Otěruvzdorné povrchové úpravy Prof. Ing. Jan Suchánek, CSc. 1. Úvod Často se používají pro zvýšení životnosti strojních součástí a nástrojů v podmínkách abrazívního a erozívního opotřebení povrchové úpravy, které umožní vytvořit povrchovou vrstvu nebo povlak s vysokou tvrdosti a odolností proti opotřebení částicemi na měkčí a houževnatější oceli. Tyto povrchové úpravy představují široké spektrum povrchových vrstev a povlaků vytvářených různými technologickými procesy. 1) Vytváření povrchové vrstvy s fázovou transformací bez změny chemického složení (povrchové kalení) 2) Vytváření povrchové vrstvy se změněným chemickým složením a mikrostrukturou (chemicko-tepelné procesy) 3) Vytváření povlaků s odlišným chemickým složením a mikrostrukturou (chemické a elektrochemické povlaky, návary, nástřiky apod.) 2. Povrchové kalení Transformační zpevnění povrchových vrstev ocelí (austenitizace s následným kalením na martenzit) se docílí povrchovým kalením plamenem, indukcí nebo laserem, přičemž v jádře materiálu nedochází k strukturním změnám. Tloušťka zakalených vrstev je obvykle do 2 mm. Dosahovaná povrchová tvrdost je nižší než tvrdost dopravovaných minerálních částic (nejčastěji SiO 2 – 1000 HV). Lze však použít povrchové kalení v případech dopravy měkčích částic při malých úhlech nárazu. 3. Chemicko-tepelné procesy Při chemicko-tepelném zpracování (CHTZ) se vytváří difuzními procesy za vysokých teplot povrchové vrstvy, které mají odlišné chemické složení a mikrostrukturu. Povrchové vrstvy součástí lze modifikovat sycením povrchu uhlíkem (cementace), dusíkem (nitridace), bórem (bórování), chrómem (difuzní chromování), vanadem (vanadování), kombinací prvků např. uhlíkem a dusíkem (karbonitridace, nitrocementace), případně bórem v kombinaci s dalšími prvky (Al, V, Nb, Cr, Ti) a pod. Chemicko-tepelné zpracování patří k tradičním technologickým procesům používaným ve strojírenských podnicích pro docílení povrchových vrstev s příznivými tribologickými vlastnostmi. V současné době vývoj technologií CHTZ směřuje od zpracování součástí v zásypu (vysoká pracnost, negativní působení na životní prostředí a pod.) nebo v solných lázních (kontaminace životního prostředí) k pochodům v plynech, zejména za sníženého tlaku. Intenzita procesů sycení povrchu se zvyšuje při průchodu proudu, kdy část plynů je ve formě plazmy, např. plazmová nitridace nebo plazmová cementace. Tyto plazmové procesy lze lépe řídit v různých fázích difuzního sycení a tím zajistit standardní kvalitu a reprodukovatelnost strukturních charakteristik povrchových
Transcript
Otěruvzdorné povrchové úpravy
Prof. Ing. Jan Suchánek, CSc.
1. Úvod
Často se používají pro zvýšení životnosti strojních součástí a nástrojů v podmínkách abrazívního a erozívního opotřebení povrchové úpravy, které umožní vytvořit povrchovou vrstvu nebo povlak s vysokou tvrdosti a odolností proti opotřebení částicemi na měkčí a houževnatější oceli. Tyto povrchové úpravy představují široké spektrum povrchových vrstev a povlaků vytvářených různými technologickými procesy.
1) Vytváření povrchové vrstvy s fázovou transformací bez změny chemického složení (povrchové kalení)
2) Vytváření povrchové vrstvy se změněným chemickým složením a mikrostrukturou (chemicko-tepelné procesy)
3) Vytváření povlaků s odlišným chemickým složením a mikrostrukturou (chemické a elektrochemické povlaky, návary, nástřiky apod.)
2. Povrchové kalení
Transformační zpevnění povrchových vrstev ocelí (austenitizace s následným kalením na martenzit) se docílí povrchovým kalením plamenem, indukcí nebo laserem, přičemž v jádře materiálu nedochází k strukturním změnám. Tloušťka zakalených vrstev je obvykle do 2 mm. Dosahovaná povrchová tvrdost je nižší než tvrdost dopravovaných minerálních částic (nejčastěji SiO2 – 1000 HV). Lze však použít povrchové kalení v případech dopravy měkčích částic při malých úhlech nárazu.
3. Chemicko-tepelné procesy
Při chemicko-tepelném zpracování (CHTZ) se vytváří difuzními procesy za vysokých teplot povrchové vrstvy, které mají odlišné chemické složení a mikrostrukturu. Povrchové vrstvy součástí lze modifikovat sycením povrchu uhlíkem (cementace), dusíkem (nitridace), bórem (bórování), chrómem (difuzní chromování), vanadem (vanadování), kombinací prvků např. uhlíkem a dusíkem (karbonitridace, nitrocementace), případně bórem v kombinaci s dalšími prvky (Al, V, Nb, Cr, Ti) a pod. Chemicko-tepelné zpracování patří k tradičním technologickým procesům používaným ve strojírenských podnicích pro docílení povrchových vrstev s příznivými tribologickými vlastnostmi. V současné době vývoj technologií CHTZ směřuje od zpracování součástí v zásypu (vysoká pracnost, negativní působení na životní prostředí a pod.) nebo v solných lázních (kontaminace životního prostředí) k pochodům v plynech, zejména za sníženého tlaku. Intenzita procesů sycení povrchu se zvyšuje při průchodu proudu, kdy část plynů je ve formě plazmy, např. plazmová nitridace nebo plazmová cementace. Tyto plazmové procesy lze lépe řídit v různých fázích difuzního sycení a tím zajistit standardní kvalitu a reprodukovatelnost strukturních charakteristik povrchových
vrstev. Začínají se též objevovat pulzní plazmová zařízení, která umožňují snížit náklady na reakční plyny a snížit rozsah deformací po chemicko-tepelném zpracování.
3.1. Cementace
Cementace probíhá v prostředích s vysokým sytícím potenciálem uhlíku při teplotách nad Ac3 tj. v oblasti austenitu. Vzhledem k tomu, že difuzní součinitel výrazně roste s teplotou, je snaha používat vysoké cementační teploty. Vysoké teploty však mohou vést k zhrubnutí zrna a k přesycení povrchové vrstvy oceli uhlíkem (síťoví cementitu na hranicích zrn), což se projeví křehkostí. Proto se volí teploty cementace v rozmezí 850 – 950°C a tloušťky cementační vrstvy do 2 mm. Po cementaci je nutno součásti zakalit a popustit na nízkou teplotu. Tvrdosti povrchu jsou v rozmezí 800-900 HV. Cementovaný povrch velmi dobře odolává abrazívnímu a erozívnímu opotřebení měkčími částicemi. Je však nezbytné vzít do úvahy gradient obsahu uhlíku v povrchové vrstvě a tedy i pokles tvrdosti a odolnosti proti opotřebení při postupném odstraňování povrchových vrstev.
Gamolskaja a kol. [1] zkoušeli cementaci vysokolegovaných chromových ocelí s cílem zvýšit jejich odolnost proti erozívnímu opotřebení hydrosměsi. Oceli byly cementovány v zásypu 1000-1100°C/5-20 hodin. Cementace ocelí s 12%Cr a vyšším dovoluje dosáhnout otěruvzdornou vrstvu 1,5-2,5 mm, která se skládá z velkého množství karbidů M7C3 a martenzitu. Otěruvzdornost cementované vrstvy při erozi v hydrosměsi je stejná nebo vyšší než otěruvzdornost vysokochromových bílých litin typu 300Ch12M (300Cr12Mo) a IČCh28N2 (Cr28Ni2). Ze zkoušených ocelí nejlepší poměr otěruvzdornosti a mechanické pevnosti má cementovaná a kalená ocel 9Ch18.
Roman a kol. [2] experimentálně zjišťovali odolnost proti erozivnímu opotřebení chemicko-tepelně zpracovaných spékaných práškových ocelí (viz tab. 2). Zkoušky se uskutečnily v hydrosměsi. Tab. 1 Odolnost proti erozívnímu opotřebení vybraných cementovaných ocelí v závislosti na teplotě cementace Podmínky zkoušení: přístroj s brusnou nádobou, hydrosměs – voda – písek v poměru 2:1, použity vždy 2 zkoušené vzorky a 2 etalonové vzorky Ø 10 mm, l = 100 mm. Etalonový materiál – ocel 20. Ocel TZ Teplota
Byl též zjišťován vliv porosity na odolnost proti erozivnímu opotřebení. S růstem
porosity z 4% na 13% došlo ke snížení poměrné odolnosti proti erozivnímu opotřebení 1,5 až 2x při obou úhlech nárazu.
Při našich experimentech se zjišťovala odolnost proti erozivnímu opotřebení cementovaných a nitridovaných konstrukčních ocelí na tryskacím přístroji (viz tab. 3). Výsledky zkoušek ukázaly vyšší odolnost proti erozivnímu opotřebení cementovaných vrstev než nitridovaných vrstev, i když jejich tvrdosti byly vyšší.
Tab. 3 Výsledky zkoušek odolnosti proti erozivnímu opotřebení vybraných chemicko-tepelně zpracovaných ocelí [3,4,5]. Parametry zkoušení: tryskací přístroj EO-2 podle ČSN 01 5088, nosné medium – voda, v = 20 m/s, úhel nárazu – 45°, abrazivo – křemenný písek, doba zkoušky – 600 s. Etalon – feritická uhlíková ocel 12 014 (95-105 HV) Ocel Chemické složení Chemicko-tepelné zpracování Tvrdost
HV Poměrná odolnost proti erozívnímu opotřebení eh
12 010 0,1C; 0,39Mn; 0,25Si Cementováno, K820°C/olej + P 150°C/1h/vzd.
Difuzní sycení povrchu atomárním dusíkem může probíhat jak v solných lázních, tak v plynném prostředí (disociovaný čpavek nebo směs vodíku a dusíku) při teplotách 450 – 600°C. Tloušťka nitridační vrstvy i přes podstatně delší dobu pochodu než u cementace, je menší (do 0,65 mm). Tvrdosti nitridačních vrstev jsou vyšší než u cementovaných povrchů (u ocelí legovaných Cr, Mo a Al až 1200 HV), ale jejich poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení je prakticky stejná (viz tab. 3 a 4). Nitridovat lze nízkolegované i vysokolegované konstrukční a nástrojové oceli se středním obsahem uhlíku, pokud obsahují prvky tvořící stabilní a tvrdé nitridy (Mo, V, Al).
Tab. 4 Poměrné odolnosti proti abrazívnímu opotřebení a1 a a2 ocelí s povrchovými úpravami [5]
Pozn. a1 – přístroj s brusným plátnem; a2 – přístroj s pryžovým kotoučem
Chen a kol. [6] studovali chování iontově nitridovaných uhlíkové oceli S48C (=AISI 1042), čistého Ti a slitiny Ti6Al4V při erozi směsí kapaliny a částic. Na povrchu všech zkoušených materiálů byla vrstva nitridů. Tloušťka vrstvy sloučenin u oceli – 20 μm, u Ti – 5 μm. Nitridovaná vrstva u Ti a Ti6Al4V byla tenčí než u oceli. Nitridovaná ocel má největší otěr při 30° stejně jako ocel bez nitridace. Také Ti a slitina Ti6Al4V bez nitridace mají maximální úbytek při 30°, kdežto nitridovaný Ti má maximum při 60°. Nitridace snižuje opotřebení při nízkých úhlech nárazu jak u oceli, tak Ti a Ti6Al4V od okamžiku odstranění nitridované vrstvy.
3.3. Bórování
Při bórování dochází k povrchovému nasycení oceli bórem. Podle intenzity sycení dochází k vytváření jednofázové nebo dvoufázové vrstvy. Charakteristické vlastnosti bórované vrstvy jsou vysoká tvrdost a typické zubovité propojení této vrstvy se základním materiálem. Zubovitá struktura bórované vrstvy je však typická pro uhlíkové a nízkolegované oceli, kdežto u vysokolegovaných ocelí chybí. Stavbu a vývoj borované vrstvy určují aktivita bórovacího prostředku, teplota procesu, doba zpracování a základní materiál.
Dvoufázová vrstva se skládá z vnější vrstvy FeB a vnitřní vrstvy Fe2B. Borid FeB je tvrdší a podstatně křehčí než borid Fe2B. Proto je snaha vytvářet jednofázové vrstvy Fe2B.
Bórování lze provádět v zásypu (nebo v pastě), v roztoku solí a v plynech. U součástí se obvykle používá zásyp, který se skládá z karbidu bóru (B4C), aktivátorů (např.
tetrafluoroboritan draselný) a výplňové látky. Karbid bóru je donátor bóru, aktivátor ovlivňuje rovnoměrnost a růst vrstvy. Uhlí obsažené ve výplňové látce zajišťuje redukční atmosféru a zabraňují spékání bórovacího zásypu. Bórování probíhá v utěsněných krabicích. Teplota bórování se volí v rozmezí 815 – 9800C. Doba procesu je 0,25 – 10 hodin.
Tloušťka bórované vrstvy nad 0,125 mm je citlivá na vydrolování a praskání. Proto pro abrazi se doporučují tloušťky 0,025 – 0,140 mm [7,8]. Bórované součásti lze tepelně zpracovat, ale musí být chráněny před oxidací při teplotách nad 6500C. Bórovaná vrstva na uhlíkových ocelích má tvrdost 1600 – 2000 HV. Tvrdost bórované vrstvy se udrží do 6500C.
Také na Ni, Co, Mo a Ta lze vytvářet bórované vrstvy. Bóridy Ni mají tvrdost 900 – 1600 HV. Lze bórovat – uhlíkové oceli, nízkolegované oceli, nástrojové a nerez oceli, tvárnou a šedou litinu, slitiny Ni a Co a slinuté karbidy s minimálně 6% pojiva [7]. Také cementované oceli lze bórovat. Legury škodící při bórování jsou Al, Si. Pod bóridovou vrstvou vzniká měkká feritická vrstva a proto se připouští v ocelích pro bórování max. 0,8% Al a Si.
