Плазменное поверхностное упрочнение металлов - монография

5

Глава 2. Физико-химические процессы при воздействии плазменной струи (дуги)

При воздействии плазменной струи (дуги) на поверхности обрабатываемого материала протекают различные физико-химические процессы. Характер их протекания определяется температурой, скоростью и временем нагрева, скоростью охлаждения плазмотрона, свойств обрабатываемого материала и т.д.

В основе плазменного поверхностного упрочнения металлов лежит способность плазменной струи (дуги) создавать на небольшом участке поверхности высокие плотности теплового потока, достаточные для нагрева, плавления или испаре-ния практически любого металла. Основной физической характеристикой плазменного упрочнения является температурное поле, значение которого дает возможность оценить температуру в разных точках зоны термического воздействия (в разные моменты времени), скорость нагрева и охлаждения, а в конечном итоге структурное состояние и фазовый состав поверхностного слоя материала.

2.1. Тепловые процессы и материалы при плазменном нагреве

Процессы поверхностного упрочнения требуют применения концентрированного источника нагрева с плотностью теплового потока на поверхности материала 10³ - 10⁶ Вт/см² . Основным фактором, отличающим плазменный нагрев от лазерного нагрева, является механизм взаимодействия источника энергии с материалом. При лазерном нагреве световой поток излучения, направленный на поверх-ность материала, частично отражается от нее, а частично проходит в глубь материа-ла излучение. Излучение, проникающее в глубь материала, практически полностью поглоща-ется свободными электронами проводимости в приповерхностном слое толщиной 0,1 - 1 мкм [1]. Поглощение приводит к повышению энергии электронов, и вследст-вие этого, к интенсификации их столкновений между собой и передаче энергии кристаллической решеткой металла. Тепловое состояние металла характеризующееся двумя температурами: электронной Т_е и решеточной Т_i , причем Т_е» Т_i. С тече-нием времени (начиная со времени релаксации t_Р ~ 10^-9с) разность температур Т_е- Т_i становится минимальной и тепловое состояние материала можно охарактеризовать общей температурой Т_м. Дальнейшее распределение энергии вглубь материала осуществляется путем теплопроводности.

Нагрев поверхности материала плазменной струей осуществляется за счет вынужденного конвективного и лучистого теплообмена:

(2.1.)

q = q_k+q_л

Для приближенных расчетов тепловых потоков в поверхности используется модель лучистого и конвективного теплообмена основанная на теории погранично-го слоя [2], Плотность конвективного теплового потока определяется из выражения:

(2.2.)

где ? - коэффициент теплопроводности,

Н - энтальпия единицы массы,

К_т - термодиффузионный коэффициент,

у - координата, нормальная к обрабатываемой поверхности.

В общем виде конвективный нагрев поверхности обусловлен переносом энергии плазменной струи под действием теплопроводности, диффузии. На практике используют более простое выражение:

(2.3.)

где ?-коэффициент теплопроводности

Т_плаз - температура плазменной струи на внешней границе

пограничного слоя,

Т_пов - температура поверхности.

Связь между ? и параметрами плазменной струи выражается через критериальные зависимости (число Нуссельта, Прандля, Рейнольдса и т.д.) выбор для различных случаев взаимодействия плазмы с поверхностью приведен в работах. [2].

Согласно данных работ [3] доля лучистого переноса энергии от плазменной струи к поверхности металла составляет 2-8% от общего баланса энергии. В случае использования импульсной плазменной струи доля лучистого теплообмена возрастает до 20-30%. Лучистый поток к единице площади поверхности в нормальном направлении определяется следующим образом [4]

(2.4.)

где ?1- интегральная поглощательная способность поверхности,

?2 -степень черноты плазмы

?с- постоянная Стефана-Больцмана

Т -температура плазмы

Учитывая, что теплообмен между струей и поверхностью в основном определяется конвективной составляющей теплового потока, то пренебрегая лучистым теплообменом (за исключением импульсной плазменной струи)

можно рассчитать тепловой поток по выражению Фея-Риддела [5]

(2.5.)

