eng
TS_pub
technospheramag
technospheramag
ТЕХНОСФЕРА_РИЦ
Выпуск #3/2023
В. П. Бирюков
Влияние режимов лазерной обработки чугунов на параметры зон упрочнения и их триботехнические свойства
Влияние режимов лазерной обработки чугунов на параметры зон упрочнения и их триботехнические свойства
Просмотры: 1382
DOI: 10.22184/1993-7296.FRos.2023.17.3.198.208
Представлены результаты металлографических и триботехнических испытаний чугунов в парах трения со сталью 40Х. Показано, что использование поперечных колебаний лазерного луча при обработке значительно повышает ее производительность, исключает возникновение поверхностных дефектов, возникающих при воздействии излучения расфокусированным лучом на поверхность образцов из чугунов. Установлено, что лазерное термическое упрочнение в зависимости от режимов обработки значительно снижает коэффициенты трения и повышает микротвердость в 4–6 раз и износостойкость модифицированных поверхностей чугунов в 2,5–3,5 раза по сравнению с их исходным состоянием.
Представлены результаты металлографических и триботехнических испытаний чугунов в парах трения со сталью 40Х. Показано, что использование поперечных колебаний лазерного луча при обработке значительно повышает ее производительность, исключает возникновение поверхностных дефектов, возникающих при воздействии излучения расфокусированным лучом на поверхность образцов из чугунов. Установлено, что лазерное термическое упрочнение в зависимости от режимов обработки значительно снижает коэффициенты трения и повышает микротвердость в 4–6 раз и износостойкость модифицированных поверхностей чугунов в 2,5–3,5 раза по сравнению с их исходным состоянием.
Теги: cast iron coefficients of friction microhardness wear resistance износостойкость коэффициенты трения микротвердость термическое упрочнение чугун
Влияние режимов лазерной обработки чугунов на параметры зон упрочнения и их триботехнические свойства
В. П. Бирюков
Институт машиноведения им. А. А. Благонравова РАН, Москва, Россия
Представлены результаты металлографических и триботехнических испытаний чугунов в парах трения со сталью 40Х. Показано, что использование поперечных колебаний лазерного луча при обработке значительно повышает ее производительность, исключает возникновение поверхностных дефектов, возникающих при воздействии излучения расфокусированным лучом на поверхность образцов из чугунов. Установлено, что лазерное термическое упрочнение в зависимости от режимов обработки значительно снижает коэффициенты трения и повышает микротвердость в 4–6 раз и износостойкость модифицированных поверхностей чугунов в 2,5–3,5 раза по сравнению с их исходным состоянием.
Ключевые слова: чугун, термическое упрочнение, коэффициенты трения, микротвердость, износостойкость
Статья получена: 03.04.2023
Статья принята: 25.04.2023
Введение
Чугуны широко используются в промышленности из-за их превосходных литейных свойств, обрабатываемости, механических свойств и низкой стоимости. Например, высокопрочный и ковкий чугуны часто используется для изготовления деталей типа: вал, коленчатый вал, ось, втулка цилиндра двигателя, шестерня и другие на транспорте и промышленном оборудовании [1, 2]. По сравнению со сталями и другими чугунами серый чугун (GI) обладает рядом превосходных механических свойств, таких как хорошая обрабатываемость и поглощение вибраций. Наличие графитовых хлопьев в матрице повышает износостойкость GI. Серый чугун часто используется при изготовлении коленчатых валов для компрессоров, направляющих станков, шестерен, поршневых колец и гильз цилиндров для дизельных двигателей [3–5].
Эксперименты по лазерному термическому упрочнению образцов [6] серого чугуна с размерами 20 × 10 × 7 мм проводились на волоконно-оптической лазерной системе непрерывного действия при мощности лазера 250, 300 и 350 Вт, скорости лазерного сканирования 1, 3 и 5 мм/с, диаметр лазерного луча составляет 1,4 мм, фокусное расстояние от заготовки до лазерного сопла составляет 173 мм, а расход защитного газа аргона составляет 10 л / мин. При постоянной скорости лазерного сканирования 1 мм/с и увеличении мощности лазерного луча с 250 Вт, 300 Вт и 350 Вт соответственно, микротвердость закаленных лазером дорожек изменялась с 780, 792 и 819 HV0.3 соответственно, что означает, что с увеличением мощности лазерного луча увеличивалось значение микротвердости. При увеличении скорости лазерного сканирования с 1 до 5 мм/с значение микротвердости для образцов, обработанных лазером, уменьшается с 819, 728 и 666 HV0.3 соответственно при постоянной мощности лазера 350 Вт.