Wang a Hutchings [9] zkoumali bórovanou nízkolegovanou ocel při opotřebení brusnými papíry s částicemi SiC a Al2O3. Boridová vrstva měla tvrdost 1800 HV. Bórované povrchy v podmínkách abraze mají větší otěruvzdornost než cementované a nitridované povrchy. Toto zlepšení se obzvlášť výrazně projevuje s růstem zatížení. Odolnost proti abrazívnímu opotřebení bórované oceli byla přitom mnohem větší v případech opotřebení pazourkem a korundem než SiC. Na SiC brusných papírech se mění mechanizmus opotřebení s rostoucí velikostí částice. Pod kritickou velikostí dominuje mechanizmu opotřebení plastické řezání nebo rýhování a vydrolování materiálu z dříve existujících trhlin. Nad kritickou velikostí částic se materiál odstraňuje křehkým lomem vyvolaným kontaktem s ostrými částicemi [9].
Zkoušky abrazivního opotřebení u kluzných dvojic s mezivrstvou abrazivních částic (SiO2) uskutečnili Golubec a kol. [10]. Parametry zkušebního přístroje (dvojice pouzdro – segment, měrný tlak – 0,11MPa, kluzná rychlost v = 0,4m/s a třecí dráha L = 3345 m). Vzorek – pouzdro ø30/ø18 mm, výška 20 mm. Protikus - segment s vnějším poloměrem 20 mm a vnitřním 15 mm, s úhlem 60°, šířka 20 mm.
Tab. 5 Charakteristiky zkoušených materiálů [10].
Materiál a druh zpracování Charakteristiky povrchové vrstvy Mikrostruktura Tvrdost
Zkoušky prokázaly vysokou odolnost proti abrazivnímu opotřebení třecích dvojic bórovaných vzorků v porovnání s dalšími zkoušenými dvojicemi (viz tab. 7).
Bórová vrstva na oceli 1020 má výbornou odolnost proti erozi měkkými částicemi skla a křemene, zejména v oblasti nízkých úhlů nárazu. Avšak při erozi tvrdými částicemi rychlost eroze výrazně roste [11]. Při erozi měkkými částicemi povrchové praskání a vyštipování bórovaných vzorků nastane opakovaným dopadem, zvláště při vysokých úhlech nárazu [11].
3.4. Další postupy chemicko-tepelného zpracování
Současné sycení povrchu ocelí dusíkem a uhlíkem při teplotách 600 – 650°C (karbonitridace) nebo 750 - 850°C (nitrocementace) nezlepšuje jejich odolnost proti abrazivnímu nebo erozivnímu opotřebení v porovnání s cementací či nitridací a proto se v praxi nepoužívá. Vysokoteplotní difuzní procesy jako je difuzní chromování nebo vanadování vytváří tenké povrchové vrstvy s vysokou tvrdostí. V praxi se nepoužívají pro případy abrazívního opotřebení, protože tloušťka povrchových vrstev je velmi malá a hrozí nebezpečí jejich porušení v kontaktu s hranami abrazívních částic. Rovněž se nepoužívají pro případy erozívního opotřebení, protože jejich tloušťka je velmi malá a hrozí nebezpečí jejich snadného porušení při nárazu částic, zejména při úhlech nárazu blízkých 90°.
4. Termické nástřiky
Termické nástřiky (= žárové nástřiky) vytváří na povrchu povlakované součásti z
natavených nebo částečně natavených částic o velikosti 0,05 - 100 m široké spektrum kovových, keramických i kompozitních povlaků, z nichž některé mají velmi dobrou odolnost proti abrazivnímu a erozivnímu opotřebení. Jejich tribologické vlastnosti závisí jak na složení povlaku a na technologii nástřiku, tak na přípravě povrchů před aplikací nástřiku (odmaštění a otryskání).
Přednosti termických nástřiků: - široký výběr materiálů (kovy, keramické materiály, cermety a karbidy), - možnost vytvářet i relativně tlusté povlaky s vysokou rychlostí povlakování, - povlaky jsou zakotveny na povrchu mechanicky – lze vytvářet povlaky z materiálů vzájemně nekompatibilních, - součásti obvykle není třeba tepelně zpracovávat před a po nanesení povlaku, -deformace součástí je minimální, - opotřebené součásti lze renovovat rychle a s nízkými náklady, - odolnost povlaků v různých degradačních podmínkách může být větší než základního materiálu, - povlaky lze vytvářet jak manuálně, tak na automatických zařízeních.
K nedostatkům patří častý výskyt pórovitosti, poměrně nízká pevnost rozhraní nástřik - podklad a nízké využití materiálu nástřiku.
Pro povlaky vytvořené termickými nástřiky je typická lamelární struktura. Kromě „splatů“ (lupínkové částice vytvořené při dopadu roztavených částic nanášeného materiálu) v povlacích jsou nenatavené částice, oxidické vměstky (u povlaků na bázi kovů) a póry (podle použité technologie nástřiku < 1 – 15%). Jednou z výhod termických nástřiků je možnost vytvářet vícevrstvé povlaky s rozdílným chemickým složením a fyzikálně-mechanickými vlastnostmi. Teplota podkladu při vytváření povlaku termickými nástřiky obvykle zůstává nízká. Proto se nemění jeho mikrostruktura a fyzikálně-mechanické vlastnosti. Vrstevnatá mikrostruktura však zvyšuje anizotropii vlastností a lomová houževnatost je podstatně menší podél rozhraní povlak/podklad než v kolmém směru. To bude ovlivňovat odolnost proti erozi materiálu. Tepelná pnutí vznikající při ochlazování povlaku v kontaktu s chladnějším podkladem způsobují růst zbytkových pnutí rovnoběžně a kolmo k povrchu. Kolmé trhliny se vytváří v důsledku tepelných pnutí, zvláště u tlustších povlaků. Porosita na hranicích splatů vytváří další defekty.
Tab. 7 Přehled parametrů jednotlivých metod termického nástřiku [12,13]
V současnosti existuje řada různých technologií vytváření nástřiku [12]: - nástřik plamenem (přídavný materiál drát nebo prášek), - detonační nástřik, - HVOF (High Velocity Oxyfuel) nástřik práškem, - plazmatický nástřik (za normálního tlaku nebo za sníženého tlaku), - nástřik elektrickým obloukem
Nástřik plamenem používá stlačený vzduch nebo kyslík společně s palivem (acetylen, propylen, propan, vodík). Nanášený materiál ve formě prášku nebo drátu je přiváděn do plamene, vzniklého hořením této směsi, kde dojde k jeho natavení a urychlení směrem k povlakované součásti. Obecně tento proces vytváří povlaky o nižší kvalitě, které nejsou využívány pro aplikace, u kterých je potřeba povlak s vysokou hustotou a přilnavostí. Hlavním důvodem těchto nedostatků je nízká dopadová rychlost částic a nízká teplota plamene [12].
Detonační nástřiky jsou modifikací termických nástřiků. Spalovací komora se zaplní kyslíkem, acetylénem a vhodným práškovým materiálem. Po zapálení směsi elektrickou jiskrou nastane detonace, při které se v spalovací komoře dosahují teploty až 3 0000 C. Částice přídavného materiálu s rychlostí až 800 m.s-1 vylétávají z ústí komory a dopadají na povrch povlakované součásti. S určitým zpožděním je do spalovací komory přiveden dusík, který ukončí spalovací proces a připraví pracovní proces pro další cyklus. Vysoká kinetická energie
částic zajišťuje dobrou přilnavost povlaku a jeho nízkou porositu ( 1%). Nevýhodou povlakovacího zařízení je hluk (až 140dB) a nezbytnost odsávat pracovní prostor. Povlakovací proces probíhá s kadencí 3 - 5 zážehů za sekundu. K povlakování se hlavně používá směs 85-90 váh.% WC a 10-15 % Co, ale je možné vytvářet i keramické povlaky [14]. HVOF metoda je podobná metodě detonačního povlakování s tím rozdílem, že plnění spalovací komory a hoření plynů probíhá kontinuálně. Je založena na speciální konstrukci hořáku, kde dochází k hoření směsi kyslík - palivo (kerosin, propylen, propan, acetylen, vodík atd.). Produkty hoření jsou urychlovány v konvergentně-divergentní trysce až na supersonické hodnoty. Materiál ve formě prášku je za pomoci nosného plynu přiváděn do supersonického plamene, kde dojde k jeho natavení a výraznému urychlení směrem k povlakované součásti.
Vysoká rychlost částic prášku při dopadu způsobí dokonalé rozprostření a zakotvení částic k podkladu a proto HVOF povlaky mají vysokou hustotu a dobrou adhezi. Relativně nízká teplota plamene (ve srovnání s plazmatickým nástřikem) zabraňuje oxidaci, fázovým přeměnám a vyhořívání některých prvků nanášeného materiálu v průběhu nástřiku. Zajímavou vlastností HVOF technologie je možnost vytvářet při vhodné volbě depozičních parametrů povlaky s tlakovým pnutím. Tlakové pnutí v povlaku je totiž příznivé jak pro únavové vlastnosti povlakovaných součástí, tak pro vytváření otěruvzdorných povlaků s velkou tloušťkou. Typickými přídavnými materiály jsou prášky z cermetů na bázi karbidů wolframu, chrómu a titanu.
Plazmatický nástřik využívá jako zdroj energie elektrický oblouk vytvořený mezi vodou chlazenou wolframovou katodou a válcovou měděnou anodou. Elektrický oblouk hoří v plazmovém plynu (obvykle argon nebo jiný inertní plyn s přídavkem plynu zvyšujícího entalpii plazmatu, např. H2, He, N2). Plazmový plyn vstupuje axiálně do hořáku, na jehož druhém konci vystupuje proud plazmy s vysokou teplotou (až 20 000 K). Do něj se pomocí nosného plynu přivádí nanášený materiál ve formě prášku. Díky vysoké teplotě plazmatu je možné nanášet všechny druhy materiálů od čistých kovů až po těžce tavitelné materiály (např. keramické). Pro dosažení vysoké hustoty, přilnavosti a čistoty povlaků je možné provádět plazmatický nástřik v uzavřené komoře za sníženého tlaku (obvykle 0,005-0,02 MPa), tzv. VPS (vacuum plasma spraying) nebo LPPS (low pressure plasma spraying).
Podle Jonese a kol. [19] se v podmínkách abrazivního opotřebení obvykle používá nástřik WC-Co, ale jeho vlastnosti jsou omezené při teplotách nad 500°C a v korozívních podmínkách. Povlaky NiCr- Cr3C2 mají dobré vlastnosti v rozmezí 500 - 900°C, ale je obtížné u nich řídit mikrostrukturu během jejich vytváření, protože dochází k rozpadu karbidů.
Odolnost proti abrazivnímu a erozivnímu opotřebení kovokeramických povlaků závisí na řadě faktorů jako jsou tvrdost jednotlivých fází, lomová houževnatost a pevnost vazby mezi keramickým materiálem a matricí [20]. Za předpokladu, že působící zatížení je přenášeno pouze karbidy, zatížení působící na jednotlivé částice karbidů bude nepřímo úměrné objemovému podílu karbidů. Zkoumáním morfologie opotřebených HVOF WC-Co povlaků bylo zjištěno vytrhávání karbidových částic z narušené matrice a lom karbidických částic během abrazivního opotřebení. Pevnost tvrdých karbidických částic odolných proti vytrhávání abrazivy je důležitá pro zlepšení otěruvzdornosti slitiny. Pevnost vazby karbidické částice k pojivu je určována velikostí karbidu a druhem pojiva. Malé karbidy mají vysokou pevnost, která je příznivá pro dosažení vysoké odolnosti proti abrazivnímu opotřebení. Zhu a kol. [21] zjistili, že odolnost proti opotřebení nízkotlakých plazmově stříkaných nanopovlaků WC-Co byla 6-10 x vyšší než konvenčních WC-Co povlaků. Důležitá je však i vazba mezi jednotlivými nanášenými vrstvami. Při vysokém zatížení za intenzívního opotřebení může nastat delaminace povrchové vrstvy spíše než vytrhávání jednotlivých karbidických částic [22]. Odolnost proti opotřebení povlaků bude určována vazbou jednotlivých vrstev než pevností jednotlivých karbidů.
Přetavením povlaku naneseným termickým nástřikem pomocí kyslíkoacetylénového plamene lze dosáhnout zlepšení adheze difuzním spojením s kovovým podkladem a homogenizaci povlaku, což se může projevit zlepšením odolnosti proti opotřebení.
Mechanizmus erozivního opotřebení povlaků WC-Co je odstraňování jednotlivých karbidů při dopadu erozivní částice. Trhliny vytvořené v karbidickém skeletu mohou také
přispívat k úbytku materiálu oddělováním malých útvarů karbidických zrn spojených s matricí [23].
Tab. 8 Chemické složení, tvrdost a poměrná odolnost proti abrazivnímu a erozivnímu opotřebení práškových nástřiků plamenem [5,14] Podmínky zkoušení: a) přístroj s brusným plátnem b) tryskací zařízení EO-2, v = 20 m/s, úhel nárazu – 45°, abrazivo - křemenný písek se střední velikostí částic 0,42 mm, hydrosměs – 55 l vody + 0,75 kg písku, etalonový materiál – žíhaná uhlíková ocel 12 014 (95-105 HV).
Nástřik Obsah prvků (%) H HV
ψa1
eh
Fe Si Cr Cu Ni B K40 5,8 3,46 9,59 1,05 Zákl. 2,83 420 1,38 3,18 K50 3,57 4,08 7,52 0,26 Zákl. 2,35 548 2,30 3,35 K55 0,89 3,2 1,3 0,16 Zákl. 1,83 639 2,30 3,9
Tab. 9 Chemické složení, tvrdost a poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení ψa1* nástřiků typu Colmonoy [15,16]
* Etalonový materiál – 12 050 (200-210 HV) Tab. 10 Chemické složení, tvrdost a poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení ψa1 vybraných komerčních nástřiků [17,18] Označení nástřiku Chemické složení (%) H
HV a1
C Si Cr Fe B Ni BOROTEC 10 009 0,03 4,21 10 1,4 0,98 zbytek 772 4,20 BRONZOCHROM 10 185
Podle Gee a kol. [24] při velmi krátkých dobách eroze při úhlu nárazu 90° a rychlosti částic 75 m/s nastává kumulace poškození, lom a odstraňování jednotlivých zrn WC. Jednotlivé etapy procesu eroze jsou:
a) Odstraňování pojivové fáze z povrchové vrstvy vzorku b) Plastické rýhování pojivové fáze
c) Akumulace plastické deformace v karbidech WC d) Lom a fragmentace jednotlivých karbidů WC e) Praskání mezi karbidickými částicemi WC f) Vylamování nedostatečně vázaných karbidů WC.
