Состояние и перспективы детонационного напыления покрытий

Федеральное агентство по образованию

Государственное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

Тульский государственный университет

Кафедра оборудования и технологии сварочного и литейного производства

Контрольно-курсовая работа

по дисциплине «Специальные методы соединения материалов»

на тему:

 «Состояние и перспективы детонационного

напыления покрытий»

Выполнил:

студент гр. 630621                                                               Иванцов О.В.

Руководитель:

канд.техн.наук, доц.                                                             Татаринов Е.А.

Тула 2006

С О Д Е Р Ж А Н И Е

Введение - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -  3

1. Теоретические основы детонационного напыления - - - - - - - - - - - - - - - -  4

1.1. Сущность метода - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -  4

1.2. Технологические особенности детонационного напыления - - - -  10

1.2.1. Тепловые процессы - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 10

1.2.2. Температура контакта - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -  15

1.2.3. Давление при ударе - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 20

1.3. Физико-химические основы детонационного напыления - - - - - -  25

2. Установки для детонационно-газового напыления - - - - - - - - - - - - - - - -  33

3. Перспективы детонационно-газового напыления - - - - - - - - - - - - - - - - -  42

3.1. Достоинства и недостатки детонационно-газового напыления - -  42

3.2. Оценка перспективы развития метода - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 44

Заключение - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 48

Список используемой литературы - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 49

В В Е Д Е Н И Е

Под детонацией понимают процесс химического превращения взрыв­чатого вещества при распространении по нему детонационной волны с максимально возможной скоростью, превышающей скорость звука в этой среде.

При детонационно-газовом напылении покрытий используют специ­фический источник нагрева, распыления и ускорения напыляемых час­тиц. Источник представляет собой высокоскоростной поток газовой смеси, образующейся в результате направленного взрыва, обуслов­ленного детонацией. Для этого заданное количество газовой смеси способной детонировать, подают в камеру зажигания и ствол установки.

Протекание детонационного взрыва и теплофизические парамет­ры продуктов реакции легко регулируются введением в состав горю­чей смеси различных технологических добавок. Наиболее часто ис­пользуют азот, аргон и др. Технологические газовые добавки выполняют и дру­гие функции. В частности, запирают каналы рабочих газов от дейст­вия взрыва, очищают камеру сгорания и ствол от продуктов детонации.

Скорости частиц при этом оказываются достаточно высокими,, чтобы существенно повышать их температуру в момент соударения. При­ведем расчетные значения скорости холодных частиц некоторых ма­териалов, при которых происходит их расплавление (с учетом, что кинетическая энергия при переходе в тепловую распределяется поровну между частицей и поверхностью напыления).

1. Теоретические основы детонационного напыления

1.1. Сущность метода

Отличительная особенность детонационного напыления –  циклический характер подачи порошка на поверхность обраба­тываемой детали со скоростью, превышающей скорость звука. Циклический процесс напыления получают с помощью детона­ционных установок, принципиальная схема которых представле­на на рис. 1.

В общем виде детонационные установки состоят из блока 4 подачи напыляющего порошка, включающего порошковый пи­татель и дозирующее устройство; блока 2, служащего для образования требуемых газовых смесей и заполнения ими ство­ла детонационной установки с заданной скоростью; блока под-жига 3 и воспламенителя 2, предназначенных для инициирова­ния взрыва рабочей смеси; ствола 5, представляющего собой трубу диаметром 20 - 50 мм, длиной 1 - 2,5 м и предназначенно­го для направленного распространения взрывной волны в сторо­ну открытого конца ствола.

Рис. 1 Схема детонационных устройств
Принцип действия установки состоит в следующем. Из блока 1 газовая смесь подается в ствол 5. Одновременно из порошко­вого питателя через дозирующее устройство (блок 4) заданны­ми порциями вдувают газом — азотом или воздухом — мелкодис­персный порошок в газовую смесь непосредственно перед ее за­жиганием, затем воспламенителем 2 поджигают газовую смесь. В результате воспламенения и перемещения по каналу горючей смеси происходит ее взрыв с выделе­нием значительного количества тепло­ты и образованием детонационной вол­ны, которая ускоряет и переносит че­рез ствол на поверхность детали 6 на­пыляемые частицы 7 со скоростью, оп­ределяемой геометрией ствола и соста­вом газа.

Процесс формирования покрытий детонационным напылением сложный и недостаточно изучен. Во многом он сходен с процессом плазменного напы­ления. Сходство заключается в том, что сцепление частиц с подложкой и между собой может происхо­дить в расплавленном, оплавленном и твердом состояниях. Проч­ность сцепления обеспечивается главным образом за счет напы­ления расплавленными и оплавленными частицами, которые рас­текаются и кристаллизуются на поверхности подложки за счет химического взаимодействия. В то же время детонационный про­цесс напыления в отличие от непрерывного плазменного являет­ся цикличным, сообщающим частицам порошка более высокие скорости, что определяет особенности механизма формирования покрытий.

При детонационном напылении скорость частиц в отличие от плазменного напыления (100 - 200 м/с) достигает 400 - 1000м/с. Поэтому кроме термической активации существенное влияние на механизм и кинетику формирования напыленных слоев оказыва­ет пластическая деформация в зоне соударения частиц и под­ложки. Однако основной вклад в формирование покрытий при напылении вносит термическая активация. Опыт применения различных способов напыления, в том числе детонационного, показывает, что для получения удовлетворительного сцепления частиц порошка с основой необходимо, чтобы их значительная часть транспортировалась на подложку в расплавленном или оплавленном состоянии. Экспери­ментальные исследования по процессу формирования покрытий детонационным напылением показывают, что состояние частиц, находящихся в двухфазном потоке, неоднородно. В начале и се­редине потока они находятся в расплавленном или оплавленном состоянии, и температура в контакте с подложкой достигает температуры их плавления. При этом за счет теплоты, выделяе­мой при ударе о подложку частиц, имеющих скорость ~ 400 м/с, температура в зоне контакта повышается примерно на 100°С.

При напылении порошковыми материалами с температурой плавления, превышающей температуру плавления основного ме­талла, происходит подплавление последнего. Так, например, при нанесении покрытий из оксида алюминия АlОз и порошковыми твердыми сплавами типа ВК на коррозионно-стойкие стали по­следние подплавляются и перемешиваются с напыляемыми рас­плавленными частицами порошка, повышая тем самым проч­ность сцепления. Повышению адгезии, как и при других спосо­бах газотермического напыления, способствует предварительная дробеструйная обработка напыляемой поверхности. В этом слу­чае возможно получать прочные связи между напыляемым ма­териалом и подложкой, имеющей твердость выше HRC 60. При напылении первого слоя возможно возникновение пор. При на­пылении второго слоя частицы порошка деформируют и уплот­няют кристаллизующийся первый слой, что способствует устра­нению или уменьшению пористости. Это явление характерно для детонационного напыления, его называют эффект горячего ударного прессования.

Более крупные частицы из конца (хвоста) менее концентри­рованного потока обладают меньшей скоростью и наносятся на поверхность подложки чаще всего в нерасплавленном виде. При формировании покрытия такие частицы играют двоякую роль: полезную - удаляют дефектные участки ранее нанесенно­го покрытия, повышая его плотность и физико-механические свойства; вредную - при значительном повышении кинетической энергии крупных частиц в покрытии могут появиться трещины и даже полное его отслоение. Эти явления можно регулировать, изменяя режим скорострельности установки и грануляцию на­пыляемого порошка. С точки зрения применяемых материалов и оборудования процесс детонационного напыления весьма про­стой. Основными факторами, определяющими характер детона­ционного напыления, являются газовая смесь, порошки, ствол установки.

Однако использование этих факторов в технологическом про­цессе напыления связано с изменением и управлением ряда ха­рактерных для каждого из них параметров. Для газовой смеси это состав газовой смеси; доза газовой смеси за один выстрел; состав газовой смеси в стволе между выстрелами.

Для порошка - химический состав порошка; грануляция на­пыляемого порошка; расположение порошка в стволе в момент поджига смеси; распределение частиц по размерам. Ствол ха­рактеризуется геометрическими параметрами: диаметром и дли­ной.

В свою очередь, перечисленные параметры порождают другие параметры, характеризующие конечное состояние процесса: кон­центрация, температура и скорость частиц; химический состав среды; температура поверхности подложки.

Таким образом, технологический процесс детонационного на­пыления является сложным, и качество формирования покрытий зависит от совокупности многочисленных параметров, их под­держания в оптимальных пределах. Рекомендуемые режимы де­тонационного напыления для некоторых материалов представ­лены в табл. 1.

В серийном производстве поддержание оптимальных режи­мов многопараметрического процесса возможно при условии ра­боты установки в автоматическом режиме.

Автоматическая детонационная установка, представленная на рис. 2, имеет систему электроуправления детонационным обо­рудованием, состоящую из нескольких блоков управления, обе­спечивающих последовательность технологических операций и безопасность работы оператора.