Образцы серого чугуна [7] с размерами 40 × 10 × 8 мм были вырезаны из автомобильного цилиндра для лазерной термическая обработки их поверхности. Обработка поверхности проводилась с использованием импульсного Nd : YAG-лазера (λ = 1,06 мкм) с многомодовым пространственным распределением луча в защитной атмосфере аргона. Средняя величина коэффициента поглощения для серого чугуна составляло 32,3 ± 2,0%.
Для отдельных импульсов максимальная глубина составляла 190 мкм, а максимальный диаметр 880 мкм. Микротвердость была измерена на глубине 50 мкм, и ее максимальные значения составили 900 HV. Полученная твердость изменялась от 650 до 900 HV, в зависимости от глубины в упрочненном слое.
Исследованию подвергали образцы [8] серого чугуна с размерами 45 × 20 × 10 мм. Лазерную обработку выполняли при токе 120 А, диаметре лазерного пятна 2 мм, скорости сканирования 2 мм / с, с частотой следования импульсов 6 Гц, длительностью 8 мс. Испытание на износ при возвратно-поступательном скольжении керамического шарика диаметром 4 мм по закаленному лазером плоскому образцу с использование масла PAO4. Направление движения шарика было перпендикулярно дорожкам, закаленным лазером. Начальное положение при возвратно-поступательного движении находилось вблизи края упрочненной лазером дорожки. Зона лазерной обработки с оплавлением поверхности имеет высокую твердость, приблизительно 67HRC. Износостойкость упрочненных лазером образцов была значительно выше, чем серого чугуна в исходном и объемно закаленном состояниях.
В данном исследовании [9] использовали образцы размером 20 × 10 × 5 мм аустенитного ковкого чугуна ADI. Параметры лазерной обработки варьировались в пределах мощности луча 800–1 500 Вт, скорости сканирования 20–60 мм / с, диаметра луча 1 мм с оплавлением поверхности и с дефокусировкой луча 20 мм при мощности излучения 800–1 200 Вт, скорости 60 мм / с без оплавления поверхности образцов соответственно. Чтобы избежать чрезмерного окисления, облучение проводили с использованием защитного газа аргона с расходом 6 л / мин по центру пучка. Испытания на износ выполняли по схеме «штифт – диск (сталь НRC 63)». Глубина зон закалки в режиме оплавления составила 320–500 и 120–300 мкм при мощности 800–1 200 Вт и скорости обработки 20 и 40 мм/с соответственно. Микротвердость в зоне оплавления изменялась в широких пределах 500–1 000 HV и достигала своих максимальных значений на глубине 150–250 мкм в зависимости от режима облучения. При лазерном упрочнении без оплавления поверхности образцов микротвердость составляла 800–1 200 HV и была значительно выше, чем у оплавленных образцов и подложки, имеющей твердость 350–450 HV. Линейный износ образцов составил 28, 57 и 110 мкм на пути трения 200 м без оплавления поверхности, с оплавлением и материала основы соответственно.
Ковкий чугун [10] был изготовлены в виде отливок и разрезан на образцы с диаметром 63 мм толщиной 7,6 мм. Затем эти образцы подвергали аустенитной обработке в течение 20 мин при температуре 832 °C, для перехода микроструктуры перлита в аустенит. При следующем этапе термообработки образцы с микроструктурой аустенита быстро помещали в печь с более низкой температурой при 232 °C, 288 °C, 398 °C для проведения процесса аустенизации в течение 120 мин для преобразования микроструктуры аустенита в микроструктуру бейнита. Твердость образцов после термообработки составила 52 (232 °C), 48 (288 °C) и 33 (398 °C) HRC. Лазерное упрочнение поверхности выполняли с использованием лазерного пятна диаметром 2 мм. Расстояния между дорожками закалки были 1,5 мм, 3 мм и 4 мм. Для испытаний использовали машину трения UMT3 при движении шарика (диаметром 4 мм, 75HRC) по диску с длиной хода 10 мм. Испытания проводили при нормальной нагрузке 400 Н, частоте возвратно-поступательных движений 2 Гц, в течение 50 мин при полном погружении образца в масло PAO4. Наибольшей износостойкостью обладали образцы с расстоянием между дорожками 4 мм с твердостью после объемной термической обработки при 232 °C.