Wood a kol. [25] studovali odolnost proti erozivnímu opotřebení WC-Co-Cr tepelných nástřiků (detonační povlakování) při rychlosti nárazu 16.5 a 26 m/s. Byly zjištěny 2 mechanizmy:
1. Mikrořezání a mikrorýhování relativně měkkého pojiva. Tvrdé částice jsou vyrývány při dopadu erozivních částic. Je to méně významný mechanizmus degradace, ale je důležitý při nižších kinetických energiích a menších úhlech nárazu.
2. Dopad částic způsobuje ve zkoušeném povlaku proměnné napětí, které dovoluje šíření podpovrchových trhlin únavovým mechanizmem. Trhliny jsou iniciované na defektech v povlaku a postupně se šíří. Při jejich protínání pak dochází k oddělování útvarů povlaku o rozměrech 10-400 µm. Geometrie splatů umožňuje šíření trhlin podél povrchu nebo poblíž hranic splatů. Propojením těchto trhlin s kolmo orientovanými trhlinami způsobí výrazné odstraňování materiálu. Tento mechanizmus je dominantní při větších úhlech nárazu a při vyšší kinetické energii erozivních částic. Odolnost proti erozivnímu opotřebení termických nástřiků se využívá v řadě
průmyslových aplikací. Haugen a kol. [26] zkoušeli řadu termických nástřiků s cílem zvýšit životnost škrtících ventilů a potrubních systémů při těžbě ropy a zemního plynu. Intenzívní erozivní opotřebení je vyvoláno částicemi křemenného písku nesenými dopravovaným mediem. Provozní životnost škrtících ventilů se pohybuje od 3 měsíců do 18-24 měsíců. Vysoký tlak ropy a plynu (700-800 barů) je totiž nutné snížit na 300-400 barů. Rychlosti částic v proudu ropy a plynu jsou 300 – 500 m/s.
Houževnaté chování při erozivním opotřebení měly oceli vybrané jako porovnávací materiály, zkoušené termické nástřiky mají typické chování křehkých materiálů s maximálním erozivním opotřebením při kolmém dopadu částic. Výsledky zkoušek potvrdily, že termické nástřiky s karbidem wolframu (WC) mají dobrou odolnost proti erozivnímu opotřebení. Nejlepší výsledky se docílily u nástřiků s minimálním podílem pojiva a s nejmenšími karbidy. Pouze D-gun (detonační povlak) karbidu wolframu dává podstatné zlepšení odolnosti proti erozi v porovnání s referenčním materiálem - uhlíkovou ocelí. Vysoké rychlosti erozívního opotřebení souvisí s praskáním karbidů v kombinaci s odstraňováním pojiva, což vede k vylamování jednotlivých karbidických částic. Tab. 11 Erozivní opotřebení zkoušených termických nástřiků [26] Podmínky zkoušení: vzduchové tryskací zařízení, rychlost částic – 45-50; 200-220 m/s; úhel nárazu – 22,5°a 90°, abrazivo – křemenný písek, hranaté částice, velikost částic – 200-250µm, tryska – Ø6 mm, vzdálenost vzorku od ústí trysky – 20 mm. Kriterium otěruvzdornosti – poměrný hmotnostní otěr povlaku (mg/kg písku) Zkoušený nástřik Tvrdost (HV) Poměrný hmotnostní otěr (mg/kg)
Barber a kol. [27] zkoušeli odolnost proti erozivnímu opotřebení termického nástřiku WC-Co-Cr připraveným metodou HVOF. Během dopadu natavených nebo částečně natavených částic na povrch podkladu se vytváří laminární povlak složený z mnoha vrstev, splatů. WC v plamenné části hořáku se taví a reaguje s kovovým pojivem a tvoří ternární karbidy nebo smíšené W-C-M sloučeniny, kde M může být Co, CoCr, Ni apod. WC se také může oduhličovat a tvořit kovový W nebo karbid W2C. Termické nástřiky také obsahují nerovnoměrné rozložení karbidů a útvarů CoCr. Také jsou zde oxidy a nenatavené částice Tab. 12 Výsledky zkoušek erozivního opotřebení termicky nastříkaného povlaku WC86-Co10-Cr4 [27] Parametry zkoušení: tryskací zařízení, v = 148 m/s, úhel nárazu – 90°, abrazivo – ostrohranný křemenný písek s tvrdostí 1100 HV, hustota 2663 kgm-3, velikost částic 65-400 µm s průměrnou velikostí 194 µm, množství písku – 6g/min., doba zkoušky – 10, 20 a 30 min.
prášku. Vrstevnatá mikrostruktura zvyšuje anizotropii vlastností a lomová houževnatost je podstatně menší podél rozhraní povlak/podklad než v kolmém směru. To bude ovlivňovat odolnost proti erozi povlaku.
Tepelná pnutí, která vznikají při ochlazování povlaku v kontaktu s chladnějším podkladem, způsobují růst zbytkových pnutí rovnoběžně a kolmo k povrchu [28,29].
Menší tvrdost povlaku u vzorku B (976±53 HV1) se projevila vyšší intenzitou erozivního opotřebení.
Vuoristo a kol. [30,31] porovnávali odolnost proti erozivnímu opotřebení termických nástřiků na bázi WC-12% Co, Cr3C2-25% NiCr a (Ti,Mo)C-28,4% NiCo. Technologie vytváření termických povlaků je APS (atmosférický plazmový nástřik), HVOF (vysokorychlostní plamenový nástřik) a DGS (detonační nástřik). Předností termických povlaků WC-Co jsou vysoká tvrdost, nízká porosita a dobrá odolnost proti opotřebení při nízkých teplotách. Jejich limity jsou maximální pracovní teplota 450°C a relativně špatná korozní odolnost. Nedostatkem těchto povlaků je též sklon k oduhličení a fázovým transformacím při aplikaci nástřiku, což negativně ovlivňuje mechanické vlastnosti a odolnost proti opotřebení. To je typické především při atmosférickém plazmovém nástřiku (tvorba η-fáze, W2C, dokonce W). Degradačním procesům se zabrání použitím HVOF a DGS.
Do podmínek kombinovaného působení eroze a koroze a při vysokých teplotách (do 900°C) jsou vhodné povlaky na bázi Cr3C2-NiCr. Mezi jejich nedostatky patří poněkud nižší
tvrdost (700 - 1000 HV) a menší odolnost proti opotřebení. Alternativou k uvedeným povlakům může být povlak s částicemi TiC a pojivem NiCo legovaným Mo pro zlepšení smáčivosti tvrdé fáze a pojiva (viz tab. 13). Tab. 13 Odolnost proti erozivnímu opotřebení plazmově a detonačně nastříkaných povlaků WC-12%Co, Cr3C2-25%NiCr a (Ti,Mo)C-28,4%NiCo [30] Parametry zkoušení: Přístroj s odstředivým urychlováním částic, úhel nárazu – 30° a 90°, abrazivo – křemenný písek, velikost – 0,1-0,6mm
Přísada Cr do prášku WC-Co zlepšuje odolnost proti erozivnímu opotřebení při
současném korozívním působení okolního prostředí. [32]. Rovněž brání rozkladu karbidu WC při vytváření nastříkaného povlaku a zlepšuje vazbu karbidů v matrici, což zvyšuje odolnost proti erozivnímu opotřebení.
Výsledky zkoušek ukazují, že termický nástřik se chová jako křehký materiál, protože jeho poměrný otěr při kolmém dopadu částic je větší než při šikmém nárazu částic. Ocel má větší poměrný otěr při úhlu nárazu 30°než při kolmém nárazu částic, což je typické pro houževnaté materiály, kde dominantním mechanizmem odstraňování materiálu je plastická deformace [33]. Detonační nástřik (DGS) při své vyšší mikrotvrdosti, menší porositě a vyšších tlakových pnutí má vyšší odolnost proti erozívnímu opotřebení než HVOF nástřik. Zkoušky erozivního opotřebení HVOF nástřiku Cr3C2–NiCr při různých úhlech nárazu erozivních částic ukázaly, že poměrná odolnost proti erozivnímu opotřebení výrazně klesá s rostoucím úhlem nárazu v porovnání s měkkou feritickou ocelí. Nástřik prášku NP22P plamenem má poněkud vyšší odolnost proti erozivnímu opotřebení než feritická ocel. Rozdílné chování zkoušených termických nástřiků souvisí s jejich odlišným průběhem závislosti ψe = f(α). Tab. 14 Zkoušky odolnosti proti erozivnímu opotřebení termických nástřiků [34] Parametry zkoušení: přístroj s odstředivým urychlováním částic (CUK 3), v = 50 m/s, úhly nárazu – 15°, 45°a 90°, abrazivo – křemenný písek (dstř. =0,45 mm), množství abraziva – 5 kg, teplota zkoušení – 20°C. Nástřik Chemické složení Proces
nástřiku Tvrdost (HV)
Poměrný erozivní otěr při úhlu nárazu 15° 45° 90°
NP22P 0,21C; 3,52Si; 8,85Cr; 1,3Mo; 2,63Fe; 0,73Cu; 1,48B; zbytek
plamen 385 1,0442 0,9863 1,0380
Ni Cr3C2 – NiCr
Neuvedeno HVOF 940 1,2588 0,7982 0,2350
12 014 0,045C etalon 95-105 1,00 1,00 1,00
Výsledky zkoušek erozivního opotřebení vybraných HVOF nástřiků ukázaly, že maximální hodnoty hmotnostního otěru termických nástřiků byly dosaženy při úhlu nárazu 90°, což je typické chování křehkých materiálů. Povlaky HVOF nástřiku zkoušenými prášky měly dvě oblastí úhlu nárazu s maximálním otěrem 45° a 90°, což svědčí o jejich kvazi- houževnatém chování. U nástřiku práškem WC-10Co4Cr je dokonce erozivní otěr při 45° větší než při 90° (viz tab. 15). Tab. 15 Odolnost proti erozivnímu opotřebená vybraných HVOF nástřiků [35] Parametry zkoušení: přístroj s odstředivým urychlováním částic (CUK 3), v = 50 m/s, úhly nárazu – 15°, 30°, 45°, 60°, 75°, 90°, abrazivo – křemenný písek (dstř. =0,45 mm), množství abraziva – 5 kg, teplota zkoušení – 20°C. Termický nástřik Erozivní otěr (10-3 g) při úhlu nárazu
Kromě slitin kovů a kompozitů s kovovou matricí lze termickými nástřiky připravovat povlaky na bázi keramických materiálů. Pro dobrou adhezi keramických povlaků na kovovém podkladu se obvykle používají mezivrstvy.
Degradace keramických tepelných barierových povlaků účinkem erozivního prostředí má praktický a ekonomický význam pro konstruktéry dieselových motorů a plynových turbin. Tepelná ochrana spalovací komory může být dosažena pomocí keramických tepelných barierových povlaků. Povlaky oxidů mají obvykle větší erozní rychlosti než tradiční kovové povlaky. Tab. 16 Erozivní opotřebení systémů s keramickou tepelnou barierou [36] Parametry zkoušení: tryskací zařízení, rychlost částic – 30 m/s, úhly nárazu – 30 a 90°. Teplota – 20°C. Povlak tepelné bariery Vazebný povlak Metoda
vytváření povlaku tepelné bariery
Tvrdost (HV0,3)
Poměrný hmotnostní otěr (×10-4g g-1)
Složení (hmot.%)
Tloušťka (µm)
Složení (hmot.%)
Tloušťka (µm)
α = 30° α = 90°
6.6Y2O3-ZrO2
350 NiCoCrAlY 155 Plasmový nástřik s následným TZ
680 0,5 0,4
6.6MgO- ZrO2
350 NiCoCrAlY 155 Plasmový nástřik s následným TZ
630 1,1 0,9
20Y2O3-ZrO2
45 NiCrAlY 45 EB-PVD 890 1,2 1,6
8Y2O3-ZrO2
465 NiCrAlY 115 Plazmový nástřik při 900A
660 2,1 1,3
8Y2O3-ZrO2
310 NiCrAlY 155 Plazmový nástřik při 600A
570 2,3 2,0
8Y2O3-ZrO2
500 NiCoCrAlY 125 Plazmový nástřik
370 3,6 3,4
MgO- ZrO2
1100 gradientní 200 Plazmový nástřik
375 10,0 --
Významný vliv na intenzitu erozivního opotřebení má porosita povlaků. Při vyšší
porositě povlaku byly vyšší rychlosti erozivního opotřebení. Při našich zkouškách erozivního opotřebení termických nástřiků byly zkoušeny různé
plazmové nástřiky nanesené na oceli 11 373 (= S235JRG1). Výsledky zkoušek ukázaly, že tvářený materiál (behanit) má větší odolnost proti erozivnímu účinku částic než plazmový nebo HVOF nástřik stejného materiálu. U všech nástřiků byl hmotnostní otěr větší při úhlu nárazu 90° než při 15°, což je v souladu s představami o křehkém chování termických nástřiků. Významnou roli přitom má porosita nastříkaného povlaku. Při menší porositě povlaku typické pro HVOF se dosáhly menší hodnoty erozivního otěru (viz tab. 17).
