрытие.

При выборе материала следует исходить из того, что коэффициент трения в условиях граничной смазки должен быть минимальным, а усталостная прочность максимальна для обеспечения долговечности трибоузла. Оптимальным сочетанием указанных свойств, влияющих на надежность, обладают вкладыши, напыленные различными методами следующими материалами: баббит Б83 и сплавы АО20 и АО6. В зависимости от условий работы вкладышей (по критерию рт) для обеспечения их надежной работы ориентировочно выбирают материал и технологию его нанесения, которые должны обеспечить рекомендованные коэффициент трения и количество циклов до разрушения, приведенные в табл. 1.

антифрикционного материала приводит к возрастанию износа

шейки и снижению, соответственно, ее долговечности.

На основании уравнений регрессии (1-3) можно осуществлять как выбор марки антифрикционного материала, его оптимального химического состава, так и метода его нанесения. Во всех случаях необходимо стремиться получить минимальный суммарный износ пары трения при минимальном износе сопряженной детали (вала), так как замена вкладыша обходится намного дешевле, чем восстановление вала. При этом следует выбирать материал с учетом его усталостной прочности.

Полученные модели (1-7) также позволяют определять оптимальные триботехнические параметры антифрикционного слоя вкладышей, разрабатывать новые материалы и технологии их нанесения и упрочнения. Идеальным следует считать антифрикционный материал, имеющий следующие триботехнические и механические свойства: коэффициент трения в пределах 0,01-0,02; нагрузка схватывания 3-4 кН; потенциал коррозии 5-8 мВ и количество циклов до разрушения не менее 10 х 10 . Однако технологические возможности пока не позволяют получить материал с такими свойствами. Поэтому следует применять различные многослойные комбинации или изменять триботехнические и механические свойства по высоте слоя, например, при восстановлении вкладышей плазменным напылением основная часть слоя толщиной 0,3-0,45 мм может быть напылена сплавом АО6 с высокими механическими свойствами, а рабочая часть толщиной 0,02-0,06 мм - сплавом АО20 с высокими триботехническими свойствами (табл. 1).

Таблица 1



На сегодняшний день наиболее перспективным для нанесения антифрикционного слоя на вкладыши при их изготовлении и восстановлении является плазменный способ благодаря его универсальности, возможности полной автоматизации процесса и минимальному загрязнению экологической среды. Причем усталостная прочность напыленных алюминиевых сплавов и баббитов выше, чем литых, а коэффициент трения ниже.

Применение метода плазменного напыления и использование порошков на алюминиевой основе позволяет в условиях судоремонтного производства создать специализированные участки по изготовлению и восстановлению вкладышей подшипников СОД, обеспечивая при этом их высокую надежность.

Долговечность вкладышей определяется как износостойкостью, так и усталостной прочностью антифрикционного материала, т. е. его физико-механическими и триботехническими свойствами, а также структурой и фазовым составом. Основные характеристики покрытий при напылении (адгезионная, когезионная, усталостная прочности, износостойкость и др.) определяются не только правильным выбором материалов, но и многими технологическими факторами.

Для обеспечения требуемого ресурса вкладышей подшипников при их восстановлении или изготовлении методом плазменного напыления антифрикционного слоя необходимо знать: какие физико-механические и триботехническими свойства, а также типы структур позволяют получить требуемую износостойкость и усталостную прочность, а также в каких пределах они могут изменяться и как их обеспечить в проектируемом ТП. Следовательно, необходимо получить математические модели, связывающие служебные свойства детали с параметрами ТП. Для выявления влияния различных факторов на износ антифрикционных материалов и получения зависимостей на первом этапе исследований были взяты следующие факторы, которые могут оказывать существенное влияние: когезионная прочность напыленного покрытия, нагрузка схватывания, уровень остаточных напряжений, диаметр частиц напыляемого порошка, пористость покрытия, угол смачивания покрытия маслом, потенциал коррозии и коэффициент трения. Анализ факторов проводился отдельно для каждого сплава АО20 и АО6, так как ранее было установлено доминирующее влияние химического состава и коэффициента трения на износ антифрикционного покрытия. Были получены математические модели износа покрытия:

Иао20 = 0,051 - 3,6-ЮЛтк + 0,525£тр + 0,1-10-3L\ (4)

Иао6 = 0,069 - 4,5-ЮЛ.к + 0,273£тр + 1,5-Ю^Л, + 1,3-ЮЛх - 0,001П, (5)

где H - величина износа антифрикционного покрытия, мм; ак - когезионная прочность напыленного покрытия, МПа; ктр - коэффициент трения (определяется на машинах трения); Пч - средний диаметр напыляемых частиц, мкм; а - угол смачивания покрытия маслом, град.; П - пористость покрытия, %.