Образцы ковкого чугуна [11] GJS‑400-18 (основная ферритная структура) и GJS‑700-2 (основная перлитная структура) были получены путем резки отливок с размерами 50 × 40 × 30 мм. Процесс лазерного упрочнения выполняли на установке Laserline, LDF‑3000-100, Германия. Фокусное расстояние лазера до поверхности образца составляет 195 мм. Интенсивность лазерного излучения составляла 5,69–6,28 Дж / мм3. Испытания на износ при сухом скольжении выполняли по схеме «шар – плоскость» в режиме возвратно-поступательного линейного перемещения при комнатной температуре в соответствии со стандартом ASTM G133-05. Самое высокое значение твердости 1 054 HV было получено при обработке GJS‑700-2 излучением лазера с интенсивностью 6,28 Дж/мм3. Максимальная твердость образца GJS 400 составляла 924 HV при той же интенсивности излучения. Это можно объяснить тем фактом, что процентное содержание перлита в GJS‑400 в пять раз ниже, чем в GJS‑700. Значения потерь объема при износе образцов GJS 400 и GJS 700 при нагрузке 5 Н очень близки друг к другу, и они составили 4,82 × 10–3 мм3 и 4,72 × 10–3 мм3 соответственно. Объемные потери образцов закаленных лазерным лучом при нагрузке 5Н составили 3,54 × 10–3 мм3 и 3,27 × 10–3 мм3 для GJS 400 и GJS соответственно.
Образцы высокопрочного чугуна [12] с шаровидным графитом GGG‑60 упрочняли лучом волоконного лазера модели YFL‑600 с максимальной мощностью 600 Вт с подачей для защиты от окисления газообразного аргона с расходом 25 л/мин. Металлографические исследования показали, что структура мартенсита имела твердость выше 1 000 HV. Глубина и ширине дорожек закалки при мощности излучения 500 Вт составила 0,80 мм и 4,3 мм соответственно. Установлено, что диапазон изменения твердости образца перекрытием дорожек 50% меньше, чем у образца перекрытием 20%.
Лазерное упрочнение ковкого чугуна ADI [13] выполнялась на непрерывном СО2-лазере с различным рисунком пятен закалки: отдельные пятна (расстояние между пятнами равно диаметру одного пятна) (LS), смежные (неперекрывающиеся) пятна (LA), перекрывающиеся пятна с перекрытием приблизительно 50% (LO). Испытания на износ проводились по схеме «штифт (диаметр 5 мм) – диск (сталь AISI D2,60 HRC)». Испытания проводились при граничной смазке с использованием масла AGIP Rotra LSX 75W‑90, при давлении 10 МПа и частоте вращения 1 450 мин−1. Испытания на контактную усталость выполняли на модифицированном четырехшариковом тестере (шар сталь 100Cr6 диаметром 12,7 мм) при нагрузке 300 Н и контактном давлении по Герцу 2,5 ГПа. Отдельные пятна, закаленные лазером, имели мартенситную структуру с твердостью 770 HV глубиной 150 мкм. Твердость перекрывающихся пятен варьировалась от 450 до 650 HV. Испытания на износ при граничной смазке показали, что образцы, закаленные лазером, показали лучшие результаты, чем образцы без лазерной обработки. Образцы ADI, с упрочненными лазером пятнами, отделенными друг от друга, выдержали 2,7 × 104 цикла, а поверхности образцов из смежных пятен показали усталостную долговечность контакта при качении 6,9 × 105 циклов.
Материалом образцов, использованных в исследовании [14], был серый чугун ASTM A48 – класс 30 с размерами 10 × 10 × 10 мм, который применяется в автомобильном производстве для изготовления цилиндров, тормозных барабанов и поршней. Лазерное упрочнение выполняли на волоконном лазере мощностью 10 кВт, с энергией импульса 100 мкДж, частотой повторения 3–500 кГц. Для испытаний на износ по схеме «диск – палец» по стандарту ASTM-F732–82 использовалась машина трения с частотой вращения двигателя 490 мин−1. Путь трения по диску составлял 82 мм, скорость скольжения 3,5 мм / мин, время испытаний 15, 20, 35, 50 и 65 мин. Глубина слоя расплава была измерена по среднему из пяти значений, составляла 0,3456, 0,462 и 0,5728 мм для различных длительностей импульсов 0,75, 1 и 1,5 нс соответственно. Было установлено, что микротвердость уменьшалась с увеличением длительности импульса. Наименьшие потери массы закаленных образцов наблюдались при использовании импульса длительностью 0,75 нс. Снижение скорости износа составило 38–78%. Износостойкость после лазерной обработки увеличилась в два раза.