Sidhu a kol. [37] zkoušeli odolnost proti erozivnímu opotřebení termických nástřiků na bázi slitin Co a Ni, které jsou vhodné pro použití v podmínkách erozivního opotřebení za vysokých teplot. Aplikace nástřiků byla renovace erodovaných trubek kotlů spalujících LPG. Pro porovnání odolnosti proti erozivnímu opotřebení byly zkoušeny též běžně užívané oceli pro trubky v kotlích. Nástřiky byly připraveny technologií HVOF na ocel GrA1 komerčními zařízeními HIPOJET-2100 (prášek) a HIJET-9600 (drát). Tab. 17 Výsledky zkoušek erozivního opotřebení plazmových nástřiků
Podmínky zkoušení: přístroj CUK-3M, v = 50 m/s, úhel nárazu – 15°a 90°, abrazivo – křemenný písek (dstř. = 0,42 mm), množství částic – 5 kg. Etalonový materiál - behanit
Zkoušený nástřik
Úhel nárazu
Hmotnostní úbytek (10-3g)
Poměrný hmotnostní otěr we (mg/g . 10-5)
Behanit 15 11,1 0,222 90 35,7 0,714
Nikl 15 24,6 0,492
90 61,5 1,230 Ocel 17 346
(X2CrNi18-11) 15 10,4 0,208 90 45,2 0,904
Slitina Ni-10%Al
15 25,7 0,514 90 66,3 1,326
Behanit (HVOF)
15 7,0 0,140 90 18,9 0,378
Behanit tvářený 15 9,3 0,186 90 9,6 0,192
Tab. 18 Výsledky zkoušek erozivního opotřebení ocelí používaných pro energetická zařízení a HVOF nástřiků [37] Parametry zkoušení: vzduchový tryskač podle ASTM-G76, rychlost částic – 26 m/s, úhel nárazu - 30°a 90°, nosné medium – vzduch (40 l/min.), abrazivo – ostrohranné SiO2, množství dodávaných částic – 50 g/min., průměr trysky - 3 mm; vzdálenost ústí trysky od vzorku 10 mm, teplota – 250°C. Materiál Směrné chemické
složení (%) Porozita povlaku (%)
Tloušťka povlaku (µm)
Erozivní otěr (mm3) při úhlu nárazu 30° 90°
Ocel SA210 -GrA1
0,3C, 0,6Mn, 0,3Si - - 0,35 0,125
Ocel SA313-T11 0,14C,0,45Mn,0,3Si, 1Cr,0,5 Mo
- - 0,28 0,15
Ocel SA213-T22 0,14C,0,2Mn,0,45Si, 2,5Cr,1 Mo
- - 0,3 0,22
NiCr –drát (HVOF)
80Ni,20Cr <1 330 0,9 0,65
Stellite-6 – prášek (HVOF)
1,2C,1Mn,2Si,28Cr, 4,5W, 3Ni, 3Fe, 1Mo, Co zbytek
2-3 340 0,8 1,05
Zkoušené oceli měly nižší erozivní otěr v porovnání s HVOF povlaky. Povlak NiCr
(360-400 HV) se chová lépe než povlak Stellitu-6 (500-600 HV) během eroze částicemi při
obou úhlech nárazu. Oceli a povlak NiCr mají charakter houževnatého mechanizmu
s maximální intenzitou eroze při 30°, zatím co u Stellitu-6 je křehký mechanizmus eroze. Na
odolnost proti erozivnímu účinku částic má vliv i porosita nastříkaného povlaku. S rostoucí
porositou roste pravděpodobnost odstraňování částic povlaku a tedy rychlost opotřebení [38].
Kulu a kol. [39] zkoušeli odolnost proti erozivnímu opotřebení vybraných termických
nástřiků na bázi samotavitelných slitin NiCrSiB a kompozitu WC-Co-Cr. Výsledky zkoušek
(viz tab. 19) ukázaly, že při teplotě 20°C dochází při vysokých úhlech nárazu k porušování
karbidů nebo k oddělování částic nastříkaného povlaku nízkocyklovým únavovým procesem,
kdežto při malých úhlech nárazu dominantním degradačním procesem je mikrořezání. Tvrdost
povlaku obsahujícího tvrdé částice v kovovém pojivu není vhodným kriteriem při předvídání
jeho odolnosti proti erozivnímu opotřebení. Při vysokých teplotách platí, že s rostoucí tvrdostí
povlaku rychlost opotřebení klesá.
Tab. 19 Směrné chemické složení, depoziční postup, porosita, tvrdost a odolnost proti erozivnímu opotřebení vybraných termických nástřiků při teplotách 20°C a 700°C a úhlech nárazu 30°a 90°[39]. Parametry zkoušení: Přístroj s odstředivým urychlováním částic (CUK), v = 80 m/s, úhel nárazu – 30°a 90°, abrazivo – křemenný písek (1100-1200 HV), velikost částic – 0,1-0,3 mm
Erozivní opotřebení dodatkových ploch parních kotlů je velkým problémem, protože významně ovlivňuje životnost. V daných podmínkách jsou vhodné nástřiky na bázi typu Cr3C2-NiCr, protože dobře odolávají erozivnímu opotřebení částicemi popílku při vysokých teplotách (do 850°C). Povlaky WC-Co se hlavně používají v případech erozivního opotřebení nízkých pracovních teplotách (do 450°C). Jejich nedostatkem je relativně špatná odolnost proti korozi.
Všechny zkoušené termické nástřiky mají vyšší odolnost proti erozivnímu opotřebení než ocel AISI 1018 a nástřiky obloukem. Termické nástřiky se chovají jako křehké materiály.
Wang [41] pro ochranu trubek tepelných výměníků zkoušel různé termické nástřiky. Povlaky připravené HVOF v porovnání s povlaky vytvořenými termickým nástřikem plamenem nebo obloukem jsou drahé. Zkoušel povlaky na bázi Fe a pro porovnání použil nízkouhlíkovou ocel AISI 1018 a 2 HVCC povlaky - (C) Fe39Cr5C a (D) Armacor M, 2 HVOF povlaky – (E) Cr3C2-NiCr a (F) WC-NiCrCo. Povlaky byly před zkoušením odolnosti proti erozi tepelně zpracovány 500°C/24 h/vzduch, utěsněny fosfátem AlPO4 a Al(PO3)3, sušeny 2h a znovu zpracovány při 100°C/2h + 200°C/2h + 370°C/2 h.
Tab. 20 Úbytek tloušťky vybraných termicky nastříkaných povlaků na bázi Cr3C2-NiCr [40] Podmínky zkoušení: laboratorní tryskač s nosným mediem vzduch, rychlost částic – 60 m/s, úhel nárazu – 30°, 90°, abrazivní částice – popílek, průměrná velikost částic – 421 µm, tvar částic – hranatý, množství částic – 375 g, teplota – 300°C, doba zkoušky – 5 h Materiál Nominální chemické složení Proces
vytváření povlaku
Porosita (%)
Tvrdost (HV)
Úbytek tloušťky (µm) při úhlu nárazu 30° 90°
AISI 1018 (1.0453)
0,14-0,2C, 0,6-0,9Mn -- -- 148 308 231
Armacor M Fe27Cr3B2Si oblouk 4-6 763 104 435 DS-110 Fe39Cr5C oblouk <3 471 91 467 A 75Cr3C2/25(Ni44Cr2Si) HVOF 1-2 655 38 129 B Cr3C2/25(Ni20Cr) HVOF <1.5 643 14 69 C Cr3C2/25(Ni20Cr) HVOF 1-2 648 29 74 D Cr3C2/25(Ni20Cr)a HVOF 1-2 549 22 112 E Cr3C2/25(NiCrMoNb) HVOF <1.5 684 14 53 F 75Cr3C2/25NiCr - kompozit HVOF <1 704 13 36 G 70Cr23C6(CrxCy)/30NiCr -
kompozit HVOF <1 714 10 26
H 75Cr3C2/25(NiCrSi) - kompozit
HVOF <1 708 13 29
Tab. 21 Změny tloušťky povlaků při zkouškách erozivního opotřebení v závislosti na úhlu nárazu částic [41] Podmínky zkoušení: laboratorní tryskač s nosným mediem vzduch, rychlost částic – 60 m/s, úhel nárazu – 30, 45 60 a 90°, abrazívní částice – popílek, průměrná velikost částic – 281 µm, tvar částic – hranatý i oblý, množství částic – 375 g, teplota – 300°C, doba zkoušky – 5 h, Materiál Směrné
složení Postup přípravy
povlaku Úbytek tloušťky erozivním
opotřebení (m) 30° 45° 60° 90°
Ocel 1018 0,2C - 241 138 129 89 Povlak A FeB HVCC 23 43 70 65 Povlak A (H) FeB HVCC 19 38 67 58 Povlak A (S+H) FeB HVCC 16 33 65 55 Povlak B FeBSIAlC HVCC 41 68 86 80 Povlak B (H) FeBSIAlC HVCC 35 65 81 70 Povlak B (S+H) FeBSIAlC HVCC 32 60 75 64 Povlak C Fe39Cr5C HVCC 44 79 188 195 Povlak C (S+H) Fe39Cr5C HVCC 34 67 107 109 Povlak D Armacor M HVCC 48 86 122 129 Povlak E Cr3C2 -NiCr HVOF 33 37 55 62 Povlak F WC - NiCrCo HVOF 6 7 15 18 Pozn. H – tepelně zpracováno, H+S utěsněno a tepelně zpracováno
Všechny zkoušené povlaky měly po TZ zvýšenou tvrdost, které může také uvolnit vnitřní pnutí nastříkaných povlaků, zvýšit adhezi povlaku a houževnatost, což je příznivé pro zlepšení odolnosti proti erozi. Během utěsnění a tepelného zpracování těsnivo proniká do povlaku. Zlepšená adheze povlaku zvyšuje tvrdost, která může být považována důvod pro zlepšení odolnosti povlaků proti erozivnímu opotřebení za horka.
Vysokoteplotní eroze je jedna z hlavních příčin poruch elektrárenských kotlů spalujících uhlí. Kvůli nízké kvalitě uhlí, vysokému podílu popelovin a vysokému obsahu síry vysokoteplotní eroze je u cirkulačních fluidních kotlů (CFB) ještě vážnějším problémem. Ti-Al intermetalické sloučeniny mají vysokou tvrdost, vysokou specifickou pevnost, dobrou tepelnou stabilitu a vysokou odolnost proti oxidaci a proto jsou vhodné pro HTE. Zde použili
3 typy sloučenin Ti-Al – TiAl3, TiAl a Ti3Al, které byly připraveny v svařovacích trubičkových drátech a naneseny na nízkouhlíkovou ocel. Tab. 22 Tvrdost, teoretická hustota a výsledky vysokoteplotní eroze obloukových nástřiků [42] Parametry zkoušení: Speciální tryskací zařízení – nosný plyn – vzduch, tlak plynu - 0.4 MPa, rychlost plynu – 35 m/s, teplota plynu – 900°C, teplota vzorku – 400°C, úhel nárazu – 45°, doba zkoušky – 5 s, množství abraziva 200 g, abrazivo – 150-180 µm korund.
Materiál Směrné složení nástřiku
Tvrdost povlaku (GPa)
Teoretická hustota povlaku (mg mm-3)
Průměrný hmotnostní úbytek (mg)
Průměrný objemový úbytek (mm3)
Průměrná rychlost eroze (×10-2mm3g-1)
Ti3Al Ti-25%Al
3,43±0,020 6,59 41,7±2,8 6,3 3,2
TiAl Ti-50%Al
3,37±0,036 6,60 61,9±5,0 9,4 4,7
TiAl3 Ti-75%Al
4,13±0,048 6,63 73,0±4,8 11,0 5,5
Cr3C2 4,06±0,018 7,14 63,5±2,7 8,9 4,5
Eroze-koroze trubek kotlů, přehříváků, ohříváků a ekonomiserů je vážný problém u fluidních spalovacích systémů. Pro snížení nákladů na údržbu se používají termické nástřiky. Zvláště přehříváky při spalování paliv s chlórem trpí vážnými problémy s erozí a korozí. Teploty páry jsou omezeny korozní a creepovou odolností součástí kotlů. U kotlů spalujících paliva s nízkým obsahem Cl teplota páry je obvykle omezena na 560°C. U kotlů spalujících paliva s vysokým obsahem Cl teploty musí být podstatně nižší. Koroze omezuje teplotu páry na 400-460°C resp. 480°C. Požadavky na zlepšení efektivnosti produkce elektřiny vyžadují vyšší teplotu páry a vyšší odolnost přehříváků proti korozi [43].
Erozivní opotřebení částicemi nesenými proudem kapaliny je kromě rychlosti, úhlu nárazu, tvaru, velikosti a množství částic silně ovlivněno vlastnostmi kapaliny – viskozitou, teplotou, chemickým působením na povrch povlaku. Větší viskozita kapalin v porovnání s viskozitou plynů ovlivňuje skutečný úhel nárazu částic i jejich dopadovou rychlost účinkem mezní vrstvy kapaliny na erodovaném povrchu. Tab. 23 Nominální složení materiálů, metody vytváření povlaků, tloušťka povlaku, tvrdost povlaku (HV 0.3, kromě difuzních povlaků HV 0.05) a erozní a erozně-korozní ztráty při zkouškách [43] Parametry zkoušení: Vysokoteplotní erozivní přístroj – palivo (propan/butan). Rychlost částic - 28 m/s, abrazivo – SiO2, velikost částic – 50-500 µm, střední velikost částic – 170 µm, množství abraziva – 7 kg, atmosféra oxidační s 8% O2, teplota plynu – 850°C, teplota vzorku 550°C. Doba zkoušky – 5 hodin. Při zkouškách eroze-koroze se přidává 0.1 hmot.% KCl (7 g). Kriteriem je úbytek tloušťky vzorku. Materiál Nominální
TE-MC CrC-WCo HVOF 265 720-942 34 X TE-CC Cr3C2-NiCr HVOF 255 695-905 70 X Cr3C2-NiCr Cr3C2-NiCr HVOF 285 467-869 110 X UTEx 1004 Cr3C2-NiCr HVOF 225 598-905 121 X DS 200A Cr3C2-NiCr HVOF 200 631-849 93 X Pozn. X – termický nástřik při zkoušce odstraněn korozně-erozívním opotřebením
Wheeler a Wood [44] porovnávali odolnost proti hydroerozi povlaku WC86-Co10-Cr4 nanesených HVOF s jeho lomovou houževnatostí. Zkoušky eroze hydrosměsí při rychlosti 28 m/s a úhlu nárazu 90° ukázaly velmi malé opotřebení v centru erozivního kráteru, ale podstatně vyšší intenzita eroze pojiva byla v okrajových partiích kráteru, kde dochází k roztékání hydrosměsi a tedy i k menším úhlům nárazu. Řazení odolnosti proti erozivnímu opotřebení souhlasilo dobře s paralelní a transversální lomovou houževnatostí těchto povlaků stanovenou vnikacími zkouškami.
Podle Verdona a kol. [45] při hydroerozi tepelných nástřiků WC-Co při rychlostech proudu 20-140 m/s nastaly 2 mechanizmy: rýhování pojiva a pak odstraňování karbidů a delaminační mechanizmus, kdy se trhlina šíří pojivem a podél hranic splatů. Relativní význam dvou mechanizmů závisí na rychlosti proudu, nebo kinetické energii dopadajících částic a na snadnosti šíření trhliny podél hranice splatů.
Vliv kinetické energie částic a úhlu nárazu na rychlost erozivního opotřebení vybraných povlaků jsou shrnuty na tab. 24 a 25. Je dobře patrný výrazný růst rychlosti erozívního opotřebení s růstem rychlosti nárazu hydrosměsi. U HVOF nástřiků je rychlost erozívního opotřebení výrazně zmenšena po lapování povrchu.
Tab. 24 Relativní poměr tvrdostí a výsledky zkoušek eroze povlaků zkoušených při nízké a vysoké energii při úhlu nárazu 90° [44] Parametry zkoušení: vodní tryskací zařízení, rychlost proudu hydrosměsi – 16 a 28 m/s, úhel nárazu – 90°, abrazivo – křemenný písek (dstř. – 135 µ), tvar částic – hranatý (16 m/s) a zaoblený (28 m/s), koncentrace částic – 2,1 hmot. %, doba zkoušky – 5 h. (16 m/s) a 10 min. (28m/s), průměr trysky – 5,9 mm, vzdálenost ústí trysky od vzorku – 37 mm.