При детонационном напылении можно получать покрытия из любых материалов, тугоплавких соединений, оксидов и др. Для получения износостойких покрытий с целью восстановления де­талей применяют оксид алюминия АlОз, самофлюсующиеся сплавы ПГ-СР, СНГН, ВСНГН (65% WC и 35% СНГН).

Таблица 1. Режимы нанесения детонационных покрытий из некоторых материалов

Материал

Отношение О2/С2 Н2

Глубина загрузки порошка, мм

Дистанция напыления, мм

Навеска порошка, мг

Грануляция, мкм

Длина ствола, м

Диаметр ствола, мм

Al2O3 > 99%

2,5

750

150

50

20 - 40

2

20,

WC+8 - 20 % Со (механическая смесь)

1,2

300

150

200

1 - 5

1.6

16

WC+8 - 20 % Со (гомогенный сплав)

1,2

300

150

200

10 - 20

1,6

16

75 % Сr2Сз+25 % NiCr

1,2

300

100

200

40 - 50

2

20

Для повышения износостойкости используют карбиды вольфра­ма WC, титана TiC, хрома Сг2Сз, борид хрома СгВ2 с добавками 8 - 20% Ni или Со.

При детонационном напылении практически можно получить слои значительной толщины, но наибольшей прочностью сцеп­ления обладают напыленные покрытия толщиной 0,2 - 0,4 мм (130 - 160 МПа). Поэтому наиболее рационально восстанавли­вать детали с небольшими износами. Скорострельность детона­ционного напыления составляет 1 - 5 выстрелов в секунду. Тол­щина покрытия в центре металлизационного пятна, наносимого за один выстрел, зависит от дозы порошка, подаваемого в ствол, и обычно составляет 8 - 20 мкм при площади покрытия 4 - 6 см2, При напылении самофлюсующимися сплавами обычно применя­ют порошки с диаметром частиц 7 - 70 мкм. Шероховатость пос­ле нанесения детонационных покрытий составляет,, как правило, Rа = 3 : 4 мкм.

Рис. 2. Схема автоматиче­ской детонационной установ­ки:

1 - баллоны с газом; 2 - редук­торы; 3 - вентили; 4 - стабили­заторы давления; 5 - ротамет­ры; 6 - электромагнитные кла­паны; 7 - смесительное устрой­ство; 8 - термопары; 9 - усили­тель;  10 -патрубок для слива воды; 11 - ствол; 12 - реле дав­ления; 13 - свеча для иницииро­вания   взрыва;   14 - дозатор; 15 - манометр; 16 - вентиль для подачи воды; 17 - датчик, фиксирующий  взрыв  и вы­дающий команду на выполне­ние следующего взрыва; 18 - покрытие; 19 - напыляемая де­таль; 20 - электродвигатель с приспособлениями, перемещаю­щими деталь; 21 - управляемое устройство для  перемещения детали; 22 - шкаф для электри­ческого управления; 23 - кноп­ка «Пуск» установки; 24 - кноп­ка «Стоп» установки.

Производительность   детонационного   напыления   (10 - 60 см2/мин) ниже плазменного (до 100 см2/мин). Повышение производительности связывают с дальнейшим совершенствованием процесса детонационного напыления и его оборудования Применение диаметра ствола свыше 25 мм влечет за собой снижение качества формирования покрытий, а использование диаметра ствола свыше 50 мм не рекомендуется по соображениям техники безопасности.

За счет уменьшения длины ствола, а следовательно, сокра­щения времени его заполнения рабочей смесью можно повысить скорострельность. Однако сокращение времени заполнения ство­ла и уменьшение его длины (до 400 мм) возможно при исполь­зовании легкоплавких металлических порошков. Для получения качественных покрытий напылением более тугоплавкими спла­вами требуется длина ствола ~ 2000 мм.

За счет применения многоствольных установок производи­тельность можно повысить в несколько раз. В то же время из-за технических трудностей, связанных с управлением сразу не­сколькими стволами, эти установки пока что не нашли практи­ческого применения.

Детонационное напыление получает распространение в раз­личных отраслях народного хозяйства как для упрочнения по­верхностей новых деталей, так и для восстановления изношен­ных. Этому способствует выпуск установок для автоматического детонационного напыления: УНД-2, «Гамма», «Союз», УДГ-Н2-30, УДГ-Д2-4.

Детонационное напыление применяют для упрочнения раз­личных видов инструмента, штампов, коленчатых валов и блоков цилиндров двигателей. Для восстановления изношенных деталей детонационное напыление пока применяют ограниченно, глав­ным образом для нанесения покрытий на посадочные места под подшипники. Отдельные исследования по восстановлению колен­чатых валов автотракторных двигателей пока не дали желаемых результатов. В то же время испытания ряда упрочненных и вос­становленных деталей в условиях эксплуатации, а также опыт зарубежных фирм показывают, что более широкое внедрение де­тонационного напыления в производство позволит получить зна­чительный технико-экономический эффект.

 

1.2. Технологические особенности детонационного напыления

Наиболее характерные явления теплопереноса и гидродинамики происходят при плазменном напылении, одном из самых эффективных и распространенных видов газотермического напыления.

1.2.1. Тепловые процессы

Тепловая мощность q двухфазной струи плазмы и частиц представляет количество теплоты, отданное струёй поверхности изделия в единицу времени. Эффективный КПД нагрева ηе при этом определяется отношением тепловой мощности к создавшей ее электрической мощности дуги Nэ:

                  (1.1)

откуда

               (1.2)

Наибольшие значения ηе некоторых плазменных процессов создаются при нагреве водорода в плазмотроне (до 80%), нагреве изделия плазменной дугой (до 75%), нагреве порошка в струе, либо дуге (до 20%), распылении проволоки плазменной дугой (до 10%). Наилучшее  использование  нагрева  обеспечивает  распыление проволоки  в  электродуговом   металлизаторе,   где  величина эффективного КПД может достигать 90%.

Рис. 3. Схема распределения удельного теплового потока плазмы и частиц по радиусу пятна нагрева
Пятно    нагрева    при    напылении соответствует площади поверхности, через которую тепло вводится в изделие. Диаметр пятна нагрева dнг превышает диаметр пятна напыления dнп, их соотношение зависит от сосредоточенности плазменной струи и фокусировки потока частиц (рис. 3).

Количество теплоты, вводимое через элементарную    площадку    поверхности изделия в единицу времени,  является удельным тепловым потоком с двумерным распределением  тепла q2.  Наибольшей величины он достигает в центре пятна, где больше количество частиц, интенсивнее струя плазмы.

Уменьшение нагрева изделия достигается методом отклонения струи плазмы поперечным потоком газа либо разделением потока плазмы и частиц в сопловой зоне плазмотрона.

Повышение нагрева изделия может обеспечить улучшения свойств покрытия благодаря оптимизации процессов физико-химического взаимодействия поверхности основы и напыляемых частиц. Если же нагрев будет создавать оплавление поверхности, то напыление переходит в наплавку.

Нагрев потока плазмы в пятне нагрева приводит к равномерному повышению температуры поверхности за счет процессов теплообмена. Поток напыляемых частиц нагревает поверхность вследствие большого числа термических воздействий ударяющихся частиц, растекающихся, затвердевающих и охлаждающихся. Нагрев в пятне напыления оценивается как суммарный результат кратковременного воздействия   отдельных   частиц   и   характеризуется   средней температурой. Но мгновенная контактная температура при ударе частицы о поверхность значительно выше средней температуры и она определяет процессы  их  физико-химического  взаимодействия, прочность сцепления и качество покрытия.

Если ось струи перпендикулярна поверхности напыления, то распределение величины удельного теплового потока q2 по точкам площади  пятна  нагрева  описывается  законом  нормального распределения случайных событий (кривой вероятностей Гаусса) и выражается уравнением (1.3):

                  (1.3)

где    q2m – максимальная величина удельного теплового потока на оси струн;

         k – коэффициент сосредоточенности удельного теплового потока;

         r – радиальное расстояние рассматриваемой точки от оси потока (рис.8).

Источник такого нормально распределенного теплового потока называется   нормально-круговым.   Чем   больше  коэффициент сосредоточенности k, тем быстрее убывает величина потока с удалением от оси и тем меньше условный диаметр пятна нагрева dm.

Если принять за условную круговую границу пятна нагрева окружность с радиусом rпг, на котором величина удельного теплового потока у, составляет 5% от его максимальной величины q2m в центре пятна, то для этой пограничной зоны справедливо уравнение (1.4):

         (1.4)

откуда:

            (1.5)

после логарифмирования:

              (1.6)

или:

                 (1.7)

Таким образом, условный диаметр пятна нагрева обратно пропорционален    квадратному    корню    из    коэффициента сосредоточенности потока k.