Более высокая износостойкость сплава АО20 в условиях трения при граничной смазке объясняется повышенным содержанием олова.

Доминирующее влияние на износостойкость напыленных алюминиевых сплавов оказывает когезионная прочность покрытия: с увеличением когезионной прочности износ покрытия уменьшается, поэтому при нанесении покрытия необходимо выбирать оборудование и параметры режима, обеспечивающие наибольшую когезионную прочность.

Следующим по значимости влияния на износ следует коэффициент трения, причем большее влияние он оказывает на износ сплава АО20 , чем на АО6, вследствие меньшей его прочности. Величина коэффициента трения для



конкретной марки сплава изменяется в узком диапазоне, поэтому

управлять ее величиной путем изменения технологических параметров невозможно.

Диаметр напыляемых частиц также влияет на величину износа алюминиевых сплавов, причем с увеличением их диаметра величина износа возрастает. Отделение частиц при трении происходит слоем, а при напылении наиболее слабая связь наблюдается между слоями, поэтому, чем меньше толщина напыленного слоя и больше степень деформации частиц в слое, тем меньше величина износа. Толщина слоя определяется диаметром напыляемых частиц и степенью их деформации. При напылении сплавов на алюминиевой основе следует выбирать диаметр частиц в пределах 40-80 мкм для обеспечения формирования оптимальной структуры и минимальной пористости.

На износ покрытия АО6 оказывает влияние величина пористости покрытия, причем с ее увеличением уменьшается величина износа. Однако увеличение пористости снижает усталостную прочность покрытия.

На износ сплава АО6 оказывает влияние угол смачивания покрытия смазкой, причем с увеличением угла смачивания износ возрастает, так как чем больше угол смачивания, тем хуже смазка растекается по поверхности покрытия.

Величина остаточных напряжений в покрытии и их вид (напряжения растяжения или сжатия) также оказывают свое влияние на износостойкость, но косвенно, через величину когезионной прочности (с увеличением величины растягивающих напряжений когезионная прочность уменьшается).

Долговечность напыленных покрытий в значительной степени зависит от их когезионной прочности. При увеличении когезионной прочности напыленных покрытий возрастает количество циклов до появления трещин в покрытии. В интервале ак = 70-130 МПа между количеством циклов и когезионной прочностью существует прямо пропорциональная зависимость

N = - 1,15 + 0,11ок, (6)

где N/ц - количеством циклов до появления трещин на поверхности трения в 106: при нагрузке 50 МПа для сплава АО6 и для смеси порошков АО6 + (1214 %)Sn и 40 МПа - для сплава АО20.

Увеличение когезионной прочности свыше 130 МПа практически не оказывает влияния на повышение усталостной долговечности покрытия вследствие существенного возрастания величины остаточных напряжений.

Твердость напыленного покрытия в зависимости от применяемого оборудования и параметров режима изменяется в следующих пределах: при использовании порошка АО6 - 30-60 HV, АО 6 + (12-14 %)Sn - 25-47 HV.

Наибольшая твердость покрытия при напылении порошком АО6 (52-60 HV) получается в случае использования плазмотрона марки ПНВ-1 из-за увеличения содержания окислов алюминия и выгорания олова из-за подсоса воздуха вследствие высокой турбулизации плазменной струи по сравнению с плазмотроном С2В3 (твердость 30-42 HV), характеризующимся близким к ламинарному истечению плазменной струи.

Известно, что основными технологическими параметрами при плазменном напылении являются: дистанция напыления, расход и давление плазмообразующего газа, угол наклона плазмотрона, сила тока и напряжение. Эти параметры существенно влияют на свойства покрытия и позволяют эффективно управлять и контролировать их величину непосредственно в процессе нанесения покрытия или устанавливать перед началом напыления.