U HVOF nástřiků roste rychlost erozivního opotřebení s růstem úhlu nárazu.
Maximální hodnoty rychlosti erozivního opotřebení byly zjištěny při kolmém nárazu částic. Ocel AISI 1020 měla maximální rychlost erozivního opotřebení při úhlu nárazu 45° a povlak tvrdého Cr při 75°. V porovnání s experimentálními údaji pro obdobné materiály zkoušené při erozi částicemi v proudu plynů se ukazuje, že hodnoty maximální intenzity erozivního opotřebení jsou posunuty k větším úhlům nárazu (vliv viskozity vody a mezné vrstvy na povrchu vzorků).
Kompozitní povlak Ni + 25% SiC byl odstraněn při zvolených zkušebních podmínkách při úhlu nárazu >30°. Ostatní povlaky jsou poměrně málo citlivé na změnu úhlu nárazu částic.Pokud poměr tvrdosti částic a povlaku Hč/Hm. <1,2, pak rychlost erozivního opotřebení výrazně klesá [46].
Šoupata a ventily na ropných polích jsou opotřebovány částicemi písku vynášenými ropou a plyny. Kromě erozívního opotřebení částicemi probíhá koroze chloridy, sírany a dalšími chemickými sloučeninami. Zkoušeli se různé varianty materiálů včetně termických nástřiků (250±30 µm) s cílem vybrat materiál, který zajistí prodloužení životnosti zmíněných zařízení [47]. Tab. 25 Vliv úhlu nárazu na rychlost eroze [44] Parametry zkoušení: vodní tryskací zařízení, v = 28 m/s, úhel nárazu – 30°- 90°, abrazivo – křemenný písek (dstř. – 135 µm), tvar částic – zaoblený, koncentrace částic – 2,1 hmot.%, doba zkoušky – 600s, průměr trysky – 5,9 mm, vzdálenost ústí trysky od vzorku – 37 mm. Materiál Rychlost erozívního opotřebení (μm3impakt-1) při
Stellite 6 1,2 C, 28 Cr, 5 W, 3 Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn, zbytek Co
HVOF 420-430 10,30
Stellite 6 1,2 C, 28 Cr, 5 W, 3 Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn, zbytek Co
TIG 420-430 14,90
Stellite 12 1,85 C, 29 Cr, 9 W, 2,5 Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn, zbytek Co
HVOF 520-530 13,55
Stellite 12 1,85C, 29 Cr, 9 W, 2,5 Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn, zbytek Co
TIG 520-530 16,09
X20Cr13 0,20 C, 0,5 Si, 0,5 Mn, 13 Cr, 0,5 Ni,
- 330-350 24,48
Ti6Al4V Ti-6Al-4V - 330-350 25,66 Zkoušky koroze v solném prostředí podle ASTM B-117-73 po dobu až 100 hodin ukázaly, že nejlepší odolnost proti koroznímu působení měla slitina Ti6Al4V a návar Stellite 6, dále následují HVOF povlaky Stellite 6 a 12. Nahrazení části WC karbidem VC v termických nástřicích vede k lepší odolnosti proti abrazivnímu opotřebení jak za sucha, tak za mokra, protože VC brání růstu zrna WC, zvyšuje korozní odolnost povlaků a snižuje objemový podíl Co tvorbou (V,W)C fáze, která má nižší hustotu než WC. Karbid vanadu VC může částečně nahradit karbid wolframu WC. Avšak odolnost nových povlaků typu WC-VC-Co proti erozivnímu opotřebení v hydrosměsích není lepší než konvenčních povlaků WC-Co [48].
Problémy s erozivním opotřebením vodních turbin, které je dáno především tvrdými částicemi nesenými vodou při velkých průtocích (např. při monsunových deštích) se řeší použitím termických nástřiků na exponované části turbin. Povrchy, kde působí částice s nízkou energii nárazu, jsou profilové části vodících lopatek. Povrchy součástí, kde způsobují erozi částice s vysokou energii nárazu, jsou oběžné kolo, labyrint a vodící kruhy. Většina
součástí vodních turbin se vyrábí z korozivzdorné martenzitické oceli, která má vysokou odolnost proti kavitačnímu poškozování a menší odolnost proti erozi [49].
Tab. 27 Vlastnosti a odolnost proti erozi dodaných a povlakovaných ocelí [49] Zkušební podmínky: erozivo – písek, zrnění 88-177 m (střední velikost částic – 135 m), nepravidelný tvar, koncentrace – 2000 ppm, dodávka – 40 g/min., rychlost vody – 75 m/s, průtok 20 l/min. Teplota vody – vstup 28°C, výstup 47°C. Tlak v komoře – 330 mm vodního sloupce. Rozptyl - 3,2%. Energie nárazu 10,5 J Materiál ocel a povlak Hustota
T410 (X12Cr13) bórování 7,1 1950-2000 50-60 0,3-0,4 0,33 Tab. 28 Odolnost proti erozívnímu opotřebení povlaků WC-10Co-4Cr s přísadou nanočástic WC-10Co [50]. Zkušební podmínky: tryskací zařízení podle ASTM G73, v = 46 m/s, úhel nárazu – 30°, abrazivo – křemenný písek (< 37 µm), koncentrace – 300 g v 10 l vody, tryska – Ø6 mm, vzdálenost trysky od vzorku - 35 mm, doba zkoušky – 60 min. Materiál nástřiku
Složení prášku Metoda povlakování
Tvrdost (HV0,3)
Hmotnostní otěr (g)
AC-HVAF-0 100% (WC-10Co-4Cr) + 0% nanoWC-10Co
HVAF 1677 0,005
AC-HVAF-5 95% (WC-10Co-4Cr) + 5% nanoWC-10Co
HVAF 1795 0,004
AC-HVAF-10 90% (WC-10Co-4Cr) + 10% nanoWC-10Co
HVAF 1826 0,003
AC-HVAF-15 85% (WC-10Co-4Cr) + 15% nanoWC-10Co
HVAF 1873 0,001
Liu a kol. [50] studovali experimentálně vliv různého podílu nanočástic prášku WC-
10Co na tvrdost a odolnost proti adhezívnímu a erozivnímu opotřebení termicky nastříkaných povlaků na bázi WC-10Co-4Cr. Nanočástice WC-10Co s velikostí 50-200 nm nebylo možno nanášet kvůli jejich malé hmotnosti. Proto bylo nutné aglomerovat tyto částice na -45 až +15 µm. Tloušťka nastříkaných povlaků na korozivzdorné oceli AISI 304 (= X5CrNi18-10) byla 400 µm. Z výsledků v tab. 28 vyplývá, že rostoucí podíl aglomerátů nanočástic WC-10Co zvyšuje odolnost proti erozivnímu opotřebení.
5. Otěruvzdorné návary
Navařování plamenem, elektrickým obloukem nebo plazmou se v širokém měřítku používá v průmyslu. Navařováním se vytvoří pevný metalurgický spoj mezi návarem a podkladem. Přídavné materiály ve formě obalených elektrod, trubičkových elektrod, drátů, tyčinek, prášků, navařovacích past představují široký sortiment kovových a kompozitních materiálů s rozmanitými vlastnostmi. Volba přídavného materiálu a technologie navařování závisí na tvaru a rozměrech součásti, na chemickém složení základního materiálu, na způsobu namáhání, na druhu opotřebení a na celkových nákladech na navaření součásti. Jejich tribologické vlastnosti závisí na chemickém složení přídavného materiálu i na technologii navařování. Při navařování prvé vrstvy návaru dochází k promíšení přídavného materiálu s materiálem podkladu a proto požadované vlastnosti se docílí až při použití vícevrstvých návarů. Velmi často se navařování používá pro renovaci opotřebených strojních součástí. V řadě případů lze dosáhnout větší životnosti u renovovaných součástí než u původních součástí.
Výhodou je též široké spektrum vyráběných přídavných materiálů a navařovacích technologií. K nevýhodám patří deformace navařovaných součástí, velmi hrubý povrch návaru (nutnost opracování) a nebezpečí vzniku trhlin, které mohou iniciovat lom mechanicky namáhané součásti. Celá škála přídavných materiálů je velmi široká, prakticky každý výrobce vyrábí různé modifikace základních typů.
Bohužel není normovaná metoda klasifikace a specifikace různých návarových tyčinek a elektrod. Mnoho tvrdonávarových elektrod, které se využívají komerčně, není zahrnuto do některé z používaných klasifikací. Různí dodavatelé přídavných kovových materiálů obvykle udávají údaje o jednotlivých oblastech aplikace návarových slitin a podle nich řadí své výrobky.
Podle Dawsona a kol. [51] lze návarové materiály rozdělit na 7 skupin podle chemického složení, mechanických vlastností a vhodných aplikací (viz tab. 29).
Odolnost proti erozivnímu a abrazivnímu opotřebení navařených povrchů je funkcí mnoha faktorů, ale základní je chemické složení a mikrostruktura, které závisí na parametrech navařování. Morfologie krystalizace a výsledná mikrostruktura návarových vrstev závisí na rychlosti navařování, na navařovacím proudu a napětí.
Při navařování se musí vzít do úvahy řada faktorů [52] : - Základní materiál - Typ opotřebení - Navařovací proces – závisí na velikosti a počtu součástí Volba návarového materiálu závisí na pečlivé analýze podmínek způsobujících
opotřebení. Tvrdost je důležitým hlediskem při volbě návarového materiálu, ale odolnost proti abrazivnímu a erozivnímu opotřebení závisí i na dalších faktorech jako jsou druh, tvar a rozložení tvrdých fází, rovněž houževnatost a chování matrice při deformačním zpevnění [53]. Elektrody s vysokým obsahem chrómu se v širokém měřítku používají pro svou nízkou cenu a dobrou odolnost proti kluzné abrazi. Dražší slitiny, které obsahují wolfram a vanad, kombinují tvrdost a houževnatost. Proto se volí v případech abrazivního opotřebení návarové slitiny obsahující karbid wolframu, kombinaci karbidů vanadu a wolframu nebo karbidy chrómu.
Tab. 29 Rozdělení návarových materiálů [51]
Typ návaru Typické složení Charakteristika návaru Aplikace Ocel s nízkým obsahem uhlíku
0,1C; 1Mn; 0,5Si; 0,8Cr; 0,5Ni; základ Fe
Struktura – ferit; tvrdost – 20-35 HRC; obrobitelný; houževnatý; není omezení v tloušťce návaru; nízká odolnost proti abrazívnímu opotřebení
Renovace součástí z nízkouhlíkových ocelí; kola, hřídele, ozubená kola, válce, vačky, čepy
Manganová ocel
1,1C; 14Mn; 1Ni; 0,5Mo; 2Cr; 0,5Si; základ Fe
Struktura – austenitická, tvrdost při zpevnění až 550 HB; houževnatá; tažná; nemagnetická; vynikající odolnost proti kombinaci abrazívního opotřebení a rázů
Renovace odlitků z austenitické manganové oceli, válce drtičů, tyče drtičů, kladiva mlýnů
Martenzitická ocel
0,5C; 1Mn; 0,5Si; 5Cr; 1,5Mo; základ Fe
Struktura – martenzitická, tvrdost - 45-60 HRC, pevná do 500°C, odolává vydrolování, dobrá odolnost proti abrazívnímu opotřebení, nízká rázová houževnatost a tažnost
Nemazané součásti podvozků traktorů, kola jeřábů, válce pro tváření trubek apod.
Návar Fe-Cr 4C; 20Cr; 2Mn; 1Si; 1Mo; 0,5Ni; základ Fe
Struktura – martenzit-austenit + karbidy M7C3, tvrdost - 45-60 HRC, obvykle praská, nutno navařit 2-4 vrstvy; výborná odolnost proti abrazívnímu opotřebení do 500°C
Nízké tření v dvojici s ocelí, odolává adhezívnímu opotřebení, odolává korozi, dobře obrobitelný, neomezená tloušťka, nevhodný do podmínek abrazívního opotřebení
Ozubená kola, ložiska, hřídele, formy, hydraulické písty, oprava odlitků na bázi Cu
Návar s WC 60% částice WC; zbytek nízkouhlíková ocel
Karbidy WC v ocelové matrici, obvykle praská po navaření, výborná odolnost proti abrazívnímu opotřebení, oxidace >400°C, navařit pouze 1 vrstvu
Šroubové vrtáky, vrtáky, řezné zuby, vrtné objímky, zařízení na řezání SiO2
Návary na bázi Co a Ni
28Cr; 5W; 1C; základ Co nebo Ni
Karbidy ve slitinové matrici, tvrdost - 40-55 HRC, dobrá tvrdost do 800°C, odolává adhezívnímu opotřebení za vysokých teplot, odolává erozívnímu opotřebení, kavitaci a nárazům
Nože, vodítka pro manipulaci s odlitky za tepla, zápustky na tváření za tepla
Zkoušky vybraných návarů na přístroji s pryžovým kotoučem podle ASTM G65-80 prokázaly vysokou odolnost proti abrazivnímu opotřebení u návarů obsahujících tvrdé karbidy Nb, Cr, W (viz tab. 30).
Tab. 30 Výsledky zkoušek odolnosti proti abrazivnímu opotřebení návarů [52]
Při kombinovaném působení abraze a rázů jsou někdy používány relativně měkké, ale
houževnaté slitiny. Tato skupina návarových slitin zahrnuje austenitické manganové oceli, martenzitické litiny a vysokolegované oceli kalitelné na vzduchu.
Suchánek a kol. [3,14] zkoušeli rozsáhlý soubor nízko-, středně- a vysokolegovaných komerčně vyráběných návarových materiálů. Tyto návarové materiály svým chemickým složením odpovídají nízkolegovaným ocelím s nižším obsahem uhlíku (A,B,C,D) nebo s vyšším obsahem uhlíku (E,F), manganové austenitické oceli (V), slitinám Fe-Cr-C-(B) (G,H,I,J,K), komplexně legovaným litinám (L,M,T,W,X,Y,Z,AA,AB,AC,AE,AF) a kompozitní slitině s karbidem WC (AD). Zkoušené návarové materiály představují široké spektrum tvrdonávarových materiálů používaných při výrobě nových součástí a pro renovaci opotřebených dílů. Jejich chemické složení je uvedeno na tab. 31 a mikrostruktura, tvrdost a
poměrné odolnosti proti abrazívnímu opotřebení stanovené na přístroji s brusným plátnem a1
a na přístroji s pryžovým kotoučem a2 jsou na tab. 32.