или

(2.6)

где Р_г - усредненное число Прандля,

(?µ)_?, (?µ)_s - плотность и коэффициент динамической вязкости плазмы при

температурах, соответственно, поверхности тела и внешней границы

пограничного слоя,

L_е - число Льгоса - Семенова,

L_d - энергия диссоциации, умноженная на весовую долю атомов,

со-ответствующую температуре струи,

- градиент скорости в критической точке, равный ~ U плазм / d сопла

h_s- полная энтальпия плазменной струи.

При нагреве поверхности металла плазменной дугой (плазмотрон прямого действия), эффективность нагрева возрастает за счет электронного тока q _е

(2.7.)

q = q_k + q_л + q_е

Дополнительная тепловая мощность за счет электронного тока рассчитыва-ется из выражения:

(2.8.)

Эффективный КПД плазменно-дугового нагрева на 10-30 % выше, чем при использовании плазменной струи и может достигать 70=85 % [3,6]. Энергетический баланс плазменного нагрева при атмосферном давлении выглядит следующим образом: 70 % - конвективный теплообмен;

20 % - электронный ток;

10 % - лучистый теплообмен.

При использовании плазменной струи (дуги), как источника тепловой энер-гии, наибольший интерес представляет распределение теплового потока по пятну нагрева. Распределение удельного теплового потока q₂в пятне нагрева приближен-но описывается законом нормального распределения Гаусса [7]

q_z = q_2m exp (-Kr²) (2.9.)

где К - коэффициент сосредоточенности, характеризующий форму кривой нормального распределения, а следовательно концентрацию энергии в пятне нагре-ва,

q_2m - максимальный тепловой поток.

Коэффициент сосредоточенности играет большое значениев процессах плазменного упрочнения, т.к. - регулирует скорость нагрева поверхностного слоя металла. Максимальная плотность теплового потока в центре пятна нагрева связана коэффициентом сосредоточенности выражением [7]

(2.10.)

Теплообмен между плазменной струей и упрочняемой поверхностью происходит в области пятна нагрева, условный диаметр которого равен:

На границе этого пятна нагрева удельный тепловой поток составляет 0.05 % от максимального g2т [7].

Параметры режима работы плазмотрона оказывают сильное влияние на коэффициент сосредоточенности. С увеличением силы тока К возрастает. Уменьшение диаметра сопла (d!_{с?5) увеличивает К. С увеличением расхода плазмообразующего газа коэффициент сосредоточенности имеет максимум, рис.2.}

На коэффициент сосредоточенности оказывает большое влияние способ подачи газа, геометрия сопла и электрода. В таблице 2.1. приведены экспериментальные и расчетные величины эффективного КПД нагрева, коэффициента сосредоточенности, тепловой плазменной дуги в зависимости от способа подачи плазмообразующего газа, геометрии сопла и катода. Видно, что переход от максиальной к тангенциальной подаче газа в сопло (при постоянном расходе) увеличивает коэффициент сосредоточенности на 15-40 % при одновременном увеличении эффективного КПД нагрева. Параболическая форма сопла формирует хорошо направленный плазменный поток, по сравнению с другими формами, однако степень сжатия дуги при этом снижается.

Использование кольцевого катода предпочтительнее при тангенциальной подаче газа, т.к. в случае аксиальной подачи нарушается однородность столба дуги

Табл. 2.1.

Влияние способа подачи газа (аргона) в сопло, геометрия сопла и катода на эффективный КПД нагрева и коэффициент сосредоточенности плазменной дуги

Геометрия сопла

по сечению сопла. При использовании сопла с фокусирующим газом коэффициент сосредоточенности увеличивается. От степени обжатия столба дуги зависят энергетические характеристики плаз-мотронов (напряжение дуги, эффективная тепловая мощность, концентрации тепло-вого потока и др.), [26,27]Так сжатие дуги, горящей в аргоне при силе тока 150-200Д-А (за счет изменения диаметра сопла и его положения по длине вольфрамового катод а), привело к увеличению напряжения дуги и напряженности электрического поля в столбе дуги, рис,2.2.