Для определения нагрева изделий при напылении покрытий необходимо знать тепловую мощность струи q и коэффициент ее сосредоточенности k, которые зависят от режима напыления, во многом, от дистанции напыления l.

Например,   при   использовании   плазменного   распыления проволочного анода установленные зависимости значений КПД нагрева η и коэффициента сосредоточенности k от дистанции напыления l имеют вид (рис. 4, 5):

Рис. 4. Зависимость КПД нагрева от дистанции напыления: η – КПД нагрева двухфазным потоком, ηп – КПД нагрева плазменной струей, ηm – КПД нагрева потоком частиц металла

Рис. 5. Зависимость коэффициента сосредоточенности теплового потока от дистанции напыления

При значениях l>100 мм условный диаметр пятна нагрева dнг практически совпадает с диаметром пятна напыления dпп, а при значениях l<100 мм величина dнп становится больше, чем dнг. С увеличением дистанции напыления доля тепла, вносимая в изделие двухфазным плазменным потоком, сильно снижается. Так, при увеличении дистанции L от 50 до 200 мм КПД нагрева плазменной струёй уменьшается с 14 % до 2 %, а КПД нагрева потоком частиц снижается только с 8% до 5 % (рис. 4). Поэтому, изменяя дистанцию напыления, можно в широких пределах регулировать величину подогрева поверхности.

Повышение мощности дуги плазмотрона увеличивает тепловую мощность струи q, ее удельный тепловой поток на оси q2m соответствует зависимости (рис. 6):

               (1.8)

В     названных     условиях     параметры     предельного, квазистационарного процесса распространения теплоты оказываются связанными следующей зависимостью:

      (1.9)

Рис. 6. Влияние мощности дуги плазмотрона на величину и распределение удельного теплового потока при напылении
где – T (y,τ) –     температура любой точки А пластины, определяемая координатами x, y в подвижной системе координат XOY или радиус вектором

         τ – время отчисляемое от момента прохождения центра нормально-кругового источника тепла через сечение пластины с изучаемой точкой А (время до указанного момента считается отрицательным);

         τ0 = ¼ α2k – промежуток времени между моментами прохождения сечения сточкой А фиктивными сосредоточенными в начале координат линейным источником и прохождения центром нормально-кругового источника;

b = 2α2/c2γ2δ – коэффициент температуроотдачи;

α2 – коэффициент поверхностной температуроодачи;

r точки А от начала подвижных координат, т.е. от фиктивного источника;

ν – скорость перемещения плазматрона над напыляемой поверхностью;

 – безразмерный критерий постоянного времени τ0;

ψ2(ρ2, τ) – коэффициент теплонасыщения для плоского процесса распространения теплоты.

Величина температуры нагрева основы T0(τ) при напылении позволяет определить структурное состояние покрытий и их механические характеристики, рассчитать остаточные напряжения. Однако для выявлений условий прочного сцепления частиц c основой и друг с другом необходимо установить температуру в зоне контакта частиц Tк которая определяет процессы их физико-химического взаимодействия, приваривания и сцепления.

1.2.2. Температура контакта

При напылении расплавленные частицы ударяются о более холодную поверхность с последующим растеканием, одновременным деформированием и затвердеванием. В начальный момент удара сферическая частица, сплющиваясь под действием сил инерции, растекается по поверхности от места первичного контакта. Вместе с круговым поверхностным растеканием происходит теплоотдача от материала частицы в направлении, перпендикулярном поверхности основы, и в этом же направлении распространяется фронт затвердевания.

Рис. 7. Схема деформации и одновременного затвердевания (заштрихована твердая фаза) расплавленной частицы при ударе о плоскую поверхность
Оба этих процесса протекают в течение времени, необходимого для перемещения верхней точки С1 расплавленной частицы, через положение С2 к конечному положению Сз на поверхности затвердевшей частицы (рис. 7). Соответственно этому крайняя точка частицы C1’ перемещается    по поверхности в положение C2’   и C3’, формируя круговой край затвердевшей частицы.

По мере растекания уже затвердевшая часть  материала  частицы  получает давление   со   стороны   еще   не кристаллизовавшегося, жидкого объема, за счет чего прижимается к поверхности основы до момента    полного, затвердевания. Поэтому затвердевшая частица при напылении под прямым углом на плоскую поверхность, из исходной сферической формы диаметром d приобретает форму диска диаметром D и толщиной h с отношением h d ≈ 0,05...0.1. В действительности форма частиц становится более сложной, т.к. они попадают в покрытие под различными углами, на шероховатую поверхность.

Процесс затвердевания и охлаждения частицы в реальном процессе напыления с достаточной точностью описывается без учета возможного перегрева частиц сверх температуры их плавления Тпл. При этом можно произвести качественную и количественную оценки термических циклов Тк(τ) в контактной зоне.

В момент τ1 касания расплавленной частицей поверхности основы начинается распространение фронта затвердевания навстречу деформирующейся частице (рис. 8). По истечении времени τ1 > τ2 толщина затвердевшего слоя достигает координаты h(τ2; 0) на расстоянии r от оси частицы и высоты h(τ2; r) на расстоянии r от оси частицы с увеличением диаметра круговой границы затвердевшего слоя. Через некоторое время  τ3 > τ2 толщина увеличивается до координаты h(τ3; r) при возрастании диаметра затвердевания.  Кристаллизация  м растекание частицы заканчиваются за время τ0 в момент встречи точки С растекающейся частицы с движущимся ей навстречу фронтом затвердевания на уровне координаты h(τ0; 0), что определяет толщину h затвердевшей частицы и ее диаметр D.

В момент соприкосновения частицы с основой, имеющей температуру То, в точке контакта возникает температура Тк, подвижный фронт начавшейся кристаллизации несет температуру плавления материала частицы Тпл. При увеличении расстояния от фронта кристаллизации температура и частицы, и основы резко снижаются, проходя через определенное значение Тк. С течением времени τ1 - τ3 темп этого снижения замедляется (увеличивается угол между линией снижения и осью температур) так что вблизи точки контакта и частица, и основа успевают прогреться до более высоких температур.

Рис. 8. Кинетика затвердевания частицы и распределения температуры между частицей и основой

После затвердевания величины температуры контакта Тк и температуры частицы быстро уменьшаются вследствие интенсивной теплоотдачи частицы в основу до полного их выравнивания с температурой основы То.

Таким образом, термический цикл Тк(τ) сферической частицы при ударе, деформации и затвердевании на поверхности включает два основных этапа (рис. 9):

1. затвердевание частицы в течении времени τо, когда величина Тк остается постоянной благодаря тому, что над подвижным фронтом кристаллизации h(τ, r) находится жидкий расплав;

2. охлаждение затвердевшей частицы до температуры основы То.

Подогревая   изделие   и   увеличивая значение То, можно повысить температуру контакта Тк и интенсифицировать процесс приваривания частиц.

На первой стадии, при затвердевании частицы величина Тк  остается постоянной за счет воздействия теплофизических параметров     по формуле:

               (1.10)

где    Тк – температура контакта;

         Тпл – температура плавления материала частицы;

         Кε – критерий тепловой активности материала частицы по отношению и основы: Кε = λ1 / λ2

         α1 α2 – коэффициенты температуропроводности материала частицы и основы;

         Ф(α) – функция интеграла вероятности: α = f(Kε; KL);

         α – корень уравнения:

                  (1.11)

         KL – критерий теплоты плавления L материала частицы:

            (1.12)

         С1 – теплоемкость материала частицы.

Величине α устанавливается  графически  по  имеющейся экспериментальной номограмме, в зависимости от точки пересечения кривых изменения значений Kε K1.

Расчеты показывают, что величина Tк при напылении для сочетаний большинства материалов соответствует твердому состоянию частицы и основы. Длительность процесса кристаллизации составляет величину порядка τо = 10-6 с, полное остывание - τост ≈ 100τ0.

Под частицей изделие интенсивно нагревается так, что градиент температуры достигает 105 К/см. Повышение температуры Т2. по глубине изделия вдоль оси X, направленной из точки контакта перпендикулярно поверхности в сторону частицы, для стадии затвердевания (0 ≤ τ ≤ τ0; х < 0) оценивается выражением:

          (1.13)

Температура частицы Т1 (0 ≤ τ ≤ τ0; х < 0) при этом определяется зависимостью:

                (1.14)

После затвердевания частицы величина Тк резко падает, и глубина зоны термического влияния под частицей (τ =τо) не превышает нескольких десятков микрометров.

В реальных условиях напыления на величину Тк влияют перегрев расплавленных частиц и состояние поверхности основы.

Перегрев  часто происходит при  плазменном распылении проволоки - анода, а также при электродуговой металлизации. Из-за этого возрастает величина Тк, однако характер кривой термического цикла при таком напылении остается соответствующим напылению не перегретыми частицами. Расчет температуры Тк в этом случае усложняется, т. к. в него, кроме значения Тпл, вводится температура частицы Тч, увеличивается объем вычисления корня а, построение номограммы становится невозможным и требуется применение ЭВМ.