Tab. 31 Chemické složení zkoušených návarů [3,14]
Návar Chemické složení (%) C Mn Si Cr Mo V W Další legury
A 0,4 1,6 1,2 -- -- -- -- -- B 0,1 0,9 0,9 3 -- -- -- -- C 0,2 0,9 0,5 2 0,5 0,5 -- -- D 0,5 0,8 0,8 1,3 -- -- -- -- E 0,86 1,13 1,2 1,7 -- -- -- -- F 0,8 1,95 3,94 2,0 -- -- -- -- G 3,1 2,3 2,52 2,87 -- 0,83 0,83 -- H 0,15 0,6 0,5 14,5 -- -- -- -- I 0,2 0,6 0,4 13 -- -- -- -- J 0,3 0,4 0,3 10 1,2 -- -- 0,6 Ni K 2 0,3 0,5 12 -- -- -- -- L 3,16 0,46 0,94 26,8 -- -- -- -- M 3,8 1,4 1,61 25,5 -- -- -- 0,15 B N 0,3 0,4 0,3 2,7 -- 0,4 5 --
Návar Chemické složení (%) C Mn Si Cr Mo V W Další legury
O 0,3 0,7 0,4 3,2 -- 0,3 3,2 -- P 0,4 0,4 0,5 3,2 -- 0,4 9 -- R 1,0 0,5 0,3 4,3 -- 2,4 9 -- S 1,3 0,3 0,5 4,5 -- 4 11 --- T 3,05 1,1 3,33 12,2 1,25 0,85 3,12 0,88 Cu V 1,2 12,5 1,8 -- -- -- -- -- W 2,6 0,7 1,62 26,7 -- -- -- -- X 3,7 0,5 0,77 26,93 -- -- -- -- Y 3,2 1,07 2,12 25,5 -- -- -- 0,8 B Z 3,36 0,9 2,0 24,17 -- -- -- 1,16 Ti; 1,34 B AA 4,0 1,0 1,0 25,0 -- 2,5 -- -- AB 5,05 0,82 2,85 25,2 -- 4,0 -- -- AC 3,9 0,5 0,44 16,9 0,33 -- -- -- AD 3,0 2,0 1,0 -- -- -- 31 0,2 B AE 6,1 1,2 1,6 22,25 8 1,3 2,3 6,36 Nb AF 2,81 0,59 0,91 14,0 2,7 3,05 1,9 4,67 Nb
Tab. 32 Mikrostruktura, tvrdost a poměrné odolnosti proti abrazívnímu a erozívnímu opotřebení zkoušených návarů [3,14]
Návar Mikrostruktura návaru Tvrdost [HV]
a1
[1] a2
[1] A jemná přechodová mikrostruktura (386 HV0. 030),
lokálně menší množství martenzitu (805-924 HV0. 030) 268/298 1,36 2,47
B jemná přechodová mikrostruktura s menším množstvím feritu na hranicích zrn
352/351 1,38 1,53
C jemná přechodová mikrostruktura, místně oblasti heterogenní struktury (514 HV0. 030)
537/407 1,77 2,29
D jemná přechodová mikrostruktura (358-386 HV0. 030) 340 -- 3,18 E směs jemné přechodové mikrostruktury (386-443 HV0.
030) a martenzitu (957 HV0. 030) 697/452 2,26 3,49
F přechodová mikrostruktura (469 HV0. 030) 615/463 2,36 2,02 G směs přechodové mikrostruktury (669 HV0. 030),
martenzitu (805 HV0. 030) a karbidických fází (1159-1497 HV0. 030)
825/832 3,56 18,83
H hrubší martenzitická struktura (718 HV0. 030) se síťovím -feritu (284 HV0. 030)
582/498 1,93 2,01
I heterogenní martenzitická struktura (805 HV0.030), na hranicích primárních zrn stopy oxidů
558/578 1,84 2,19
J směs jemné martenzitické mikrostruktury (805 HV0. 030) a většího množství jemného feritu s jemnými karbidy
680/670 2,31 1,86
K heterogenní směs jemného martenzitu, přechodové struktury a karbidů
490/353 3,21 2,95
L ledeburitická struktura (1230 HV0. 030) s primárními karbidy Cr (2420 HV0. 030)
782/738 4,74 21,48
M heterogenní směs jemného martenzitu, přechodové struktury a karbidů
797/764 4,51 20,98
Návar Mikrostruktura návaru Tvrdost [HV]
a1
[1] a2
[1] N heterogenní martenzit (754-1159 HV0. 030), místně
zbytkový austenit a jemné karbidy 825/754 2,63 3,28
O heterogenní směs martenzitu, zbytkového austenitu a jemných karbidů
700/643 1,94 2,96
P heterogenní směs martenzitu (754-1159 HV0. 030), zbytkového austenitu a jemných karbidů
761/723 2,26 3,38
R jemný martenzit (924 HV0. 030) s karbidy 806/914 2,50 9,58 S jemný martenzit (924 HV0. 030) s karbidy 838/794 3,03 27,41T jemná přechodová mikrostruktura (502-707 HV0. 030 )
s dendritickými komplexními karbidy (2240 HV0. 030) 750/845 5,24 34,26
V austenit 265/283 2,11 2,47 W* dendritická mikrostruktura, velké procento disperzních
karbidů Cr v eutektické matrici 598 3,05 --
X* dendritická mikrostruktura, eutektická matrice s některými velkými Cr karbidy
602 4,20 --
Y dendritická mikrostruktura, směs eutektické matrice (452 HV0. 030) a Cr karbidy
643 2,96 --
Z směs eutektické matrice (619-850 HV0. 030), karbidů a boridů (1158 HV0. 030)
736 3,88 --
AA dendritická mikrostruktura s komplexními Cr a V karbidy (~1800 HV0. 030)
726 3,80 --
AB matrice (761 HV0. 030), Cr a V karbidy (2362-2605 HV0. 030)
760 4,55 --
AC dendritická mikrostruktura, hranaté karbid pravidelně rozptýlené v eutektické matrici
630 4,46 --
AD dendritická mikrostruktura s velkými karbidy WC v eutektické matrici (761 HV0. 030)
845 17,1 --
AE dendritická mikrostrutura s karbidy v matrici (879 HV0.
030 ) 996 7,65 --
AF dendritická mikrostruktura s komplexními a specialními karbidy
626 5,26 --
* navařováno kyslíko-acetylénovým plamenem
Zkoušky odolnosti proti erozívnímu opotřebení se uskutečnily na tryskacím přístroji podle ČSN 01 5088. Při zkouškách jako etalonový materiál byla použita žíhaná feritická ocel 12 014 (0,045% C) s tvrdostí 95-105 HV. Odolnost návarů proti erozívnímu opotřebení v
hydrosměsi byla hodnocena podle poměrné odolnosti proti erozívnímu opotřebení ha, která je dána poměrem průměrného objemového otěru etalonové oceli 12 014 a průměrného objemového otěru zkoušeného návarového materiálu. Tab. 33 Výsledky zkoušek na tryskacím přístroji EO-2 54 Podmínky zkoušení: tryskací přístroj EO-2 podle ČSN 01 5088, v = 20 m/s, úhel nárazu – 15°, 45° a 90°, složení hydrosměsi – 55 kg vody + 0,75 kg písku, abrazivo – křemenný písek se střední velikostí částic 0,42 mm, doba zkoušky - 600 s Označení Tvrdost Poměrná Poměrná Poměrná
návaru (HV) odolnost proti opotřebení he
= 150
odolnost proti opotřebení he
= 450
odolnost proti opotřebení he
= 900 A 607 256 1,79 1,87 B 351 1,59 1,73 1,44 C 407 1,71 1,64 1,60 D 832 4,47 2,83 2,72 E 498 1,97 2,00 1,87 F 496 1,84 1,86 1,69 G 776 3,17 2,58 2,19 H 738 7,46 4,30 3,23 I 861 8,50 4,13 3,15 J 845 5,51 3,26 2.65 O 369 1,62 1,43 1,29 P 396 1,69 1,37 1,09 R 736 2,90 2,00 1,74 S 443 2,16 1,83 1,69 T 931 7,12 3,01 2,17 12 014 95-105 1,00 1,00 1,00
Ze zkoušených návarových slitin mají vysokou odolnost proti účinku hydrosměsi při zvolených úhlech nárazu návary označené I, H, J, D a T. Tyto návary mají vysokou makrotvrdost (738-861 HV), která je dána martenzitickou matricí a tvrdými karbidy Cr, W a V. V případě kompozitního návaru T jsou zpevňující fází diboridy Ti a Cr. S rostoucím úhlem nárazu se však rozdíly mezi jednotlivými návarovými slitinami zmenšují.
Zkoušky erozivního opotřebení nízkolegovaných, středně i vysokolegovaných návarových slitin (chemické složení – viz tab. 31 a mikrostruktura – tab. 32) při dopadové rychlosti 50 m/s ukázaly, že tvrdé návary mají nižší hodnoty poměrného erozivního otěru we než etalonová žíhaná uhlíková ocel při úhlu nárazu 150. Nejnižší hodnoty we byly zjištěny u tvrdých návarů H, J a I. S rostoucím úhlem nárazu hodnoty we návarů rostou a při kolmém dopadu částic je odolnost proti erozivnímu opotřebení návarů menší než u měkké a houževnaté nízkouhlíkové oceli (viz tab. 34), což je v souladu s představami o mechanizmech erozivního opotřebení částicemi tvrdých materiálů.
Tab. 34 Výsledky zkoušek na tryskacím přístroji CUK – 3 54. Podmínky zkoušení: přístroj CUK-3 s odstředivým urychlováním částic, rychlost částic - 50 m/s, úhel nárazu – 15 - 90°, teplota – 20°C, erozívní částice – křemenný písek se střední velikostí částic 0,42 mm, množství částic – 5 kg. Označ. návaru
Tvrdosti návarů v závislosti na jejich chemickém složení a parametrech navařování se
mění v širokém rozmezí (298 - 861 HV). Průběh závislosti poměrného erozivního otěru we na
úhlu nárazu je typický pro kombinované působení rýhovacího a deformačního mechanizmu porušování povrchových vrstev s maximem u většiny návarů při úhlech nárazu 450. U velmi tvrdých návarů, jejichž chemické složení odpovídá bílým chromovým nebo komplexně legovaným litinám, je maximální intenzita erozivního opotřebení při úhlech nárazu 75 - 900. Vysoká pevnost matrice a vysoký podíl komplexních karbidů chromu ve struktuře těchto návarů brání vnikání řezných hran dopadajících částic do povrchových vrstev návaru i jejich řeznému působení.
V podmínkách erozivního opotřebení se makrotvrdost erodovaného materiálu projevuje
příznivě při malých úhlech nárazu, kdy podle Finnieho 55, Bittera 56, Sheldona 57 a mnoha dalších autorů dominantním mechanizmem erozivního opotřebení je řezání a rýhování povrchu dopadajícími částicemi.
Částice dopadající při velkých úhlech nárazu způsobují odlišný dominantní mechanizmus porušování povrchových vrstev. Dochází k plastické deformaci a k povrchovém únavovému poškozování matrice a praskání karbidů.
Při kolmém nárazu erozivních částic s rychlostí 50 m/s byla experimentálně zjištěna u většiny zkoušených tvrdých návarů menší poměrná odolnost proti erozivnímu opotřebení než u nízkouhlíkové feritické oceli (viz tab. 34). K obdobným experimentálním výsledkům dospěli při zkouškách tvrdých návarů typu bílých chromových litin Stevenson a Hutchings
58. Vlivem interakce dopadajících částic a odražených částic může se měnit úhel nárazu jednotlivých částic, případně některé částice nedopadají na povrch zkušebního vzorku. Lze tak objasnit příčinu snížené intenzity erozivního opotřebení při kolmém dopadů částic a proto v některých případech tvrdých návarů s martenzitickou matricí a vysokým podílem tvrdých
karbidů je maximum na závislosti we = f() při úhlu 750. Podle Sorokina 59 ve většině teoretických prací se s tímto faktorem nepočítá, protože se uvažuje pouze dopad jednotlivé částice bez vlivu dalších částic na parametry jejího působení na opotřebovávaný materiál. Ve skutečnosti na povrch erodovaného materiálu dopadá pouze část částic a zbytek je ovlivněn parametry proudu abraziva. Velký význam má koncentrace částic v nosném plynném nebo kapalinném mediu. S rostoucí koncentrací částic se stává proces dopadu částice na povrch materiálu složitější. Při experimentech na přístroji CUK-3M lze pozorovat na zkušebních vzorcích oblast porušení s maximální intenzitou v rovině radiálních kanálů, která je lemována oblastmi s menší intenzitou porušování.
Systematickým výzkumem návarových slitin se zabývali Chruščov a Babičev [60]. Experimentálně zjistili, že není přímá vazba mezi makrotvrdostí a poměrnou odolností proti abrazivnímu opotřebení návarových slitin. Existuje však obecná tendence k růstu otěruvzdornosti návarů při zvyšování jejich tvrdostí.
Na otěruvzdornost návarů má vliv i technologie navařování. U návaru typu Sormait No. 1 (nominální složení přídavného materiálu - 3%C, 23%Cr, 1,%Mn, 3%Si, 5%Ni) připraveným různými technologickými postupy na různých pracovištích byla zjišťována poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení na přístroji Ch4-B (viz tab. 36). Tyto experimentální výsledky potvrzují významný vliv technologie navařování na odolnost proti abrazivnímu účinku částic.
Tab. 35 Chemické složení, tvrdost a poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení návarových slitin ε [60] Parametry zkoušení: přístroj s brusným plátnem Ch4-B, abrazivo – korundové brusné plátno s zrněním 180, etalon – ocel St.3 (150 HV30)
Také Adamka a Proksa [61] zkoušeli odolnost vybraných chromových návarových slitin odlitých ve vakuu na přístroji VUMA s brusným plátnem (FN = 30 N, L = 15 m, v = 0,1 m/s, etalon – ocel 12 060.3). Jednotlivé návarové slitiny byly modifikovány dalšími přísadami (Ti, B, Mo, Ni, Co, W, V). S rostoucím obsahem uhlíku roste poměrná odolnost proti abrazívnímu opotřebení a dosahuje maximálních hodnot u návarové slitiny E859, která svým složením zhruba odpovídá bílé chromové litině (viz tab. 37).