Рис.2.2. Распределение теплового потока дуги g( r) по радиусу пятна нагрева малоамперной дуги в зависимости от степени сжатия [ 26]. 1-свободно горящая электрическая дуга;

2- незначительно сжатая электрическая дуга; 3- сжатая электрическая дуга

Исследования, проведенные Новокрещеновым М.М., Рыбаковым Ю.В., Бадьяновым Б.Н., Давыдовым В.А. показали, что на коэффициент сосредоточенности аргоновой плазменной дуги оказывают влияние добавки WF6, SF6, SiCl4, CCl4 и дру-гих газов. Так небольшая добавка (0,02-0,5 %) ВР₃ к аргону при одинаковых на-чальных условиях увеличивает эффективный КПД нагрева в среднем на 10-15 %, табл.2.2.

Влияние добавок галогенидов к плазмообразующеьу газу на коэффициент сосредоточенности и эффективный КПД нагрева.

Табл.2.2.

Увеличение коэффициента сосредоточенности объясняется деионизирующим воздействием галогенов в периферийной области столба дуги, что приводит к уменьшению сечения области проводимости и к повышению температуры.

Известно положительное влияние галогенов на увеличение глубины проплавления при аргоно-дуговой сварке, что также связывается с эффектом контрагирования столба сварочной дуги. Проведенные автором эксперименты показали, что при плазменном поверхностном упрочнении в режиме дуги через слой галогенида, глубина уточненного слоя стали 45 увеличивается в 1,2-2,5 раза. Эффект увеличения глубины упрочнения тем выше, чем больше атомов галогена содержит флюс_э а также выше потенциал ионизации металла, входящего в соединение с галогеном, Галогены, увеличивающие глубину упрочненного слоя можно расположить в сле-дующем порядке: фтор,->бром,->хлор_э->йод. Нанесение галогенов на поверхность металла связано с определенными трудностями, что ограничивает применение этого эффекта на практике.

При использовании импульсной плазменной струи старость нагрева поверхности металла при длительности теплового импульса в пределах 100 мкс, достигает 10^{7 ?}Сс, а скорость охлаждения 10^{6 ?} Сс. При сокращении длительности импульса до 10 мкс, скорость нагрева и охлаждения увеличивается на порядок. Распределение теплового потока импульсной струи описывается кривой нормального распределения , а коэффициент сосредоточенности имеет несколько большее значение [8]

(2.11)

По концентрации теплового потока в пятне нагрева импульсные плазменные струи приближаются к электронному лучу и намного превосходят стационарные плазменные струи. Тепловые процессы при плазменном поверхностном упрочнении наиболее просто можно вычислить по известным аналитическим выражениям [7], которые представляют собой решение дифференциальных уравнений теплопроводности в линейной постановке при линейных граничных условиях.

Уравнение процесса распространения тепла в массивном полубесконечном теле от мощного быстродвижущегося нормально-распределенного источника нагрева, каким является плазменная струя, имеет вид [7,9]

(2.12)

гдеТ - температура нагрева;

у,z - ширина и глубина пятна нагрева;

t - время;

То - температура тела;

g - эффективная мощность плазменной струи;

?,? - коэффициенты теплопроводности,температуропроводности;

? - скорость перемещения источников.

Мгновенная скорость охлаждения:

(2.13)

W = dT / dt

Уравнение распространения тепла для случая упрочнения плазменной дугой для точек, расположенных под центром анодного пятна, при скорости перемещения ?<3бмч имеет вид [10]

(2.14)

r - радиус анодного пятна;

? - координата (глубина).

Расчет по уравнению (2.12 - 2.14) показывает, что температура нагрева материала регулируется в интервале от начальной температуры до температуры плавления, скорость охлаждения от 10⁴ до 10^{6 ?} Сс.