Поверхность металлической основы всегда имеет оксидный слой, который может создавать тепловое сопротивление между частицей и основой, повышая температуру Тк. При условии напыления сразу после очистки поверхности возникший тонкий оксидный слой не показывает практического влияния на величину Тк.

Температура поверхности То служила уровнем отсчета в уравнениях для вычисления температуры контакта Тк, температуры основы Т2. температуры частицы Т1. Эти выражения характеризуют повышение температуры в контактной зоне под воздействием расплавленной затвердевающей частицы.

Распределение теплового потока и температуры по всей площади пятна напыления является очень неравномерным. Они достигают максимума на оси потока напыления и снижают до минимума к периферии пятна, согласно закону нормального распределения. Такая неравномерность температуры поверхности требует учитывать ее исходную температуру То в приведенных уравнениях температур контактной зоны для определения действительных значений этих температур:

            (1.15)

          (1.16)

               (1.17)

В процессе напыления взаимодействие частиц с поверхностью основы и формирование покрытия происходят не только за счет возникновения температуры Тк в зоне контакта, но также благодаря давлению Р, создающемуся при ударе частиц с высокой скоростью о поверхность.

1.2.3. Давление при ударе

Явления, возникающие в зоне удара, соответствуют положениям гидродинамики процессов удара жидких сферических тел в твердую мишень.

Под действием кинетической энергии, обусловленной скоростью удара ν, частицы интенсивно деформируются, из-за чего в зоне соударения возникает давление Р. Его величина определяется двумя составляющими: напорным, или скоростным давлением Рн и ударным, или импульсным давлением Ру.

Деформация частицы в первый момент удара имеет упругий характер, с возникновением и распространением в материале частицы упругих волн сжатия. Затем в месте удара жидкая частица растекается и образует тонкий плоский слой, после чего происходит равномерная деформация частицы.

За счет движения в частице упругих волн сжатия в течение времени τу = 10-10 – 10-9 с создается ударное давление Ру наибольшая величина которого определяется на основе известного уравнения Жуковского для гидравлического удара:

           (1.18)

где    Pу – наибольшее давление удара, МПа;

         γ1 = 5 г/см3 – усредненная плотность напыляемого металла;

         с = 4 · 103 м/с – скорость звука в расплавлено металле;

         ν = 200 м/с – усредненное значение скорости частицы;

         μ = 0,5 – коэффициент жесткости жидкой частицы при ударе учитывающий её способность к релаксации.

После подстановки указанных значений в формулу получается:

Ру = 5 · 4 · 103 · 200 · 0,5 / 2 ≈ 1000 МПа                   (1.19)

Вследствие движения со скоростью v жидкой сферической частицы происходит ее деформация на участке удара, соответствующем диаметру частицы, где развивается в течение времени τн = 10-7 – 10-5 с напорное давление Рн. Его величина рассчитывается по уравнению Бернулли:

Рн = γ1 · ν2 = 5 · 2002 = 200 МПа

Рис. 10. Изменение давления в зоне удара частицы серебра
Таким образом, за время τо = 10-7 – 10-5 с с момента удара происходит вначале скачок давления Ру с последующим его снижением до величины Рн (рис. 10).

Время τо требуется на равномерное уменьшение исходной высоты частицы H (0; 0) = d до значения H (τо; 0) = h, и при скорости частицы ν составляет (рис. 8);

              (1.20)

т.е.   оно  соответствует  времени, необходимому для смыкания фронта кристаллизации    со    свободной поверхностью частицы.

По мере удаления от оси частицы длительность давления τ(r) несколько уменьшается из-за сферической формы частицы. Но если величина радиуса r не превышает значения d2 то указанное снижение длительности τ(r) почти не влияет на процессы физико-химического взаимодействия,   определяющие прочность сцепления.

Высокое ударное давление Ру способствует очистке поверхности от загрязняющих и оксидных слоев, обеспечивая улучшение физического контакта между частицей и основой. Напорное давление Рн обусловливает последующее интенсивное протекание процессов приваривания частицы и прочное ее сцепление с основой.

Значение Ру и Рн как было показано, в большей степени определяются скоростью частиц ν при ударе. При малых скоростях частицы слабо деформируются и почти не растекаются, что замедляет процессы приваривания и ослабляет прочность их сцепления с основой. Наименьшую скорость νmin, при которой еще происходит деформация расплавленной частицы в момент удара, можно определить с учетом сопротивления этой деформации со стороны силы поверхностного натяжения частицы. Для этого принимается условие, что вся кинетическая энергия частицы расходуется на увеличение ее поверхности с изменением формы от сферической до цилиндрической, и используется формула (1.21):

          (1.21)

Для металлических частиц с поверхностным натяжением σ2 и при известных средних значениях других параметров величина νmin, составляет 5...8 м/с.

Для напыления частицами оксидов с поверхностным натяжением σ2 величина νmin находится в пределах 9...15 м/с.

Скорость частиц в плазменной струе связана с их удалением от оси струи. Наибольшую скорость имеют частицы на оси струи, где она определяется электрической мощностью плазмы, размером частиц, их плотностью, расстоянием от сопла. По мере удаления от оси скорость частиц снижается аналогично величине теплового потока соответственно нормальному распределению Гаусса (рис. 11). Наиболее сильно - в 3 – 5 раз - падает скорость мелких частиц (кривая 1), с их укрупнением разность скоростей в пятне напыления уменьшается.

Такое распределение скорости показывает, что для получения необходимой прочности сцепления на всей площади пятна напыления, с учетом приведенных минимальных значений скорости на периферии пятна, требуется обеспечить величину скорости удара частиц в центре пятна не менее 15 – 30 м/с. Одновременно следует иметь в виду, что с увеличением расстояния от сопла в струе плазмы частицы разгоняются, достигая наибольшей скорости на расстоянии 40 – 60 мм, после чего происходит их замедление (рис. 12). При этом укрупнение частиц приводит к уменьшению темпа их разгона и замедления, к снижению значения наибольшей скорости. Это указывает на то, что для обеспечения требуемой скорости удара частиц, необходимо разогнать их в плазменной струе до скорости не менее 25 – 40 м/с.

Рис. 11. Влияние диаметра частицы на распределение их скорости v в пятне напыления радиусом r: 1 - d = 100 мкм, 2 - d = 200 мкм, 3 - d = 300 мкм.

Рис. 12. Влияние расстояние от сопла по оси струи L на скорость v частиц различного диаметра d: 1 – d = 75 мкм, 2 – d = 100 мкм, 3 - d = 150 мкм, 2 – d = 200 мкм.

Рассмотренные тепловые и гидродинамические особенности процессов контактного взаимодействия напыляемых частиц с основой показывают, что главными факторами, определяющими прочность сцепления при образовании покрытия, являются:

- температура контакта Тк частицы и основы в зоне контакта их жидкой и твердой фаз;

- продолжительность контакта τо;

- давление контакта Р, приложенное к фазам, взаимодействующим в контактной зоне.

Так как диаметр площади контакта близок к диаметру частицы и к диаметру химического взаимодействия, то значения Тк и Рн остаются постоянными в течение времени удара то, соответствующего времени кристаллизации. Поэтому считается, что химико-физическое взаимодействие материалов частицы и основы протекает в условиях, близких к изобарно-изотермическим, которые создаются самими процессами деформации и кристаллизации частиц.

Формирование покрытия при напылении происходит за счет наслоения частиц на поверхность основы и в дальнейшем друг на друга. Поэтому большое влияние на строение и качество покрытия оказывает не только взаимодействие частиц с основой, но и частиц между собой.

1.3. Физико-химические основы детонационного напыления

Рассмотрена взаимосвязь между скоростью и температурой напыляемых час­тиц и соотношением между их кинетической и тепловой энергией, позволяющая учитывать относительный вклад этих частиц в энергетику формирования газотер­мических покрытий.

Практика газотермнческого нанесения покрытий и специальные экспе­рименты показывают, что прочность сцепления получаемых покрытий оп­ределяется не только контактной температурой па границе раздела соударяющихся частиц с подложкой и временем их взаимодействия, но также и скоростью соударения частиц с подложкой. Однако полного понимания природы влияния и вклада скорости напыляемых частиц в обра­зование прочного сцепления между частицей и подложкой нет.

Предложено для оценки влияния скорости частиц ввести в знаменатель показателя экспоненты известного уравнения, описываю­щего скорость топохимической реакции первого порядка, имеющей место при образовании сцепления между частицей и подложкой, значение кинетической энергии частицы mν02/2. При этом сопоставляют ее с тепловой энергией частиц, определяя последнюю как RT, где R – универ­сальная газовая постоянная, а Т – абсолютная температура частицы.