Два образца никель-хромового сплава из белого чугуна [15] были отлиты в формы в виде стержней с размерами размером 15 × 15 × 80 мм и 10 × 10 × 55 мм. Обработку поверхности выполняли на диодном лазере Nd : YAG, Rofin-Sinar мощностью 0,6, 0,8 и 1,0 кВт, скоростью перемещения луча 3, 4 и 5 мм / с при плотности мощности излучения 6–17 Дж / мм2. Испытание на износ выполняли по схеме «штифт – кольцо» без смазки для образцов после объемного термического упрочнения (ОТУ) и лазерного упрочнения (ЛУ) при комнатной температуре. Глубина зон упрочнения составляла 25–500 мкм при плотности мощности излучения 6, 17 Дж / мм2 соответственно. Микротвердость зон после лазерной закалки повысились почти в три раза с 580 до 1 455 HV. Оптимальные условия для повышения износостойкости соответствуют наибольшей плотности энергии лазера.
Целью нашей работы было определение влияния режимов обработки на параметры упрочненных зон и триботехнические характеристики модифицированных слоев.
Оборудование и методы исследований
Для лазерного упрочнения использовали образцы серого СЧ20 и ковкого КЧ чугунов с размерами 15 × 20 × 70 мм. Обработку образцов проводили на автоматизированном лазерном технологическом комплексе ИМАШ РАН. Для определения параметров упрочненных зон плотность и мощность излучения изменяли в пределах 20–60 Дж / мм2 (СЧ20) и 24–120 Дж / мм2 (КЧ60-3), скорость перемещения 7–10 мм / с и 2–9 мм / с, диаметр пятна 3,5–5,5 мм соответственно. Лазерное упрочнение проводили расфокусированным и с поперечными колебаниями луча с частотой 216 Гц. Металлографические исследования проводили с использованием цифрового микроскопа, металлографической системы ОМОС М1000 и микротвердомера ПМТ‑3.
Испытания на трение и износ проводили по схеме: «широкая сторона чугунного образца (СЧ20) – торец вращающейся втулки сталь 40Х, 49–53 HRC)». Скорость скольжения изменяли ступенчато в пределах 0,25–3,5 м/с при нагрузке 2 МПа. В зону трения подавали масло индустриальное И20 капельным способом.
Построение поверхностей отклика системы выполняли по уравнениям регрессии полученным с помощью полного факторного эксперимента по линейному уравнению [16].
Результаты экспериментальных исследований
Глубина и ширина зон легирования упрочнения серого чугуна СЧ20 расфокусированным и колеблющимся лучом изменялась в широких пределах и представлена на рис. 1. Максимальная ширина 6,5 мм и глубина 0,62 мм получена при поперечных колебаниях луча при обработке лучом диаметром 5,5 мм. Анализ геометрических параметров зон закалки чугуна показал повышение производительности обработки с поперечными колебаниями луча в 1,5–2 раза по сравнению с упрочнением расфокусированным пучком. Микротвердость образцов СЧ20 изменялась в пределах 6 890–11 760 МПа, большие ее значения наблюдались у поверхности образцов. На рис. 2 представлены микрошлифы зон упрочнения чугуна КЧ60-3, полученные на режимах обработки расфокусированным пучком диаметром 5,5 мм и с поперечными колебаниями луча. Лазерная закалка ковкого чугуна расфокусированным лучом при скорости сканирования меньше 7 мм / с приводила к дефектам типа раковин и наплывов на поверхности образцов. Поперечные колебания луча позволяли исключить подобные дефекты и варьировать глубину зон закалки из жидкого состояния в пределах 10–790 мкм. Максимальная глубина и ширина зон закалки КЧ60-3 составили 1,8 мм и 11,703 мм соответственно. Микротвердость зон лазерного упрочнения КЧ60-3 представлена на рис. 3. Максимальные значения микротвердости 12 100 МПа получены в зоне оплавления при обработке с поперечными колебаниями луча. Микроструктура зоны оплавления представлена на рис. 4. Она представляет собой аутенитно-мартенситную смесь.
Результаты определения коэффициентов трения от скорости скольжения пар трения сталь 40Х-СЧ20 представлены на рис 5. Максимальные коэффициенты трения 0,13–0,145 получены для материала основы СЧ20 с твердостью 180–210 НВ. Для всех образцов до скорости скольжения 1,5 м / с наблюдалось снижение коэффициентов трения. Минимальные значения коэффициентов трения 0,07–0,09 получены на образцах, обработанных при плотности энергии 46 Дж / мм2.
На рис. 6 представлены зависимости изменения интенсивности изнашивания образцов материала основы и упрочненных лазерным лучом. Износостойкость образцов возрастала с повышением плотности энергии в 2,5–3,5 раза по сравнению с материалом основы.
Обсуждение результатов
Полученные результаты показали, что при лазерной обработке чугунов микротвердость упрочненных слоев значительно возрастает по сравнению с материалом основы. Разработанная технология лазерного упрочнения с использованием поперечных колебаний луча имеет большую производительность, чем при закалке расфокусированным лучом. Процесс упрочнения с использованием лазерного излучения может быть применен к деталям типа шейка вала, коленчатым, кулачковым валам, втулкам цилиндров дизелей и другим деталям, выполенным из серых и ковких чугунов для увеличения ресурса их работы.