При действии на поверхность полубесконечного тела теплового источника движущегося вдоль оси X, следует различать медленнодвижущийея, быстродвижу-щийся и импульсный источники тепла. Первый случай имеет место тогда, когда теплонасыщение успевает произойти раньше, чем пятно нагрева пройдет расстояние, равное радиусу пятна нагрева. При этом максимальная температура нагрева материала находится в центре пятна нагрева. По мере увеличения скорости перемеще-ния теплового источника максимум температуры сдвигается к краю нагрева, в сторону, противоположную направлению перемещения теплового источника. Если теп-ловой источник движется с постоянной скоростью, то через определенный проме-жуток времени температурное поле вокруг движущегося источника стабилизирует-ся. При упрочнении импульсной плазменной струей, время распространения теплового потока соизмеримо со временем воздействия плазменной струи на материал. В реальных условиях после прекращения действия теплового источника происходит выравнивание температуры. При этом в начальный момент времени, после прекращения действия происходит продвижение изотермы с фиксированной температурой в глубь материала и после достижения определенной глубины Z_{max имеет место, об-ратное перемещению данной изотермы [1,7]. Для одномерного случая температура любой точки материала на оси теплового источника, расположенного ниже плоскости Z= 0, определяется из выражения:}

(2.15)

где Z -расстояние по оси;

ierfc - функция интеграла вероятности;

?_им - длительность нагрева;

r - радиус пятна нагрева;

а, ? - коэффициенты температуропроводности и теплопроводности. При0 < 1 < ?_им в уравнении (2.5) приводится к упрощенному виду [1,7]

(2.16)

Плотность энергии в пятне нагрева W выражается по следующей зависимо-сти:

гдеg_эф - эффективная тепловая мощность плазменной струи(дуги),

?- длительность нагрева,

d - диаметр пятна нагрева.

С целью последующего вычисления протяженности по глубине зоны нагрева до температуры Т удобно использовать выражение для расчета температур в неяв-ном виде, полученное при допущении ?_{n ››vat}

(2.17)

где Z - глубина нагрева до температурыT(z,t);

Из выражения (2.17) можно получить простую формулу определения протя-женности по глубине зоны нагрева до заданной температуры за счет плазменного

нагрева.

(2.18)

Z ? 2va?_им / ? - Т_? /W

Для получения за один проход широкой упрочненной дорожки, при упроч-нении применяют сканирование (магнитные или механические системы) плазмен-ной струи (дуги) по поверхности в направление перпендикулярном поступательному перемещению. С целью упрощения модель для приближенной оценки парамет-ров сканирования можно представить в виде плоской задачи.

Известно, что в случае использования модели одновременного нагрева полу» бесконечного тела поверхностным тепловым источником с постоянной во времени интенсивностью, можно получить соотношении плотности мощностиg_{m , требуе-мой для достижения на поверхности максимальной температурыТтах}

_(2.19)

g_{т=Ттахасрv ? /4 at}

где ? -температуропроводность;

ср - объемная теплоемкость;

t - времся нагрева.

Для нагрева плазменной струей (дугой)

(2.20)

t = d / ?,g = g_n / S

где d - диаметр пятна нагрева в направлении движения;

? - скорость перемещения пятна, относительно детали;

g_n - полная мощность, подводимая к плазмотрону;

S - площадь, обрабатываемая плазменной струей.

В случае упрочнения без оплавления поверхности, необходимо, чтобы Т_тах а поверхности! материала не превышала температуру плавления

(2.21)

Т_{тах?Тпл}

Тогда, согласно (2.19) и (2.21), должно выполняться условие

(2.22)

g_{тvt ? Тпл асрv ? /4 a}

где знак равенства соответствует максимальной глубине закалки, без оплавления поверхностности.

Рассмотрим пятно нагрева радиусом r, движущиеся по поверхности металла со скоростью ? и одновременно совершающее пилообразные колебания частотой f и амплитудой 2d перпендикулярно направлению ?, рис. 2.2.

Рис.2.2. Схемы линейного (а) и кругового (б) сканирования.

Сканирующая плазменная струя создает на обрабатываемой поверхности усредненный источник тепла, размерами 2r * 2 d , движущийся со скоростью?,

для которого время нагрева определяется соотношением:

t_{1=2r/? (2.23)}

а плотность мощности: g_{т = gэф / 4rd}

где g_эф - эффективная тепловая мощность.