Полная энергия напыляемой частицы, включая тепловую и кинетиче­скую, определяется выражением

          (1.22)

где Ept – тепловая энергия частицы, Epk – кинетическая энергия частицы, m – масса частицы, cр(Тр) — функциональная зависимость удельной теп­лоемкости частицы от ее температуры Тр, L — теплота плавления материа­ла частицы, νp – скорость частицы. При температуре частиц ниже точки плавления (Tр < Tm) L=0.

Из этого выражения легко получить зависимость между скоростью и температурой напыляемых частиц, при которой обеспечивается равенство между тепловой и кинетической энергией

                (1.23)

При выводе этого выражения полагали что в качестве размерностей физических величии используются следующие единицы: m в г, ср в кал/г·град, Т и °С, L в кал/г, νp в м/с. Условно полагая ср = const достаточ­но для оценочных расчетов, получим, что

          (1.24)

Рис. 13. Зависимость между скоростью и температурой напыляемых металлических частиц

 при условии Ept = Еpk
Рассчитанные по этому выражению зависимости между температурой и скоростью напыляемых частиц из различных металлов при условии Еpt = Epk представлены на рис.13. Справед­ливыми, считаем, что чем выше удельная теплоемкость  материала частиц, тем более высокие скорости соударения частиц с подложкой необходимы для обеспечения равного вклада тепловой и кинетической энергии в энергетику формирования покрытий. Кроме того вообще бессмысленно ана­лизировать скорость частиц, при которой вклад кинетической энергии в образование прочного сцепления превышает тепловой, поскольку такое значение скорости зависит от температуры частиц. Для расплавленных частиц значения критической скорости, обеспечивающей соблюдение ра­венства Ept=Epk, зависят также от величины скрытой теплоты плавления их материала.

Из приведенных графиков видно, что они могут быть использованы для оценки относительного вклада скорости и температуры частиц в энергетику формирования покрытий. Материалы с низкой удельной теплоемкостью более чувствительны к влиянию скорости частиц па их энергетическое состояние. Для частиц никеля при температуре плавления в твердом состоянии критическая скорость составляет 1130, а в жидком— 1370 м/с, для частиц вольфрама – соответственно 950 и 1130 м/с. Для частиц бериллия эти значения составляют 2160 и 2615 м/с. Если же взять случай нагрева твердых частиц Ni и W до одинаковой температуры 1200° С, то критическое значение скорости составит соответственно 1030 и 560 м/с. Используя подобные графики и зная достигаемые в используе­мом технологическом процессе температуры и скорости частиц, можно оце­нить относительный вклад тепловой и кинетической энергии в формиро­вание покрытия и па этой основе выбрать соответствующие методы рас­четной оценки контактных процессов, ведущих к образованию соединения между материалами.

Учитывая неоднозначность влияния скорости напыляемых частиц на энергетику формирования покрытии, попытаемся проанализировать некоторые возможные подходы к выбору технологических параметров напы­ления покрытий из материалов с различными теплофизическими свойства­ми. На рис. 14 представлена диаграмма, построенная по справочным дан­ным и

Рис. 14. Зависимость между плотностью и удельной теплоемкостью, а также энтальпией при температуре плавления для металлов, тугоплавких карбидов и окислов

показывающая зависимость между плотностью о и удельной теплоемкостью ср а также значения ρср и ρсрТm где Тm – температура плавления (или разложения) материала для ряда металлов, тугоплавких карбидов и оксидов. Из анализа этой диаграммы следует, что для рас­смотренных материалов наблюдается общая характерная закономерность с отдельными отклонениями, выражающаяся в уменьшении удельной теп­лоемкости с ростом плотности материала.По технологическим соображениям для напыления часто используют порошки разных материалов, но приблизительно с одинаковой дисперсностыо. Поэтому использование характеристик ρср и рсрТm является удоб­ным поскольку они показывают содержание тепловой энергии в единице объема напыляемого материала, причем последняя из них – максимальное накопление тепловой энергии в единице объема материала в твердом состоянии. Для упрощения оценочных расчетов значения Ср принимались постоянными, не зависящими от температуры.

Из анализа диаграммы для металлов (рис. 14, а) следует ряд важных выводов по выбору оптимальной технологии их газотермического порошкового напыления. Прежде всего это касается сопоставления максималь­ной интенсивности активирующего теплового воздействия твердых частиц одинакового диаметра на подложку. Чем выше значение ρСрТm тем выше эта интенсивность и более легко может быть обеспечено получение высо­кой прочности сцепления частиц с подложкой. Для металлов с низким зна­чением ρcрТm достижение высокой прочности сцепления легче осуществ­лять за счет увеличения скорости частиц. Например, можно сопоставить нанесение покрытий из Сг и Zn, имеющих приблизительно одинаковую плотность и теплоемкость, но в 4 раза различающиеся значения ρСрТm. Перегрев частиц не всегда может дать желаемый результат, он часто ограничен с целью избежания интенсивного испарения и активного химического взаимодействия напыляемого материала с рабочей газовой средой. В рассматриваемом случае для нанесения покрытий из Zn целесообразно использовать технологические режимы с более высокой скоростью частиц, в то время как для напыления Сг – с более высокой температурой нагрева частиц. Поскольку интенсивность ускорения частиц одинакового диаметра пропорциональна их плотности, а значения ρСр для Cr и Zn существенно не различаются, в газовых струях с одинаковыми параметра­ми динамика нагрева и ускорения частиц этих материалов будет примерно одинаковой. Это и предопределяет необходимость подбора оптимального соотношения между кинетической и тепловой энергией, используемой для напыления газовой струи. Аналогичные выводы могут быть сделаны для сопоставления режимов напыления Be и Al, Мо и Ag. Интересно отметить, что широко используемые в различных сплавах для газотермического на­пыления Fe, Ni и Со имеют приблизительно одинаковые теплофизические характеристики, влияющие на способность их к термомеханической ак­тивации подложки. Несущественно отличаются эти значения и для Сг.

Если сопоставлять металлы с одинаковой удельной теплоемкостью, но с различной плотностью (Ag, Та, W, Os) то следует отметить, что для этого ряда с ростом плотности могут использоваться газовые струи с более высокой рабочей температурой, а для напыления Ag высокотемпературные газовые струн вообще неприемлемы, т.е. эти покрытия могут быть полу­чены высокоскоростными газовыми струями с очень умеренной температурой газовой среды. Тем более что частицы Ag легко увлекаются газо­вым потоком.

Металлы с высокой удельной теплоемкостью, расположенные в левой части диаграммы, для равного вклада тепловой и кинетической энергии частиц в механизм формирования покрытия требуют разгона до более вы­соких скоростей. Однако это облегчается ввиду их малой плотности, но ограничено реально достижимыми скоростями газовых потоков, исполь­зуемых при газотермическом нанесении покрытий. Для тугоплавких кар­бидов (рис. 14, 6) характерны высокие значения ρcр и ρcрТm, поэтому на­несение покрытий может вестись в более широком диапазоне значений скорости и температуры частиц. Для карбидов, расположенных в правой части диаграммы, вклад скорости частиц в активацию подложки более ощутим, но разгон их до высоких скоростей затруднен высокой плотностью. В этом случае целесообразнее использован, рабочую газовую среду с более  высокой скоростью и плотностью.

Подобная диаграмма для окислов приведена на рис. 14, в. Для них характерен сравнительно узкий диапазон плотностей, а также аналогичная закономерность уменьшения удельной теплоемкости с ростом плотности. Сравнительно небольшие различия в плотности окислов обусловливают их более высокую чувствительность к соотношению между скоростью и температурой частиц. Требования к подбору оптимальных режимов напыления те же, что и для нанесения покрытий из металлов и карбидов.

Вполне естественно, что для отдельных видов материалов оценку соотношения вкладов скорости и температуры частиц в кинетику формирования покрытия потребуется проводить с учетом температурной зависи­мости удельной теплоемкости частиц.

Условно полагая вклад тепловой и кинетической энергии частиц в Нормирование покрытий равноценным, определим необходимую скорость разгона частиц при заданной температуре нагрева подложки Тs, и частиц Тр'. Необходимым условием для образования прочного сцепления частицы c подложкой является достижение в контакте частица – подложка требуе­мого значения контактной температуры Тk. Для случая напыления твердыми частицами температура в контакте определяется но формуле И. Вейника. Путем ее преобразования легко получить выражение для оценки требуемой температуры нагрева частиц;

                (1.25)

где Bs и Bр — коэффициенты аккумуляции тепла материала подложки и частицы соответственно (cp = const:

           (1.26)

Откуда с учетом предыдущего уравнения и размерностей, получим:

             (1.27)

Полученное выражение позволяет оценивать значение требуемой ско­рости соударения с подложкой напыляемых частиц материала при из­вестной температуре их нагрева. Для избежания получения завышенных значений скорости частиц следует учитывать уменьшение энергии акти­вации поверхности подложки за счет высокого импульсного давления в момент соударения при определении контактной температуры Тk.