Заключение
Разработана технология лазерного упрочнения серого чугуна СЧ20 и ковкого чугуна КЧ60-3 с применением поперечных колебаний лазерного луча, что позволило повысить производительность обработки в 1,5–2,0. Повышение плотности энергии при лазерном упрочнении повышало износостойкость в 2,5–3,5 раза и снижало потери на трение в паре со сталью 40Х на 30–60% при смазке индустриальным маслом И20.
REFERENCES
Aliakbari K., Nejad R. M., Mamaghani T. A., Pouryamout P., Asiabaraki H. R. Failure analysis of ductile iron crankshaft in compact pickup truck diesel engine. Structures. 2022; 36:482–492. DOI: 10.1016/j.istruc.2021.12.034.
Artola G., Gallastegi I., Izaga J., Barrena M., Rimmer A. Austempered ductile iron (ADI) alternative material for high-performance applications. International Journal of Metalcasting. 2017; 11 (1):131–135. DOI: 10.1007/s40962‑016‑0085‑8.
Suh A., Patel J., Polycarpou A., Corny T. Scuffing of cast iron and Al390-T6 materials used in compressor applications. Wear. 2006; 260(7–8):735–44. DOI: 10.1016/j.wear.2005.04.013.
Keller J., Fridrici V., Kapsa P., Vidaller S., Huard J. Influence of chemical composition and microstructure of gray cast iron on wear of heavy duty diesel engines cylinder liners. Wear. 2007; 263 (7–12): 1158–64. DOI: 10.1016/j.wear.2007.01.091.
Truhan J., Qu J., Blau P. A rig test to measure friction and wear of heavy duty diesel engine piston rings and cylinder liners using realistic lubricants. Tribol. Int. 2005; 38 (3): 211–218. DOI:10.1016/j.triboint.2004.08.003.
Wagh, S.V., Ingole, S., Bhatt, D.V., Menghani, J.V., Rathod, M. J. Effect of Process Parameters on Surface Properties of Laser-Hardened Cast Iron. In: TMS 2019 148th Annual Meeting & Exhibition Supplemental Proceedings. The Minerals, Metals & Materials Series. Springer, Cham. 2019; 733–743. DOI: 10.1007/978‑3‑030‑05861‑6_72.
Monteiro W. A., Silva E. M.R., Silva L.V, Rossi W., Buso S. J. Microstructural and mechanical characterization of gray cast iron and AlSi alloy after laser beam hardening. Mater. Sci. For. 2010; 638–642; 769–774. DOI: 10.4028/www.scientific.net/MSF.638‑642.769
Wang B., Pan Y., Liu Y, Barber G. С., Qiu F., Hu M. Wear behavior of composite strengthened gray cast iron by austempering and laser hardening treatment. J. Mater. Res. Technol. 2020; 9 (2):2037–2043. DOI: 10.1016/j.jmrt.2019.12.036 2238–7854.
Roy А., Manna I. Laser surface engineering to improve wear resistance of austempered ductile iron. Materials Science and Engineering. 2001;.297: 85–93.
Han X., Zhang Z., Pan Y, Barber G. C. Yang H., Qiu F. Sliding wear behavior of laser surface hardened austempered ductile iron. Journal of Materials Research and Technology. 2020; 9 (6): 14609–14618. DOI: 10.1016/j.jmrt.2020.10.050.
Küçük Y., Altas E., Topcu M. E. A comparative analysis of the effect of laser surface treatment on the dry sliding wear behavior of ductile cast irons with different microstructures. Optik – International Journal for Light and Electron Optics. 2023; 274:170540. DOI: 10.1016/j.ijleo.2023.170540.
Ghaini F. M., Ameri M. H., Torkamany M. J. Surface transformation hardening of ductile cast iron by a 600w fiber laser. Optik. 2019; 163758. DOI: 10.1016/j.ijleo.2019.163758.
Zammit A., Abela S., Betts J. C., Michalczewski R., Kalbarczyk M., Grech M. Scuffing and rolling contact fatigue resistance of discrete laser spot hardened austempered ductile iron. Wear. 2019; 422–423: 100–107. DOI: 10.1016/j.wear.2019.01.061.
Abd Ali H. R., Khalid E. A., Alwan A. S., Jaddoa А. А. Effect of Fibre Laser Surface Treatment on Wear Resistance of Gray Cast Iron Astm A48. Journal of Mechanical Engineering Research and Developments. 2021; 44(2): 141–149.