Из (2.22) следует, что для максимальной глубины закалки необходимо, чтобы выполнялось условие:

(2.24)

g_{тv t1 = Тпл асрv? / 4а}

Кроме того, сканирующая плазменная струя создает концентрированный источник тепла диаметром 2r , скорость которого определяется из амплитуды и час-тоты колебаний, тогда время нагрева можно записать как:

(2.25)

t_{2 = 2( 2r / 4df ) = r/df}

Множитель 2 означает, что в крайних точках пятно нагрева находится вдвое дольше, чем в промежуточных. Тогда плотность мощности соответственно равна:

( 2.26)

g_{т2 = gn / ?r²}

С целью исключения оплавления поверхности в крайних точках необходимо выполнение условия:

(2.27)

g_{2 v ?2 ‹ g1 v?1 ? Тпл асрv? / 4а}

Амплитуда и частота сканирования должны соответствовать выражениям

(2,28)

v d /f ‹ ?rv8?

или

Выражение (2.28) показывает, что частота сканирования должна увели-чиваться с уменьшением пятна нагрева, с ростом скорости обработки и ам-плитуды сканирования. На тепловые процессы и размеры упрочненной зоны, помимо параметров режима работы плазмотрона (сила тока, расход газа и т.) оказывают влияние и параметры ведения технологического упрочнения, такие как скорость обра-ботки, дистанция обработки, угол наклона плазменной струи (дуги) к об-рабатываемому изделию и др.

При разработке технологических процессов на практике необходимо иметь простые ₉ удобные аналитические выражения для расчета основных па-раметров упрочнения. В работах по плазменному упрочнению [10, 12 - 14] ис-пользуются различные аналитические выражения. Так в работе [12] скорость нагрева локальной зоны определяется из выражения:

где g_s - плотность мощности плазменной дуги;

?, ?- коэффициенты температуропроводности и теплопроводности;

? - время воздействия;

h- глубина упрочнения.

Значение плотности мощности плазменной дуги достаточной для фазовыхпревращений определяют:

где Т_зак - температура закалки;

В - коэффициент аккумуляции теплоты.

Глубина закаленного слоя определяется из выражения:

где Р - мощность плазменной дуги;

? - скорость обработки;

d- диаметр пятна нагрева;

? - плотность материала;

С_т - удельная теплоемкость;

Q- теплота плавления;

К_в- коэффициент, учитывающий качество обрабатываемой поверхностности.

Скорость обработки определяется как:

В работе [13] используется зависимость глубины закалки от параметра

h = Р/ (d_{c ?)^0,4}

где Р - тепловая мощность источника нагрева;

d - диаметр сопла;

? - скорость обработки.

В работах Токмакова В.П., Гречневой М.В., Петухова А.В., Скрипкина А.А., Матханова В.Н. приводятся расчетные данные, позволяющие определить темпера-туру нагрева и скорость охлаждения металла. Построены номограммы для выбора оптимальных режимов плазменного упрочнения. Экспериментальные исследования процесса плазменного упрочнения сталей 9ХФ, 40Х, У8, Х12М,проведенные эти-ми авторами , показали, что максимальная поверхностная твердость после упрочнения пропорциональна величине углеродного эквивалента С_{экв , а глубина упрочнениязависит от коэффициента температуропроводности. Это позволило авторам установить зависимость вида:}

HW_{max=f (g, ?, Сэкв);h = f2(g, ?, а)}

В явном виде уравнения этих зависимостей выглядят следующим образом:

HV_max = 10^-3 ?-0.308271 ?²+1.23441g²+12.792a²+1.71723 ?g- 1.54273 ?C_экв - 1.7919 ?+ 0.36981g-18.2439C_экв+11,223)

h _max = 262.506?² +50.3667g² +1466.729а² +107.754?g + 53.1505?? - 47.1105gа -

- 938.111? + 199.495g - 5.6734а + 686.691

Полученные результаты, по мнению авторов, свидетельствуют о хорошем совпадении экспериментальных и расчетных данных, что позволяет, не проводя экспериментов, прогнозировать максимальную твердость и глубину упрочненных поверхностей, табл.2.3., 2.4.

Табл.2.3

Экспериментальные и расчетные значения поверхностной твердости HW_{max, в зависимости от входных параметров (g, ? , С экв)}

Табл.2.4.