2. Установки для детонационно-газового напыления

В табл. 2 приведены технические характеристики некоторых уста­новок для детонационно-газового напыления. Первоначально была предложена установка с механическим клапанным механизмом по­дачи рабочих газов, позднее - с электромагнитным клапанным меха­низмом и смешанного типа.

Таблица № 2. Технические характеристики установок для детонационно-газового напыления

Характеристика

АДК-1

ДНП-5

АДК

АДУ-СЛ

Объем ствола, см3

500-700

400

630

(Lст, м)

(0,45-1,0)

(2.0)

Расход газов (не более),

мз/ч:

   -ацетилена

1,2-2,25

0,5-4,0

< 2,2

3,0

   -кислорода

1,2-2,25

-

< 2,6

5,0

   -азота

5,0-8,0

-

< 9,0

8,0

   -воздуха

20-25

-

< 25

-

Давление газов, МПа:

   -ацетилена

0,15

-

0,1-0,12

-

   -кислорода

0,5

-

0,3-0,5

-

   -азота

0,3-0,8

-

0,3-0,8

-

   -воздуха

0.4

-

0,4-0,5

-

Расход охлаждающей во­ды, м3/ч (давление, МПа)

1,0

-

1,0

.-

(0,2)

(0,05-0,1)

Скорострельность,

выстрел/с

2-4

2-15

4

4

Расход напыляемого по­рошка, г/выстрел

0,1-0,25

2-12

-

4-12

Производительность на­

пыления, кг/ч

0,8-2,5

0,7-3,0

0,7-3,5

КИП

0,4-0,5

0,3-0,8

0,3-0,5

0,1-0,8

Электрическая мощность,

кВт

0,35

-

0,3

-

Толщина покрытия за вы-

стрел, мкм (площадь, см2)

5-10

-

3-10

-

(3.2)

Рис. 15. Схема детонационно-газовых установок:

а - с клапанами механического типа; б - с пневмоклапанами
На рис. 15, а приведена принципиальная схема установки меха­нического типа. Рабочие газы С2Н2 (1), О2 (2) и N2 (3) через систему подводящих трубопроводов и тарельчатых клапанов 1 подаются в сме­сительную камеру 3. Первоначально срабатывают клапаны, подаю­щие С2Н2 и О2, а при их закрытии открывается клапан подачи азота. Готовая взрывчатая смесь проталкивается в камеру 6, где и взрывает­ся искрой запального устройства 5. Подача продувочного газа необ­ходима для того, чтобы заглушить азотом входные отверстия ацети­ленового и кислородного клапанов. Этим предотвращается возмож­ность обратного удара и увеличивается стойкость клапанов. Кроме того, азот очищает камеру смешения и взрывную камеру 6 от продук­тов сгорания перед новым циклом. Распределительный механизм, выполненный в виде вала с кулачками 2, управляет работой клапа­нов и установки. Этот механизм приводится в движение электропри­водом 4.

На рис. 15, б приведена упрощенная принципиальная схема уста­новки с электромагнитной клапанной системой. Блок управления БУ с электронным счетно-суммирующим программным устройством оп­ределяет последовательность работы схемы. В начальный момент по команде с БУ открываются электромагнитные клапаны 1 - 3, подающие в смесительную камеру 7 компоненты газовой рабочей сме­си. С помощью клапана 3 регулируется количество азота в смеси N2. Это позволяет в широких пределах регулировать температуру, давление и скорость детонационной волны и продуктов ее распада. Появляется возможность подбирать необходимый режим работы установки. Одновременно с клапанами 1-3 открывается клапан 4, че­рез который поступает транспортирующий газ N2 (тр) и подается из питателя 8 порция порошка во взрывную камеру 9. После заполнения взрывной камеры рабочей смесью клапаны 1-4 закрываются. Одно­временно открывается клапан 5, через который нейтральный газ N2 (з) заполняет буферный змеевик 10. После закрытия всех клапанов гене­ратор 11 подает импульс высокого напряжения на искровую свечу 12. Этим обеспечивает подрыв рабочей смеси во взрывной камере. Цикл заканчивается открытием клапана 6 и продувкой системы нейтраль­ным газом N2 (п). В последующих циклах последовательность рабо­ты клапанов повторяется.

Преимуществом установок с электромагнитной клапанной систе­мой и электронным счетно-суммирующим программным устройством является оперативное изменение режимов (программы) напыления покрытий.

Функционирование детонационно-газовых установок зависит от совершенства конструкций ряда узлов и систем, например распыли­теля, камеры смешения, системы зажигания, устройства для предот­вращения обратного удара, системы управления и регулирования и др.

Детонационно-газовые распылители. Основным элементом дето-национно-газового распылителя является взрывная или детонацион­ная камера. Конструктивно она представляет собой, чаще всего, ствол постоянного или переменного сечения. В распылительной камере проис­ходит детонационный взрыв и, как следствие его, высокотемператур­ный, высокоскоростной поток горючей смеси совместно с напыляе­мым порошком. В простейшем варианте взрывная (распылительная) камера представляет собой длинную трубу с отверстиями для ввода рабочей газовой смеси, порошка и запального устройства. Для рабо­ты в автоматическом режиме требуется водяное охлаждение.

Взрывные распылительные камеры классифицируют: по способу введения порошка - с осевой и радиальной подачей; по способу ини­циирования смеси - с прямым и форкамерным зажиганием; по спо­собу подачи взрывчатой смеси - с прямым смешением и предвари­тельным; по способу создания движущей силы порошка - с инжектор-ной и принудительной подачей; по периодичности ввода газовой сме­си - с периодическим вводом и непрерывным; по конструктивным особенностям - с камерой-стволом постоянного сечения и перемен­ного; с прямолинейным стволом и в виде змеевика.

Имеются и другие признаки классификации. Все это свидетельст­вует о многих возможных конструктивных решениях детонационно-газовых распылителей.

Конструктивная схема распылительной взрывной камеры с инжекторной осевой подачей порошка, форкамерным зажиганием и прямым стволом постоянного сечения показана на рис. 143, а. Взрывная ка­мера 6 через смесительную камеру 5 соединена с форкамерой 3. Взрыв­ная смесь подается через штуцер 10 в замкнутую кольцевую полость с отверстиями 9 и далее в форкамеру. Отверстия выполнены таким образом, чтобы вокруг порошкового сопла 2 создавалось разрежение и осуществлялась инжектирующая подача порошка из питателя через штуцер 1. Взрывная смесь в форкамере поджигается при помощи све­чи 4, на которую подается высоковольтный разряд от специального источника. Горючая смесь с порошком из форкамеры направляется в смесительную камеру 5 и далее в ствол распылителя, охлаждаемо­го водой 7. Инжекторное устройство и форкамера являются наиболее ответственными узлами распылителя. От них в значительной мере зависит смесеобразование порошка с газом, формирование стацио­нарной детонационной волны и двухфазного потока. Наличие форка­меры надежно защищает свечу от возможного попадания от нее по­рошковой взвеси. Обратное движение порошковых частиц обуслов­лено разрежением во взрывной камере после подрыва газовой сме­си. Для охлаждения форкамеры и взрывной камеры применяют водя­ное охлаждение через штуцеры 8.

Рис. 16. Конструктивная схема детонационно-газового распылителя с осевой ин­жекторной подачей порошка и форкамерным зажиганием (а), а также с радиальным вводом порошка со стволом переменного сечения (б)
На рис. 16, б приведена схема детонационно-газового распыли­теля с форкамерным зажиганием, радиальной инжекторной подачей порошка со стволами переменного сечения. Характерной особенностью такого распылителя является наличие двух стволов: переднего вы­ходного с длиной L1 = (15 - 40)d1 и заднего с длиной L2 = (15 - 80)d2. Между собой стволы соединены камерой 4. Рабочая взрывчатая смесь подается в форкамеру 1, где происходит ее возбуждение свечой 2. В задней взрывной камере смесь детонирует и на выходе в камеру смешения продукты сгорания обладают сверхзвуковой скоростью. Кольцевая часть задней камеры и камера смешения образуют между собой инжектирующий узел. Порошок за счет инжекции поступает в смесительную камеру из питателя через радиальные отверстия 3. Из смесительной камеры продукты детонации с взвешенным порош­ком направляются в переднюю камеру распылителя. Проходя цилинд­рический участок этой камеры, поток турбулизуется. Создаются благо­приятные условия для дальнейшего перемешивания порошка с про­дуктами сгорания. В расширяющейся части смесь приобретает допол­нительную скорость. Наличие переднего обособленного ствола поз­воляет иметь строго заданный участок разгона напыляемых частиц. Для напыления многослойных покрытий предусмотрено несколько входных штуцеров, связанных с разными порошковыми питателями.