Al-Sayed S.R., Elshazli А. М., Hussein А. Н. А. Laser Surface Hardening of Ni-hard White Cast Iron. Metals. 2020; 10:795. DOI: 10.3390/met10060795.
Biryukov V. P., Isakov V. V., Fedotov A. Y., Baulin D. A. Assessing the effect of laser processing modes on the parameters of hardened zones of steels and their wear resistance. Journal of Machinery Manufacture and Reliability. 2020; 49(7): 604–610. DOI: 10.3103/S1052618820070043.
Бирюков В. П., Исаков В. В., Федотов А. Ю., Баулин Д. А. Оценка влияния режимов лазерной обработки на параметры зон закалки сталей и их износостойкость. Проблемы машиностроения и автоматизации. 2020; 1: 28–35.
Об авторе
Бирюков В. П., к. т. н., Институт машиноведения им. А. А. Благонравова РАН, Москва, Россия.
ORCID: 0000-0001-9278-6925
В. П. Бирюков
Институт машиноведения им. А. А. Благонравова РАН, Москва, Россия
Представлены результаты металлографических и триботехнических испытаний чугунов в парах трения со сталью 40Х. Показано, что использование поперечных колебаний лазерного луча при обработке значительно повышает ее производительность, исключает возникновение поверхностных дефектов, возникающих при воздействии излучения расфокусированным лучом на поверхность образцов из чугунов. Установлено, что лазерное термическое упрочнение в зависимости от режимов обработки значительно снижает коэффициенты трения и повышает микротвердость в 4–6 раз и износостойкость модифицированных поверхностей чугунов в 2,5–3,5 раза по сравнению с их исходным состоянием.
Ключевые слова: чугун, термическое упрочнение, коэффициенты трения, микротвердость, износостойкость
Статья получена: 03.04.2023
Статья принята: 25.04.2023
Введение
Чугуны широко используются в промышленности из-за их превосходных литейных свойств, обрабатываемости, механических свойств и низкой стоимости. Например, высокопрочный и ковкий чугуны часто используется для изготовления деталей типа: вал, коленчатый вал, ось, втулка цилиндра двигателя, шестерня и другие на транспорте и промышленном оборудовании [1, 2]. По сравнению со сталями и другими чугунами серый чугун (GI) обладает рядом превосходных механических свойств, таких как хорошая обрабатываемость и поглощение вибраций. Наличие графитовых хлопьев в матрице повышает износостойкость GI. Серый чугун часто используется при изготовлении коленчатых валов для компрессоров, направляющих станков, шестерен, поршневых колец и гильз цилиндров для дизельных двигателей [3–5].
Эксперименты по лазерному термическому упрочнению образцов [6] серого чугуна с размерами 20 × 10 × 7 мм проводились на волоконно-оптической лазерной системе непрерывного действия при мощности лазера 250, 300 и 350 Вт, скорости лазерного сканирования 1, 3 и 5 мм/с, диаметр лазерного луча составляет 1,4 мм, фокусное расстояние от заготовки до лазерного сопла составляет 173 мм, а расход защитного газа аргона составляет 10 л / мин. При постоянной скорости лазерного сканирования 1 мм/с и увеличении мощности лазерного луча с 250 Вт, 300 Вт и 350 Вт соответственно, микротвердость закаленных лазером дорожек изменялась с 780, 792 и 819 HV0.3 соответственно, что означает, что с увеличением мощности лазерного луча увеличивалось значение микротвердости. При увеличении скорости лазерного сканирования с 1 до 5 мм/с значение микротвердости для образцов, обработанных лазером, уменьшается с 819, 728 и 666 HV0.3 соответственно при постоянной мощности лазера 350 Вт.
Образцы серого чугуна [7] с размерами 40 × 10 × 8 мм были вырезаны из автомобильного цилиндра для лазерной термическая обработки их поверхности. Обработка поверхности проводилась с использованием импульсного Nd : YAG-лазера (λ = 1,06 мкм) с многомодовым пространственным распределением луча в защитной атмосфере аргона. Средняя величина коэффициента поглощения для серого чугуна составляло 32,3 ± 2,0%.
Для отдельных импульсов максимальная глубина составляла 190 мкм, а максимальный диаметр 880 мкм. Микротвердость была измерена на глубине 50 мкм, и ее максимальные значения составили 900 HV. Полученная твердость изменялась от 650 до 900 HV, в зависимости от глубины в упрочненном слое.