Brožek [62] systematicky zkoušel návarové materiály od různých výrobců na přístroji s brusným plátnem za podmínek stanovených ČSN 01 5084 (etalon – ocel 12 014). Výsledky zkoušek abrazívního opotřebení spolu se směrným chemickým složením podle údajů výrobců jsou uvedeny v tab. 38. Tvrdosti návarů jsou v rozmezí 337 – 845 HV. Hodnoty poměrné odolnosti proti abrazívnímu opotřebení zkoušených návarů kolísají ve velkém rozmezí (2 – 17,5).
Tab. 38 Směrné chemické složení, tvrdost H a poměrná odolnost proti abrazívnímu opotřebení a vybraných tvrdých návarů [62]
Označení přídavného materiálu
Obsah prvků (%) H [HV30]
a
[1] C Mn Si Cr Další DUR 600 IG 0,45 0,4 3 9,5 -- 585 9,8 DUR 650 IG 0,36 0,4 1,1 5,2 1,4Mo, 0,3V, 1,3W 479 12,3 OK 83.65 0,7 0,4 4 2 -- 455 6,4 OK 84.52 0,25 0,3 0,5 13 -- 448 9,4 OK 84.58 0,7 0,7 0,6 10 -- 667 8,4 OK 84.78 4,5 x x 33 -- 499 6,9 OK 84.84 2,7 <0,5 2 8,3 6,3V, 4Ti 823 2,0 OK AUTROD 13.91 0,45 0,45 3 9 -- 564 11,5 FRO B 500 0,55 2,7 x 2,2 1Mo 611 7,9 FRO B 600 0,8 2,7 x 2 1Mo 683 5,7 HARD FRO 500 0,35 0,55 x 5,5 5Mo 508 8,0 HARD FRO 600 0,75 0,5 x 7 0,4Mo, 0,5V 577 10,4 TOOL FRO 0,85 0,7 x 4,5 8Mo, 1,5V, 2,5W 799 6,6 HARD FRO V-1000 4 1,1 x 35 0,9Mo 598 5,3 GRIDUR 7 0,5 0,4 1,7 9 -- 680 9,1 GRIDUR 46 0,5 0,4 1 9 -- 679 11,9 GRIDUR 50 5 x x 34 -- 715 8,1 CARBOFIL A-600 0,5 x 3 9 -- 577 9,8 CITODUR 600 B 0,5 0,3 0,4 7 0,5Mo, 0,5V 648 14,4
CITODUR V 1000 E 4,3 x x 35 -- 532 9,4 CITOMANGAN E 7 1,2 13 0,7 x -- 337 9,1 UTP 67 S 0,5 0,5 3 9 -- 596 13,5 UTP 69 0,9 0,5 0,5 4,5 8Mo,1,2V, 1,8W 845 8,3 UTP 75 60% WC + 40% nízkouhlíková ocel 792 6,2 UTP 670 0,4 1 1 9,5 0,6Mo, 1,5V 687 17,5 UTP 672 0,65 0,5 1 14 0,9Mo, 0,2V 580 15,7 UTP 711 3,5 x x 35 -- 616 5,6 VÚZ - CrL 3 1,1 0,6 23 0,5Mo, 0,17V,
0,05W, 1,5Ni 602 8,6
Při aplikaci tvrdých návarů je nutné vzít do úvahy promíšení návarové slitiny se základním materiálem a proto optimální výsledky lze dosáhnout pouze u vícevrstvých návarů. Např. Buchely a kol. [63] porovnávali odolnosti proti abrazivnímu opotřebení jednovrstvých i vícevrstvých návarů komerčními elektrodami na přístroji s pryžovým kotoučem podle ASTM - G65 (FN – 130 N, n – 200 1/min., L– 4309 m, abrazivo – písek).
Zkoušky prokázaly, že při použití pouze jedné vrstvy dojde v důsledku promíšení se základním materiálem k změně mikrostruktury a k výraznému snížení otěruvzdornosti. Pouze návar 2 s vysokým obsahem W zajišťuje vysokou otěruvzdornost již při použití pouze jedné vrstvy.
Zajímavou skupinu návarových materiálů představují slitiny kobaltu a niklu, které mají vysokou odolnost proti abrazivnímu i adhezívnímu opotřebení i za vysokých teplot. Vysoká tvrdost kobaltových slitin může být dosažena přídavkem karbidů wolframu, karbidů chrómu a kobaltu [64,65].
Tab. 40 Chemické složení a odolnost proti abrazívnímu opotřebení návarových slitin na bázi Co a Ni [66]
Slitina Technologie Obsah prvků (%) * Poměrná otěruvzdornost C Cr Mo W Ni Co
Stellite 6 plamen 1,1 28 -- 4 -- zbytek 3,50 Stellite 6 oblouk 1 28 -- 4 -- zbytek 1,50 Stellite 21 WIG 0,25 27 5 -- 2,8 zbytek 1,47 Stellite 21 oblouk 0,25 27 5 -- 2,8 zbytek 1,35 Haystellite Composite Rod 2
plamen 60% WC + 40% Stellite 6 17,54
Haystellite Composite Rod 2
WIG 60% WC + 40% Stellite 6 41,67
* Stanoveno na přístroji s pryžovým kotoučem podle ASTM G65, etalon – ocel AISI 1020 Současný sortiment představuje celou škálu návarových materiálů pro podmínky
abrazivního opotřebení, který umožňuje optimálně řešit problémy jednotlivých výrobních zařízení.
Tereščenko a Gavriš 67 zkoušeli odolnost proti erozivnímu opotřebení návarových slitin při teplotě 400°C. Zkoušeli vhodné návarové slitiny pro renovaci zvonových uzávěrů vysokých pecí.
Porušování při nárazu závisí na schopností materiálu odolávat vnikání abraziva t.j na tvrdostí slitiny, přesněji mikrotvrdostí jeho strukturních složek, jejich vlastnostech, podílu a na geometrií. V případě kompozitu – jeho odolnost není dána makrotvrdostí, ale ochranným účinkem velkých tvrdých karbidů WC, které chrání nedostatečně pevné pojivo před odstraňováním dopadajícími erozivními částicemi. S růstem úhlu nárazu roste intenzita normálné složky nárazu částic a roste jejich vnikání do povrchu. Otěr roste a nemusí být v souladu s celkovou tvrdostí návarové slitiny, protože nedostatečná pevnost matrice může způsobovat obnažení karbidů, jejich vylamování, vytrhávání a vyrážení. Zpevnění matrice ve slitině zvyšuje její otěruvzdornost. Při nejnevýhodnějším poměru normálných a tangenciálních sil vnikání částic, tj. při úhlu nárazu 30-45°, může otěr dosahovat svého maxima. Při úhlech nárazu větších než 45° otěr roste málo nebo se i snižuje, což souvisí se strukturními zvláštnostmi slitin.
Tab. 41 Výsledky zkoušek návarů 67 Podmínky zkoušení: vzduchové tryskací zařízení, rychlost částic – není známa, úhel nárazu – 10, 30 a 75°, tlak vzduchu – 2,3 atm, teplota – 400°C, abrazivo – křemenný písek, koncentrace – 10 hmot.%, průměr trysky – 3,5 mm, vzdálenost ústí trysky od vzorku – 20 mm. Slitina Tvrdost Poměrná odolnost proti
erozivnímu otěru Poloha v řadě
otěruvzdorností α~10° α~30° α~75° α<30° α>45°
Slinuté karbidy (VK-6, VK-8, VK-15)*
85 HRA 32,4 19,6 4,3 1 1
Kompozitní slitina na bázi karbidů W
74 HRA 11,1 6,1 3,4 2 2
Návar na bázi karbidů Cr se zpevněnou matricí
60-64 HRC
6,5 2,8 1,4 3 3
Vysokochromové a CrW oceli a litiny 300Ch25N3S3, 300Ch10V14, 70Ch20R3, 3Ch2V8 (návary)
48-56 HRC
2,6-5,4
0,9-2,2
0,7-0,9
4 6
Uhlíkové nízko- a střednělegované oceli (TZ oceli 45, U8, Ch12 a návary 150Ch4, 150C12M)
42-58 HRC
2,1-2,4
1,1-1,5
1,1-1,3
5 5
Ocel 45 žíhaná - etalon 180 HB 1,0 1,0 1,0 6 4 Pozn. * - číslo značí procento Co ve slinutém karbidu.
Levin a kol. 68 zkoušeli skupinu návarových materiálů v podmínkách erozívního opotřebení částicemi při teplotě 400°C. Chemické složení zkoušených návarových slitin je uvedeno v tab. 42. Návary byly naneseny na uhlíkovou ocel AISI 1018, tloušťka návaru -1,8-4,3 mm.
Houževnaté materiály, které jsou schopny deformačního zpevnění do velké hloubky, mají dobrou odolnost proti erozívnímu opotřebení při kolmém nárazu částic. Zajímavý je experimentálně zjištěný poznatek, že návary mají větší poměrný objemový otěr než tvářené slitiny stejného chemického složení [69]. Experimenty též prokázaly, že tvrdost návaru při 20°C nemůže být kriteriem pro výběr návarů, které mají odolávat erozívnímu opotřebení při zvýšené teplotě.
Tab. 42 Směrné chemické složení návarů 68 Návar Směrné chemické složení (%)
Tab. 43 Mikrostruktura a odolnost návarů a tvářených slitin proti erozivnímu opotřebení 68 Podmínky zkoušení: vzduchové tryskací zařízení, rychlost částic – 40±5 m/s, úhel nárazu – 30° a 90°, teplota – 400°C, abrazivo – hranaté částice Al2O3, koncentrace – 8,56 mg mm-2s, velikost částic 300 µm. Slitina Mikrostruktura návaru Tvrdost
Velmi důležitou skupinu návarových slitin s vysokou odolností proti erozivnímu
opotřebení částicemi představují bílé chromové litiny. Stevenson a Hutchings 58 studovali vliv tvrdosti eroziva na erozi návarů na bázi bílých chromových litin při použití sintru, křemenného písku a SiC při 40 m/s a úhlu nárazu 90°. Nalezli výrazné rozdíly v řazení bílých litin v závislosti na tvrdosti erozivních částic a úhlu nárazu. Velký podíl karbidů příznivě ovlivňuje odolnost proti erozi měkčími erozivními částicemi, kdy dochází pouze k odštipování hran karbidů a odstraňování matrice řezáním, rýhováním a povrchovou únavou. Při erozí tvrdými částicemi byly dominantními erozivními mechanizmy řezání, rýhování a povrchová únava matrice a lomy karbidů. Maximální rychlost eroze nastala při úhlu nárazu 60-90° v závislosti na slitině a tvrdosti erozivních částic.
Sapate a Rama Rao [70,71] rovněž zjistili značné rozdíly v řazení návarových materiálů, když jsou erodovány různými druhy erozivních částic. Změny poměrného erozivního opotřebení v závislosti na objemovém podílu karbidů byly významně ovlivňovány tvrdostí erozivních částic, úhlem nárazu a dopadovou rychlostí. Při málo intenzívních podmínkách eroze, kdy tvrdost částic je menší než tvrdost karbidů, rostoucí podíl karbidů má pozitivní vliv, kdežto při intenzívní erozi tvrdými částicemi má rostoucí podíl karbidů negativní účinek. Malé rozdíly byly mezi bílými litinami, byly-li erodovány křemenným pískem nebo karbidem křemíku při kolmém dopadu částic. Při použití částic aglomerátu bílé litiny měly významně nižší poměrné erozivní otěry než nízkouhlíková ocel. Návary s větším objemovým podílem karbidů měly nejlepší odolnost proti erozi měkkými částicemi. Při malých úhlech nárazu se karbidy neporušují snadno a mohou chránit matrici.
6. Elektrochemické a chemicky vyloučené povlaky
Elektrochemické povlaky vznikají při průchodu proudu na povrchu součástí a nástrojů ponořených do vodných roztoků solí kovů (elektrolytů). Elektrolyty obsahují kromě solí i další přísady zlepšující některé parametry povlaku - adhezi, jemnozrnnost a pod. Elektrochemické pochody dovolují vytvořit povlaky, které nelze připravit běžnými metalurgickými postupy. Jejich struktura se výrazně liší od struktury povlaků připravených
jinými postupy. Pro podmínky abrazívního opotřebení lze použít povlak tvrdého chrómu (do 250 μm), případně kompozitní povlaky s tvrdými částicemi (nitrid bóru, diamant).
Výběr povlaku do podmínek erozivního opotřebení závisí na intenzitě a na typu eroze. Při erozi pevnými částicemi a malém úhlu nárazu, kde opotřebení je podobné abrazi, se požaduje vysoká tvrdost povlaků. Pro nárazové úhly částic blízké 90° se houževnatost povlaku stává důležitou.
Elektrochemické povlaky mohou zvýšit odolnost proti erozivním částicím pouze v případech velmi jemných zaoblených částic, které naráží na jejich povrch při malých úhlech nárazu. Celková hloubka vniknutí do povlaku musí být jen malou částí celkové tloušťky povlaku.
Autokatalytické povlaky Ni-P nebo Ni-B mají mnohé aplikace v podmínkách koroze a kombinace opotřebení a koroze. U povlaků Ni-P s tloušťkou 25-50 μm se dosahuje tvrdost 500 HV a po vytvrzení při teplotě 400°C/1h se může docílit tvrdost až 1000 HV. Kompozitní chemicky vyloučené povlaky Ni-P s karbidy SiC mají výbornou odolnost proti opotřebení částicemi. S rostoucím obsahem SiC v povlaku se zvyšuje tvrdost, modul pružnosti, mez kluzu a pevnost, klesá tažnost [72]. Podle Lure [73] kompozitní povlak Ni-P může obsahovat 20-25% obj. tvrdých částic (oxidy, SiC, diamant). Povlak Ni-P-SiC má po nanesení tvrdost 500-550 HV a po vytvrzení lze dosáhnout tvrdost 1000 – 1400 HV. Kompozitní povlaky je možné použít až do teploty 500°C. V některých aplikacích mohou s úspěchem nahradit galvanické povlaky tvrdého chrómu (viz tab. 44).
Pro podmínky erozivního opotřebení jemnými částicemi lze použít povlak tvrdého chrómu nebo chemicky vyloučeného niklu (do 250 μm), případně kompozitní povlaky s tvrdými částicemi (nitrid bóru, diamant).
Zkoušky erozivního opotřebení hydrosměsí různých kovových, keramických a polymerních povlaků ukázaly, že rychlosti eroze byly povlaku tvrdého Cr a u vytvrzeného chemicky vyloučeného kompozitního povlaku Ni-P s částicemi SiC nižší než uhlíkové a korozivzdorné oceli při malých úhlech nárazu (< 30°) a malých kinetických energiích částic. Aplikací povlaku tvrdého chromu na podklad – ocel 40Ch – došlo k výraznému zvýšení odolnosti proti erozi částicemi [74].