На основании регрессионного анализа (7, 8), наиболее существенное влияние на когезионную прочность напыленных покрытий оказывают:



напряжение на дуге U при постоянной мощности плазмотрона и угол наклона плазменной струи в к напыляемой поверхности. Проведенные исследования позволили оценить влияние напряжения на дуге и угла наклона плазмотрона на когезионную прочность. Анализ влиянии факторов проводился отдельно для каждого сплава АО6 и АО6 + (12-14 %)Sn, так как ранее было установлено различие в величине их когезионной прочности. Получены математические модели когезионной прочности:

С7к ао6 = -115,64 + 0,81 U + 0,62р, (7)

Ок АО6 + (12-14 %)Sn-- 125,76 + 0,81 U + 0,69р, (8)

где етк - когезионная прочность; U - напряжение на дуге; в - угол наклона плазменной струи.

С повышением напряжения на дуге U когезионная прочность е к покрытия увеличивается. Для плазмотрона С2В3 с источником питания АПР - 404, наиболее оптимальным следует считать напряжение на дуге 200-220 В.

При напылении вкладышей малых диаметров (менее 280 мм) для обеспечения оптимальной дистанции напыления приходится наклонять плазмотрон по отношению к напыляемой поверхности. Однако с уменьшением угла наклона струи когезионная прочность резко уменьшается, поэтому данный параметр следует ограничивать. Результаты испытаний показали, что для обеспечения приемлемых прочностных и триботехнических свойств при напылении вкладышей подшипников порошком АО6 и АО6 + (12-14 %)Sn углом наклона струи можно варьировать в пределах 50-90°. Применение углов наклона плазменной струи менее 50° не допускается, т. к. приводит к уменьшению когезионной прочности покрытия ниже допустимого предела.

При напылении сплава АО6 и АО6 + (12-14%)Sn, с использованием воздуха, как плазмообразующего газа, получается мелкодисперсная структура; мягкие и твердые включения распределены равномерно; окислы расположены по границам зерен, крупных отдельно расположенных частиц окислов нет; пор и микротрещин нет; микротвердость слоя 40-75 МПа. Мягкие включения уменьшают износ и увеличивают сопротивляемость задиру трущейся пары.

Для обоснованного управления технологическими параметрами процесса плазменного напыления сплавов на алюминиевой основе и обеспечения заданной долговечности (износостойкости и долговечности) необходимо подставить в формулы 4 и 5 соответственно зависимости когезионной прочности (формулы 7 и 8) и в зависимость усталостной долговечности (6) - зависимости когезионной прочности. В результате этого получаем зависимости, связывающие технологические параметры с эксплуатационными:

Иао20 = 0,096 - 0,0003 U - 0,00025в + 0,525ктр + 0,000Шч, (9)

Иао6 = 0,121 - 0,00036U - 0,00028в + 0,273кр + 0,00015L\ + 0,00013а (10)

N ао6 = - 13,87 + 0,089U + 0,068в (11)

N ао6 + (12-14 %)Sn = - 14,98 + 0,089U + 0,076в (12)

Анализ зависимостей (9-12) и технологических возможностей плазменного напыления позволяет установить оптимальную область параметров плазменного напыления вкладышей сплавами на алюминиевой основе.

Таким образом, предлагаемая методика позволяет разрабатывать технологический процесс восстановления вкладышей подшипника с



Электронный научный журнал ИССЛЕДОВАНО В РОССИИ 1205 http: zhurnal.ape.relarn.ru/articles/2006/126.pdf

использованием метода плазменного напыления с учетом условий

эксплуатации вкладыша.

Литература

1. Леонтьев Л.Б. Восстановление и изготовление вкладышей подшипников судовых дизелей: проблемы и перспективы / Л.Б. Леонтьев, С.В. Бровченко, Н.А. Митюк, В.Б. Хмелевская Транспортное дело России, 2004. Спецвыпуск. -

С. 67-72.

2. Леонтьев Л.Б., Ворохобин С.В. Выбор режимов формирования свойств материала при восстановлении и упрочнении деталей Металлообработка, №4, 2004. С. 30-34.



© 2017 РубинГудс.
Копирование запрещено.