Для зажигания взрывчатой смеси необходима определенная энер­гия - энергия зажигания. Максимальная энергия зажигания при ат­мосферном давлении соответствует стехиометрическому составу взрывчатой смеси и составляет 10-4 – 10-6 Дж. С повышением дав­ления и температуры эти значения становятся еще меньше. Следова­тельно, для первоначального возбуждения могут быть использованы автомобильные свечи с энергией искрового разряда 0,05 - 0,2 Дж.

Обычно детонационные распылительные камеры изготовляют из высоколегированных сталей. Внутренняя поверхность (особенно пе­редней части ствола) должна быть гладкой и без выступов.

Рис. 17. Изменение энер­гии зажигания в зависи­мости от концентрации С2Н2 и O2 (С), температу­ры (То) и давления (Ро) рабочей смеси (а) и ис­точник питания свечи за­жигания в установках для ДГН (б).
При работе распылителя форкамера, взрывная камера и другие узлы нагреваются. Это приводит к преждевременной детонации сме­си и неустойчивости процесса. Поэтому в распылителе предусмот­рено водяное охлаждение теплонапряженных элементов, ограничи­вающее их перегрев свыше 400 °С.

В современных распылителях предусмотрены сменные стволы различного диаметра и различной длины. Это позволяет получать оп­тимальные параметры потока напыляемых частиц.

Камеры смешения. Предназначены для создания равномерного рас­пределения газовой смеси вдоль ствола. Обычно при создании газо­пламенных струй для смешения газов используют инжекторный прин­цип. В установках для детонационного напыления он малоэффективен. Целесообразнее использовать устройства, обеспечивающие смеше­ние газовых потоков, движущихся под углом один относительно другого или их закруткой. Поэтому в смесителях часто применяют фор­сунки струйного или центробежного типа. Конструирование и расчет смесительных камер описан в специальной литературе.

Система зажигания. На рис. 17, а показано влияние различных факторов на энергию, необходимую для возбуждения взрывчатой сме­си. В результате повышения температуры и давления смеси резко снижается энергия зажигания. Минимальная энергия зажигания тре­буется для стехиометрического состава смеси С2Н2 + О2. Так, при содержании в смеси 25% кислорода при атмосферном давлении энер­гия зажигания составляет                             5 · 10-4 Дж; при 50 % снижается до 10-6 Дж. Таким образом, для зажигания детонирующих смесей С2 Н2 + О2 це­лесообразно применять автомобильные свечи, воспроизводящие ин­дукционную искру с энергией 0,05 - 0,2 Дж. Для питания используют маломощный источник (рис. 17, б) с трансформацией напряжения и накопления энергии на конденсаторе.

Предотвращение обратного удара. Для четкой и безопасной рабо­ты детонационных установок необходимо исключить возможность проникновения взрывчатой смеси из детонационной камеры в комму­никации и агрегаты установки. Для этих целей применяют газовые буферы и пламегасители или огнепреградители. Известные в прак­тике газопламенной обработки водяные предохранительные затворы для детонационных установок оказались малоэффективными. Вода в них при циклической подаче детонирующей газовой смеси вспени­вается и предохранительное устройство перестает выполнять свои функции.

На рис. 15, б показан газовый буфер 10, выполненный в виде змееви­ка из трубки диаметром 8,0 мм (сталь типа 18-8) с эффективной дли­ной около 1 м. Создаваемая в змеевике пробка из флегматизирующего газа (СО2, N2, Аг, Не, воздух) достаточно надежно предохраняет установку от обратного удара.

Рис. 18. Схема АДК "Прометей" для детонационно-газового напыления: Ч - взрывная камера; 2 - дозатор порошка; 3 - пневмовибратор дозатора; 4 - буферный змеевик; 5 - блок распределения золотниковый; 6 - блок смесеприготовления; 7 -  14 – электропневмоклапаны; 15 - искровая свеча; 16 -генератор импульсов высокого напряжения; А и В - газораспределитель­ные каналы; Na (тр) -- транспортирующий азот.
Для полного предотвращения обратного удара в коммуникациях необходимо устанавливать огнепреградители (см. рис. 18). Доста­точно надежны огнепреградители, представляющие собой корпус, внутри которого располагается стакан с пористыми металлокерамическими вставками. Принципы расчета и конструирования огнепреградителей изложены в специальной литературе.

Системы автоматического управления и регулирования. В установ­ках для детонационного напыления применяют ручной, полуавтома­тический и автоматический режим управления. Пульт управления рас­полагают в изолированном от бокса помещении. Наблюдение за про­цессом осуществляется визуально через прозрачную перегородку. Наиболее надежным является автоматический режим работы. При этом обеспечивается стабильное качество покрытий. Могут быть использованы различные системы автоматического регулирования. Од­нако алгоритмы функционирования установок различаются мало (обыч­но это открывание клапанов газопитания, подача порции порошка, за­полнение буферного устройства для предотвращения обратного удара, подача импульса на свечу для воспламенения рабочей смеси, продув­ка камеры). В России созданы системы, обеспечивающие автомати­ческое управление и регулирование процессом детонационного на­пыления.

Особенно большое распространение для детонационно-газового напыления получили автоматические комплексы. В состав комплекса входит: установка для ДГН, блок автоматического управления; газораспределительный пульт, манипулятор и другие элементы. На рис. 18 приведена схема автоматического детонационного комплек­са (АДК) "Прометей" (см. рис. 15, б).

3. Перспективы детонационно-газового напыления

Для оценки перспектив детонационно-газового напыления необходимо определить достоинства и недостатки данного метода.

3.1. Достоинства и недостатки детонационно-газового напыления

Детонационно-газовое напыление предусматривает последовательную передачу взрывных импульсов в определенном направлении для  создания  высокотемпературного  потока  газовой  смеси, нагревающего и распыляющего порошковый материал, ускоряющего его частицы и формирующего покрытие.

Взрывное, детонационное сгорание обеспечивается заданным составом газовой смеси после ее поджигания в камере и появления тепловых волн за счет которых возникают ударные волны, и происходит попадание смеси в канал ствола, куда вводится напыляемый порошок. Здесь появляется взрывная, детонационная волна  с  образованием  продуктов  взрывного  сгорания и формированием на выходе из ствола газового потока с напыляемыми частицами.

Применение детонационно-газового метода дает возможность напылять покрытия различного назначения на мелких и крупных изделиях, наружных и внутренних поверхностях при следующих основных преимуществах процесса:

- высокие механические свойства покрытия;

- широкая номенклатура напыляемых материалов;

- невысокий нагрев изделия при напылении;

- повышенная производительность;

- малая чувствительность к качеству подготовки поверхности.

К недостаткам метода относятся:

- трудность нанесения покрытий на очень твердую поверхность;

- трудность использования порошков с невысокой плотностью частиц;

- высокий уровень шума (до 130 дБ);

- повышенная стоимость оборудования.

Технологический режим

1. Выбор порошка ограничен опасностью его химической реакции с продуктами сгорания: СО, CO2, H2O, Н2, О2, N2, H, О, N. Поэтому к напыляемым материалам относятся порошки оксида алюминия, инструментальные твердые сплавы при зернистости порошков 10 – 50мкм.

2. Подача порошка из питателя в рабочую камеру производится транспортирующим азотом под давлением 0,3 МПа.

3. Параметры работы распылителя включают несколько основных характеристик.

Давление ацетилена составляет безопасную величину до 0,14 МПа, кислород подается под давлением до 0,2 МПа.

Состав детонирующей газовой смеси соответствует коэффициенту избытка кислорода Р = 1,21 – 1,25 с добавкой 10 – 15 % азота для улучшения процесса сгорания, стабилизации температуры и скорости напыляемых частиц.

Дистанция напыления задается в пределах от 50 до 200 мм в зависимости от напыляемого материала, от материала, формы и размеров изделия, требований к толщине, однородности и другим свойствам покрытия.

Поток газообразных продуктов сгорания вблизи напыляемой поверхности имеет температуру 4000 – 5700 К, его скорость составляет 2000 – 3000 м/с. Частицы в газовом потоке нагреваются до температуры 1873 К их скорость достигает 1500 м/с, плотность частиц в пятне напыления составляет 104 ч/см2с.

Инструмент для детонационно-газового напыления выглядит как пушка-распылитель, имеющая камеру сгорания и ствол. Канал ствола диаметром 10 – 30 мм и длиной 500 – 2000 мм выполняется цилиндрическим либо конусным в соответствии с требованиями к характеристикам потока напыления. Скорострельность пушки-распылителя определяет производительность напыления и составляет наибольшие значения 14 – 15 циклов в секунду.

Рис. 19. Схема детонационно-газовой установки: 1 -блок автоматического управления, 2 -ствол. 3 - питатель, 4 - пульт дистанционного управления
Оборудование для напыления отличается режимом работы с образованием взрывных выбросов газопорошковой смеси при высоких значениях температуры, скорости, частоты, уровня шума. Поэтому  согласно требованиям безопасности оно     выполняется в виде автоматизированной технологической установки,      располагается     в изолированном боксе и содержит следующие основные части: источники рабочих   газов   (C2Hi,   Оз,   N2), устройство дозирования, смешивания и подачи горючей смеси в камеру, система зажигания смеси, ствол 2 с порошковым питателем 3, система охлаждения ствола, блок автоматического управления 1, пульт дистанционного управления 4, расположенный вне бокса (рис. 19).