Tab. 45 Porovnání odolností proti opotřebení oceli 40Ch a oceli 40Ch s povlakem tvrdého Cr [74] Podmínky zkoušení: speciální přístroj s prouděním hydrosměsi prstencovou mezerou 1-1,2 mm, v = 19,2 – 23,1 m/s, směs vody a hlíny γ – 1,2 g/cm3 , doba zkoušení – 1 hodina. Označení materiálu Tvrdost Střední hmotnostní
Elektrochemické povlaky Cr a chemicky vyloučený povlak Ni mohou zvýšit odolnost proti erozívnímu opotřebení slitin Al [76,77]. Maximum závislosti opotřebení na úhlu nárazu je u Cr povlaků mezi 50 – 60°, u chemického niklu při 60°. Tab. 47 Odolnost proti erozivnímu opotřebení Al slitiny VD-17 po galvanickém chromování a chemickém niklování [76] Typ povlaku Mikrotvrdost Modul pružnosti
Povrchové otěruvzdorné vrstvy a otěruvzdorné povlaky mohou pozitivně ovlivnit odolnost kovových materiálů proti abrazivnímu a erozivnímu působení tvrdých, převážně minerálních částic. V současné době je možné na podkladě podrobné analýzy procesů opotřebení a přípustné velikosti opotřebení zvolit povrchovou úpravu, která může podstatně zvýšit životnost a spolehlivost jednotlivých součástí i konstrukčních uzlů.
Vzhledem k specifickým podmínkám přípravy a aplikace tenkých povlaků vytvářených metodami PVD a CVD, které jsou vhodné především do podmínek adhezívního opotřebení, není tato oblast povrchových úprav ve studii zpracována. Literatura [1] Z.M. Gamolskaja, V.M. Guterman, M.M. Kotina, Povyšenije iznosostojkosti detalej gidromašin. MITOM 1965 (11) 33-37 [2] O.V. Roman, Je.V. Zvonarev, L.I. Frajman, L.N. Djačkova, Gidroabrazivnyj iznos poroškovych legirovannych stalej, podvergnutych chimikotermičeskoj obrabotke. Sborník mezinárodní konference „Trenije, iznos i smazočnyje materiály“, Taškent 1985, (II) 185-189 [3] J. Suchánek, E. Zdravecká, Abrasion and erosion resistance of selected coatings and surface layers. In J. Suchánek (Ed.) Proc. Int. Conference Pragotrib 2004, Praha,Czech Tribology Society, 2004 (93-104) ISBN 80-239-3123-7.
[4] J. Suchánek, E. Zdravecká, Abrasion Resistance of Selected Coatings and Surface Layers. Problemy eksploatacji – Maintenance problems 15 (2005) (2) 149-159 [5] J. Suchánek, E. Zdravecká, Abrasion and erosion resistance of selected coatings and surface layers. Proceedings of the 4th International Tribology Conference, TRIBOLOGY OF SURFACE LAYERS AND COATINGS, PRAGOTRIB 2004, Praha, 17-18 červen 2004, 12 str. [6] K.C. Chen, J.L. He, W.H. Huang, T.T. Yeh, Study on the solid-liquid erosion resistance of ion-nitrided metal. Wear 252 (2002) 580-585 [7] K. Stewart, Boronizing Protects Metals Against Wear. Advanced Materials & Processes, (1997) (3) 23-25 [8] E. Atik, U. Yunker, C. Meric, The effects of conventional heat treatment and boronizing on abrasive wear and corrosion of SAE 1010, SAE 1040, D2 and 304 steels. Tribology Intern. 36 (2003) 155-161 [9] A.G. Wang, I.M. Hutchings, Mechanisms of abrasive wear in a boronized alloy steel. Wear 124 (1988) 149-163 [10] V.M. Golubec, V.V. Kozub, K.P. Tabinskij, Iznosostojkost termičeski i chimiko-termičeski obrabotannych stalnych izdelij při naličiji abrazivnoj proslojki. F.Ch.M.M. (1975) (4) 73-77 [11] Li Liu, G. Ling, T. Liu, J. Li, Erosion behavior and mechanism of boronized steels. Journal of Zhejiang University SCIENCE 3 (2002) (3) 278-282 [12] O. Ambrož, J. Kašpar, Žárové nástřiky a jejich průmyslové využití. SNTL, Praha, 1990, 318 str. [13] Š. Houdková-Šimůnková, R. Enžl, O. Bláhová, Žárové nástřiky moderní technologie povrchových úprav. 2003http://www.kmm.zcu.cz/CD/index.htm [14] E. Smrkovský, J. Suchánek, J. Bakula, V. Kuklík, J. Dvořák, Odolnost proti abrazívnímu opotřebení čs. návarových materiálů. Sborník přednášek XVII Dny svařovací techniky, 1986, Vamberk, 45-56 [15] M. Vocel, V. Dufek, Tření a opotřebení strojních částí, SNTL, Praha, 1976, 374 str. [16] M. Vocel, Stanovení odolnosti proti abrazívnímu opotřebení u nástřiků typu Colmonoy. SVÚM, Z- 8/1967 [17] G. Racz, Zhodnotenie vlastností prídavných materialov a nástrekov proti abrazívnému a erozívnému opotrebeniu. Výzkumná zpráva VUZ Bratislava, 1974 [18] E. Smrkovský, Československé návarové slitiny pro práci v podmínkách abraze. Sborník „Vlastnosti otěruvzdorných ocelí a materiálů“, DT ČSVTS – Ústí nad Labem, 1991, 144-160 [19] M. Jones, A.J. Horlock, P.H. Shipway, D.G. McCartney, J.V. Wood, A comparison of the abrasive wear behaviour of HVOF sprayed titanium carbide- and titanium boride-based cermet coatings. Wear 251 (2001) 1009-1016 [20] R.W. Smith, M. Mohanty, E. Stessel, A. Verstak, Self-propagating high-temperature synthesis (SHS) of thermal spray powders. In: Proceedings of the International Thermal Spray Conference, Kobe, Japan, May 1995, 1121-1126 [21] Y.C. Zhu, a kol.: Tribological properties of nanostructured and conventional WC-Co coatings deposited by plasma spraying. Thin Solid Films 388 (2001) 277-282 [22] D.A. Stewart, a kol.: Abrasive wear behavior of conventional and nanocomposite HVOF-sprayed WC-Co coatings. Wear 225-229 (1999) 789-798
[23] A.J. Ninham, A.V. Levy, The erosion of carbide-metal composites. Wear 121 (1988) 349–361. [24] M.G. Gee, R.H. Gee, I. McNaught, Stepwise erosion as a method for determining the mechanisms of wear in gas borne particulate erosion. Wear 255 (2003) 44–54 [25] R.J.K. Wood, B.G. Mellor, M.L. Binfield, Sand erosion performance of detonation gun applied tungsten carbide/cobalt-chromium coatings. Wear 211 (1997) 70-83 [26] K. Haugen, O. Kvernvold, A. Ronold, R. Sandberg, Sand erosion of wear-resistant materials: Erosion in choke valves. Wear 186-7 (1995) 179-188 [27] J. Barber, B.G. Mellor, R.J.K. Wood, The development of sub-surface damage during high energy solid particle erosion of a thermally sprayed WC-Co-Cr coating. Wear 259 (2005) 125-134 [28] S.F. Wayne, S. Sampath, Structure/property relationships in sintered and thermally sprayed WC-Co. J. Therm. Spray Technol. 1 (1992) (4) 866-869 [29] E. López-Cantera, B.G. Mellor, Fracture toughness and crack morphologies in eroded WC-Co-Cr thermally sprayed coatings. Mater. Lett. 37 (1998) (4-5) 201-210 [30] P. Vuoristo, K. Niemi, T. Mäntylä, L.-M. Berger, M. Nebelung, Comparison of Different Hard, Metal-Like Coatings Sprayed by Plasma and Detonation Gun Processes. Proc. of the 8th National Thermal Spray Conference, 11-15 September 1995, Houston, Texas, 309-315 [31] L.-M. Berger, W. Hermel, P. Vuoristo, T. Mäntylä, W. Lengauer, P. Ettmayer, Structure, Properties and Potentials of WC-Co, Cr3C2-NiCr and TiC-Ni-Based Hardmetal-like Coatings. In C.C. Berndt (Ed.) Thermal Spray: Practical Solutions for Engineering Problems, published by ASM International, Materials Park, Ohio-USA, 1996, 89-96 [32] J.K.N. Murthy, D.S. Rao, B. Venkataraman, Effect of grinding on the erosion behaviour of a WC-Co-Cr coating deposited by HVOF and detonation gun spray processes. Wear 249 (2001) 592-600 [33] I.M. Hutchings, Tribology. Friction and Wear of Engineering Materials. Edward Arnold Publication, Paris, 1992 [34] E. Zdravecká, J. Tkáčová, Erozívne opotrebenie. Strojárstvo (2010) (3) 73-74 [35] L.-M. Berger, S. Saaro, T. Naumann, M. Wiener, V. Weihnacht, S. Thiele, J. Suchánek, Microstructure and properties of HVOF-sprayed chromium alloyed WC-Co and WC-Ni coatings. Surf. Coat. Technol. 202 (2008) (18) 4417-4421 [36] A.G. Davis, D.H. Boone, A.V. Levy, Erosion of ceramic thermal barrier coating. Wear 110 (1986) 101-116 [37] H.S. Sidhu, B.S. Sidhu, S. Prahash, Solid particle erosion of HVOF sprayed NiCr and Stellite-6 coatings. Surface & Coatings Technology 202 (2007) 232-238 [38] A.V. Levy, The erosion corrosion behavior of protective coatings. Surf. Coat. Technol. 36 (1988) 387 - 406 [39] P. Kulu, I. Hussainova, R. Veinthal, Solid particle erosion of thermal sprayed coatings. Wear 258 (2005) 488-496 [40] B.Q. Wang, Z.R. Shui, The hot erosion behavior of HVOF chromium carbide-metal cermet coatings sprayed with different powders. Wear 253 (2002) 550-557 [41] B.Q. Wang, Hot erosion behavior of two new iron-based coatings sprayed by HVCC process. Wear 255 (2003) 102-109
[42] S.-G. Liu, J.-M. Wu, S.-C. Zhang a kol., High temperature erosion properties of arc-sprayed coatings using various cored wires containing Ti-Al intermetallics. Wear 262 (2007) str. 555-561 [43] M.A. Uusitalo, P.M.J. Vuoristo, T.A. Mäntylä, Elevated temperature erosion-corrosion of thermal sprayed coatings in chlorine containing environments. Wear 252 (2002) 586-594 [44] D.W. Wheeler, R.J.K. Wood, Erosion of hard surface coatings for use in offshore gate valves. Wear 258 (2005) 526-536 [45] C. Verdon, A. Karimi, J.L. Martin, Microstructural and analytical study of thermally sprayed WC-Co coatings in connection with their wear resistance. Mater. Sci.Eng. A 234-236 (1997) 731-734 [46] P.H. Shipway, I.M. Hutchings, The role of particle properties in the erosion of brittle materials. Wear 193 (1996) 105-113 [47] B.S. Mann, Vivek Arya, A.K. Maiti, M.U.B. Rao, Pankaj Joshi, Corrosion and erosion performance of HVOF/TiAlN PVD coatings and candidate materials for high pressure gate valve application. Wear 260 (2006) 75-82 [48] C.N. Machio, G. Akdogan, M.J. Witcomb, S. Luyckx, Performance of WC-VC-Co thermal spray coatings in abrasion and slurry erosion tests. Wear 258 (2005) 434-442 [49] B.S. Mann, High-energy particle impact wear resistance of hard coatings and their application in hydroturbines. Wear 237 (2000) 140-146 [50] S.L. Liu, X.P. Zheng, G.Q. Geng, Influence of nano-WC-12Co powder addition in WC-10Co-4Cr AC-HVAF sprayed coatings on wear and erosion behaviour. Wear 269 (2010) 362-367 [51] R.J. Dawson, a kol.: Selection and use of hardfacing alloys. Welding J. 61 (1982) (11) 15-23 [52] Yochum, J.R.: Hardfacing: Tips and techniques to prevent wear. The American Welder, 2000, Jan./Febr., str. 16-17 [53] Chatterjee, S. – Pal, T.K.: Wear behavior of hardfacing deposits on cast iron. Wear, 255, 2003, str. 417-425 [54] J. Suchánek, E. Smrkovský, P. Blaškovič, N.A. Grinberg, Erosive and hydroabrasive resistance of hardfacing materials. Wear 233-235 (1999) 229-236 [55] I. Finnie, Erosion of surface by solid particles. Wear 3 (1960) 87-103
56 J.G.A. Bitter, A Study of Erosion Phenomena. Part I. and II. Wear 6 (1963) 5-21, 169-190
57 G.L. Sheldon, I. Finnie, Trans. On the Ductile Behavior of Nominally Brittle Materials During Erosive Cutting. ASME ser.B, J. Engng for Industry (1966) Nov., 366-40
58 A.N.J. Stevenson, I.M. Hutchings, Wear of hardfacing white cast irons by solid particle erosion. Wear 186-187 (1995) 150-158
59 G.M. Sorokin, O prirode erozijnogo iznašivanija.Vestnik mašinostrojenija (1996) (4) 3-6 [60] M.M. Chruščov, M.A. Babičev, Abrazivnoje iznašivanije. Izd. Nauka, Moskva, 1970 [61] J. Adamka, M. Proksa, Otěruvzdorné materiály na báze Fe-C-Cr-B. Zvaranie 28 (1979) (10) 294-297 [62] M. Brožek, Abrazívní opotřebení návarů. Zváranie 46 (1997) (4) 83-86
[63] M.F. Buchely, J.C. Gutierrez, L.M. León, A. Toro, The effect of microstructure on abrasive wear of hardfacing alloys. Wear 259 (2005) 52-61 [64] R.D. Arnell, P.B. Davies, J. Halling, T.L. Whomes, Tribology Principles and Design Applications, Macmillan, 1991, 68 [65] M. Vite, M. Castillo, L.H. Hernández, G. Villa, I.H. Cruz, D. Stéphane, Dry and wet abrasive resistance of Inconel 600 and stellite. Wear 258 (2005) 70-76 [66] N.N., Stellite Alloys for Outstanding Resistance to Abrasive Wear, Adhesive Wear, Cavitation, Erosion. Katalog fy Cabot Stellite Division
67 A.F. Tereščenko, V.A Gavriš, Stojkost splavov při gazoabrazivnom iznašivaniji. FChMM 7 (1971) (4) 56-59