Исследованию подвергали образцы [8] серого чугуна с размерами 45 × 20 × 10 мм. Лазерную обработку выполняли при токе 120 А, диаметре лазерного пятна 2 мм, скорости сканирования 2 мм / с, с частотой следования импульсов 6 Гц, длительностью 8 мс. Испытание на износ при возвратно-поступательном скольжении керамического шарика диаметром 4 мм по закаленному лазером плоскому образцу с использование масла PAO4. Направление движения шарика было перпендикулярно дорожкам, закаленным лазером. Начальное положение при возвратно-поступательного движении находилось вблизи края упрочненной лазером дорожки. Зона лазерной обработки с оплавлением поверхности имеет высокую твердость, приблизительно 67HRC. Износостойкость упрочненных лазером образцов была значительно выше, чем серого чугуна в исходном и объемно закаленном состояниях.
В данном исследовании [9] использовали образцы размером 20 × 10 × 5 мм аустенитного ковкого чугуна ADI. Параметры лазерной обработки варьировались в пределах мощности луча 800–1 500 Вт, скорости сканирования 20–60 мм / с, диаметра луча 1 мм с оплавлением поверхности и с дефокусировкой луча 20 мм при мощности излучения 800–1 200 Вт, скорости 60 мм / с без оплавления поверхности образцов соответственно. Чтобы избежать чрезмерного окисления, облучение проводили с использованием защитного газа аргона с расходом 6 л / мин по центру пучка. Испытания на износ выполняли по схеме «штифт – диск (сталь НRC 63)». Глубина зон закалки в режиме оплавления составила 320–500 и 120–300 мкм при мощности 800–1 200 Вт и скорости обработки 20 и 40 мм/с соответственно. Микротвердость в зоне оплавления изменялась в широких пределах 500–1 000 HV и достигала своих максимальных значений на глубине 150–250 мкм в зависимости от режима облучения. При лазерном упрочнении без оплавления поверхности образцов микротвердость составляла 800–1 200 HV и была значительно выше, чем у оплавленных образцов и подложки, имеющей твердость 350–450 HV. Линейный износ образцов составил 28, 57 и 110 мкм на пути трения 200 м без оплавления поверхности, с оплавлением и материала основы соответственно.
Ковкий чугун [10] был изготовлены в виде отливок и разрезан на образцы с диаметром 63 мм толщиной 7,6 мм. Затем эти образцы подвергали аустенитной обработке в течение 20 мин при температуре 832 °C, для перехода микроструктуры перлита в аустенит. При следующем этапе термообработки образцы с микроструктурой аустенита быстро помещали в печь с более низкой температурой при 232 °C, 288 °C, 398 °C для проведения процесса аустенизации в течение 120 мин для преобразования микроструктуры аустенита в микроструктуру бейнита. Твердость образцов после термообработки составила 52 (232 °C), 48 (288 °C) и 33 (398 °C) HRC. Лазерное упрочнение поверхности выполняли с использованием лазерного пятна диаметром 2 мм. Расстояния между дорожками закалки были 1,5 мм, 3 мм и 4 мм. Для испытаний использовали машину трения UMT3 при движении шарика (диаметром 4 мм, 75HRC) по диску с длиной хода 10 мм. Испытания проводили при нормальной нагрузке 400 Н, частоте возвратно-поступательных движений 2 Гц, в течение 50 мин при полном погружении образца в масло PAO4. Наибольшей износостойкостью обладали образцы с расстоянием между дорожками 4 мм с твердостью после объемной термической обработки при 232 °C.
Образцы ковкого чугуна [11] GJS‑400-18 (основная ферритная структура) и GJS‑700-2 (основная перлитная структура) были получены путем резки отливок с размерами 50 × 40 × 30 мм. Процесс лазерного упрочнения выполняли на установке Laserline, LDF‑3000-100, Германия. Фокусное расстояние лазера до поверхности образца составляет 195 мм. Интенсивность лазерного излучения составляла 5,69–6,28 Дж / мм3. Испытания на износ при сухом скольжении выполняли по схеме «шар – плоскость» в режиме возвратно-поступательного линейного перемещения при комнатной температуре в соответствии со стандартом ASTM G133-05. Самое высокое значение твердости 1 054 HV было получено при обработке GJS‑700-2 излучением лазера с интенсивностью 6,28 Дж/мм3. Максимальная твердость образца GJS 400 составляла 924 HV при той же интенсивности излучения. Это можно объяснить тем фактом, что процентное содержание перлита в GJS‑400 в пять раз ниже, чем в GJS‑700. Значения потерь объема при износе образцов GJS 400 и GJS 700 при нагрузке 5 Н очень близки друг к другу, и они составили 4,82 × 10–3 мм3 и 4,72 × 10–3 мм3 соответственно. Объемные потери образцов закаленных лазерным лучом при нагрузке 5Н составили 3,54 × 10–3 мм3 и 3,27 × 10–3 мм3 для GJS 400 и GJS соответственно.