Экспериментальные и расчетные значения глубины упрочнения

от h_max входных параметров

Построение математических моделей плазменного поверхностного упрочне-ния, отражающих кинетику процесса, основано на решении не линейных краевых задач теории теплопроводности. Корректное описание теплофизических процессов взаимодействия плазменной струи (дуги) с поверхностью обрабатываемого мате-риала, возможно лишь с учетом необратимых процессов, сопровождающих поверх-ностную закалку детали, полиморфных превращений, окислительных реакций на

поверхности, энергетических потерь на плавление и испарение материала, измене-ние теплофизических свойств материала при нагреве и охлаждении. В качестве основы такой модели можно использовать «задачу Стефана» со свободной границей ?, являющейся фронтом мартенситного образования. Матема-тическая постановка такой задачи сводится к определению температурных полей в поверхностном слое детали и к расчету границ раздела при полиморфных превра-щениях. Аналитическое решение возможно только при ряде упрощений. В работе [24] представлена математическая модель плазменного поверхностного упрочнения азотирования из газовой фазы.

2.2. Фазовые и структурные превращения при плазменном нагреве металлов

Несмотря на различие физических процессов, лежащих в основе того ими иного способа поверхностного упрочнения металлов (плазменного, лазерного, электронно-лучевого и т.д.), для всех характерна общая особенность - фазовые и струк-турные превращения протекают в условиях далеких от равновесия. Рассмотрим фи-зические причины, позволяющие использовать сверхскоростной нагрев при термической обработке металлов. При использовании большинства видов термической обработки металлов с медленным нагревом для получения неравновесной структуры температура нагрева назначается выше на 30-50 ° С, критических температур Ас₁ и Ас₃.

При рассмотрении диаграммы видно, что используется только низкотемпе-ратурная часть аустенитной области. Температурный интервал до перехода в жид-кое состояние остается очень большим и составляет 400-700°С (в зависимости от состава стали) [1]. В работах [1,9,16,18-22] показано, что нагрев металлов, со скоростью ? = 10² - 10^{6 ?} С , вызывает смещение фазовых превращений рис.2.3. в область температур на 50-300° С.

В связи с этим, из всего температурного интервала существования аустенит-ной области , практика плазменного поверхностного нагрева (без оплавления по-верхности) используется 1/3 его величины тогда, как при медленном нагреве ис-пользуется только 1/20 температурного интервала аустенитной области.

Известно, что размер зерен аустенита, в первую очередь, зависит от отношенияскоростей двух элементарных процессов: - возникновения центров (зародышей) п и их роста С . Чем больше это отношение, тем меньше начальное зерно S обра-зующейся фазы - аустенита. С повышением температуры наблюдается все большее количественное опережение скорости зарождения над скоростью роста. При сме-щении фазовых превращений в сторону высоких температур, процесс зарождения становится доминирующим над процессом роста зерен. Регулируя скорость нагрева (т,е„ количество введенной энергии в поверхностный слой металла) можно получать различные соотношения n/c. Поэтому, использование скоростного нагрева позволяет различное состояние аустенита - от крупнозернистого до мелкозернистого.

Рис. 2.З. Повышение температуры точки Ас₃ в сравнении с равновесной в зависимости от скорости нагрева

Смещение основных фазовых превращений в область высоких температур (внутри существования ? - области на диаграмме Fe - Fe₃ C₃ позволяет получать новые условиядля процесса диффузионного насыщения поверхностных слоев легирующими эле-ментами (азот, бор_э кремний, углерод и т.д.). Проникновение диффундирующих атомов в поверхностный слой металла, имеющий зародыши новой фазы по разме-рам, близким к критическим, происходит более интенсивно, чем при печной цемен-тации, азотировании и т.д. Именно совмещение процессов диффузионного насыще-ния и зарождения аустенита в поверхностном слое приводит к ускорению в 15-20раз процессов цементации, азотирования и т.д. Таким образом, наличие большего температурного интервала существования у - области на диаграмме Fe - Fe₃ C является одной из основных причин, позволяющих использовать сверхскоростную обработку (при помощи плазменной струи (дуги) для широко распространенных сортов стали.

Процесс плазменного поверхностного упрочнения без оплавления поверхно-сти включает четыре стадии: нагрев, фазовое (? > ?) превращение, частичную гомогенизацию, быстрое охлаждение.

Нагрев.

Нагрев поверхности металла со скоростью порядка 10³ -10⁵ ? С ...........