В производственных процессах детонационно-газового напыления нашли применение установки типа ДНП, АДК и некоторые другие.

3.2. Оценка перспективы развития метода

Композиционные материалы, все бо­лее широко применяемые в машиностро­ении, должны обладать высокой несу­щей способностью, низким коэффициен­том трения, устойчивостью к воздейст­вию агрессивных сред и ударных на­грузок.

Полимерные материалы (фторопласт, полиэтилен и др.), обладая хорошими антифрикционными свойствами, имеют низкую несущую способность. Поэтому для подшипников скольжения использу­ют фторопластовые эмульсии, которыми заполняют пористые подложки, припе­ченные   к    металлической    ленте. Такой метод снижения трения позволяет повысить работоспособность узла даже без применения смазки. Однако это пок­рытие не обладает достаточной стой­костью в агрессивных средах в виду его пористости и малой толщины. Целесооб­разно применение деталей с полимерным покрытием, которое получают приклеи­ванием тонких пленок к защищаемой поверхности.

Известно, что полимерные материалы плохо смачиваются клеями и практичес­ки не склеиваются. Исследования вели в направлении создания слоя, сцеплен­ного механически с полимером и обла­дающего хорошей адгезией с клеем. В результате были разработаны такие тех­нологические процессы, как металлиза­ция поверхности полимера в тлеющем разряде и втирание абразивных частиц специальной формы, смешанных с кле­ем, в склеиваемые поверхности. Однако значительного повышения прочности адгезии при этом получить не удалось.

Одним из перспективных методов соз­дания высокопрочных клееных полимер­ных композиционных материалов явля­ется детонационно-газовое нанесение ак­тивного слоя. Преимущество этого ме­тода заключается в высокой скорости частиц, обеспечивающей хорошую адгезию при низкотемпературном воздейст­вии газовой струи на деталь. Процесс можно представить в такой последова­тельности. При детонационно-газовом на­пылении покрытия в момент инициирования взрыва детонирующей смеси в ствол установки подается мелкодисперс­ный металлический порошок, обладаю­щий определенными свойствами. Детона­ционная волна распространяется в ство­ле со скоростью 3000 – 4000 м/с, обра­зуя фронт с высокими термодинамичес­кими параметрами. Попадая в эту зону, частицы порошка разогреваются, пластифицируются и ускоряются до скорости 8 – 1200 м/с на срезе ствола.

Одним из условий получения качественного га­зопламенного покрытия является обеспечение не­обходимого уровня энергии частиц напыляемого материала на поверхности изделия. Энергетическое состояние частиц определяется суммой энергий — тепловой, характеризующейся температурой наг­рева, и кинетической.

При газопламенном напылении порошковым ма­териалом частица напыляемого материала нагре­вается до температуры пластического состояния или температуры плавления за счет конвективного теплообмена между продуктами горения факель­ного пламени и частицей. Это происходит в ин­тервале эффективных температур, где температура продуктов горения на 300 °С выше температуры плавления. Участок факела, на котором тем­пература частицы не ниже температуры плавления материала и не охлаждается ниже этой темпера­туры, определяет рабочую зону факела пламени для газопламенного нанесения покрытий.

Исследования, проведенные на кафедре вос­становления деталей машин сварочного факультета НТУУ «Киевский политехнический институт», показали, что длина зоны эффективных температур и рабочей зоны зависит от характера горения фа­кела пламени и состава горючей смеси. Для водородно-кислородного пламени, получаемом при сжигании смеси, вырабатываемой электролизно-водяным генератором, длина зоны эффективных температур при напылении материалов с темпе­ратурой плавления до 1000°С и больше при ламинарном характере течения продуктов горения. Причем она увеличивается, если в смесь паров добавляют углеводородные соединения.

При напылении материалов с температурой плавления свыше 1000°С длина зоны эффектив­ных температур больше при турбулентном течении струи продуктов горения.

Распределение скорости потока продуктов горения по длине факела пламени находили эксриментально-расчетным методом. При расчете пользовали экспериментальные данные распре­деления по длине факела температуры и напорного давления газовой струи продуктов го­рения, которые получали с помощью водоохлаждаемого зонда (трубки Пито-Прандтля). Мак­симальную скорость напыляемых частиц определяли экспериментально с помощью прибора ИССО-1. Экспериментальные данные от расчетных отлича­лись на ±5 %.

Исследовали влияние состава горючей смеси и характера течения продуктов горения на скорость напыляемых частиц грануляцией соответственно 20...40, 20...63 и 63...100мкм порошков меди, железа (ПЖ-1) и никелевого сплава (ПГ-АН-33). Указанные материалы выбраны на основании ана­лиза широко используемых при газотермическом нанесении покрытий порошковых материалов с различным диапазоном температур плавления, ха­рактерном для газопламенного способа напыления.

Анализ распределения скорости частиц движе­ния Wч по длине газового факела показал, что в нем имеют место три зоны: разгона, где частица приобретает скорость от минимальной до макси­мальной; стабильного движения, где скорость из­меняется в пределах 5 – 10%; торможения, где скорость частицы уменьшается.

Исследование скорости движения частиц по­рошка меди показало, что при ламинарном ха­рактере течения продуктов горения водородно-кис-лородной смеси (ВКС) и ВКС + 16 % паров эти­лового спирта максимальную скорость движения частицы приобретают на расстоянии L = 300 мм от среза мундштука горелки, а при сжигании смеси ВКС + 5,5 % паров бензина —  на рассто­янии 250 мм. Максимальная скорость движения частиц при напылении порошка грануляцией 20...40мкм и ламинарном течении продуктов го­рения ВКС составляет 95 м/с на расстоянии 250 мм.

З А К Л Ю Ч Е Н И Е

Представленные в работе данные позволяют сделать вывод о том, что для всех видов материалов при детонационном (газотермическом) напылении покрытий существует оптимальное соотношение между скоростью и температурой напыляемых частиц. Это предопределяет необходимость более тщательного подхода к выбору источников энергии для детонационного нанесения порошковых покрытий, накоплению и обобщению экспериментальных данных о формировании покрытий при различных сочетаниях скорости и температуры части.

Работы в области получения новых экспериментальных данных продолжается и вполне успешно, это позволяет сделать вывод о том, что метод применяется и будет в дальнейшем применим т.к. ведутся разработки.

СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

1.      Астахов Е.А. Влияние детонационных покрытий на механические свойства изделий / / Автоматическая сварка. – 2004. – №6. – С. 56 – 57.

2.     Белоус Ю.Ю., Волхов А.М., Захаров Н.Г., Ахтырский В.П. Технология получения металло-полимерных клееных соединений / / Сварочное производство. – 1989. – №2. – С. 30 – 31.

3.     Бутовский К. Г., Лясников В.Н Напыленные покрытия и оборудование: Учеб. пособие для студ. мишино-и приборостроит. спец./ Саратовский гос. тех. ун-т. – Саратов, 1999. –118с.:ил.

4.     Жадкевич М.Л., Тюрин Ю.Н., Колисниченко О.В., Мазунин В.М.  Влияние параметров разрядного контура плазменно-детонационной установки на газодинамические характеристики импульсных плазменных потоков / / Автоматическая сварка. – 2006. – №8. – С. 52 – 45.

5.     Корж В.Н., Попиль Ю.С. Получение газопламенного покрытия при использовании водородно-кислородного пламени / / Автоматическая сварка. – 2005. – №9. – С. 25 – 30.

6.     Кудинов В.В. Нанесение покрытий напылением. Теория, технология и оборудование: учебник для вузов / В.В. Кудинов, Г.В. Бобров; под ред. Б.С.Митина, – М.: Металлургия, 1992. – 432.с: ил.

7.     Пащенко В.Н., Солодский С.П. Магнитное управление потоками низкотемпературной плазмы в процессах нанесения покрытий  / / Автоматическая сварка. – 2006. – №6. – С. 53 – 55.

8.     Ульшин В.А, Харламов М.Ю. Оптимизация параметров детонационно-газового напыления с использованием генетического алгоритма / / Автоматическая сварка. – 2005. – №2. – С. 32 – 37.

9.     Ульшин В.А., Харламов М.Ю., Борисов Ю.С., Астахов Е.А. Динамика движения и нагрева пороша при детонационном напылении покрытий  / / Автоматическая сварка. – 2006. – №9. – С. 37 – 43.

10.                       Харламов Ю.А. О роли скорости и температуры частиц при газотермическом напылении / / Физ. и химия обработки материалов. – 1983. – №3. – С.12 – 17.