Образцы высокопрочного чугуна [12] с шаровидным графитом GGG‑60 упрочняли лучом волоконного лазера модели YFL‑600 с максимальной мощностью 600 Вт с подачей для защиты от окисления газообразного аргона с расходом 25 л/мин. Металлографические исследования показали, что структура мартенсита имела твердость выше 1 000 HV. Глубина и ширине дорожек закалки при мощности излучения 500 Вт составила 0,80 мм и 4,3 мм соответственно. Установлено, что диапазон изменения твердости образца перекрытием дорожек 50% меньше, чем у образца перекрытием 20%.
Лазерное упрочнение ковкого чугуна ADI [13] выполнялась на непрерывном СО2-лазере с различным рисунком пятен закалки: отдельные пятна (расстояние между пятнами равно диаметру одного пятна) (LS), смежные (неперекрывающиеся) пятна (LA), перекрывающиеся пятна с перекрытием приблизительно 50% (LO). Испытания на износ проводились по схеме «штифт (диаметр 5 мм) – диск (сталь AISI D2,60 HRC)». Испытания проводились при граничной смазке с использованием масла AGIP Rotra LSX 75W‑90, при давлении 10 МПа и частоте вращения 1 450 мин−1. Испытания на контактную усталость выполняли на модифицированном четырехшариковом тестере (шар сталь 100Cr6 диаметром 12,7 мм) при нагрузке 300 Н и контактном давлении по Герцу 2,5 ГПа. Отдельные пятна, закаленные лазером, имели мартенситную структуру с твердостью 770 HV глубиной 150 мкм. Твердость перекрывающихся пятен варьировалась от 450 до 650 HV. Испытания на износ при граничной смазке показали, что образцы, закаленные лазером, показали лучшие результаты, чем образцы без лазерной обработки. Образцы ADI, с упрочненными лазером пятнами, отделенными друг от друга, выдержали 2,7 × 104 цикла, а поверхности образцов из смежных пятен показали усталостную долговечность контакта при качении 6,9 × 105 циклов.
Материалом образцов, использованных в исследовании [14], был серый чугун ASTM A48 – класс 30 с размерами 10 × 10 × 10 мм, который применяется в автомобильном производстве для изготовления цилиндров, тормозных барабанов и поршней. Лазерное упрочнение выполняли на волоконном лазере мощностью 10 кВт, с энергией импульса 100 мкДж, частотой повторения 3–500 кГц. Для испытаний на износ по схеме «диск – палец» по стандарту ASTM-F732–82 использовалась машина трения с частотой вращения двигателя 490 мин−1. Путь трения по диску составлял 82 мм, скорость скольжения 3,5 мм / мин, время испытаний 15, 20, 35, 50 и 65 мин. Глубина слоя расплава была измерена по среднему из пяти значений, составляла 0,3456, 0,462 и 0,5728 мм для различных длительностей импульсов 0,75, 1 и 1,5 нс соответственно. Было установлено, что микротвердость уменьшалась с увеличением длительности импульса. Наименьшие потери массы закаленных образцов наблюдались при использовании импульса длительностью 0,75 нс. Снижение скорости износа составило 38–78%. Износостойкость после лазерной обработки увеличилась в два раза.
Два образца никель-хромового сплава из белого чугуна [15] были отлиты в формы в виде стержней с размерами размером 15 × 15 × 80 мм и 10 × 10 × 55 мм. Обработку поверхности выполняли на диодном лазере Nd : YAG, Rofin-Sinar мощностью 0,6, 0,8 и 1,0 кВт, скоростью перемещения луча 3, 4 и 5 мм / с при плотности мощности излучения 6–17 Дж / мм2. Испытание на износ выполняли по схеме «штифт – кольцо» без смазки для образцов после объемного термического упрочнения (ОТУ) и лазерного упрочнения (ЛУ) при комнатной температуре. Глубина зон упрочнения составляла 25–500 мкм при плотности мощности излучения 6, 17 Дж / мм2 соответственно. Микротвердость зон после лазерной закалки повысились почти в три раза с 580 до 1 455 HV. Оптимальные условия для повышения износостойкости соответствуют наибольшей плотности энергии лазера.
Целью нашей работы было определение влияния режимов обработки на параметры упрочненных зон и триботехнические характеристики модифицированных слоев.
Оборудование и методы исследований
Для лазерного упрочнения использовали образцы серого СЧ20 и ковкого КЧ чугунов с размерами 15 × 20 × 70 мм. Обработку образцов проводили на автоматизированном лазерном технологическом комплексе ИМАШ РАН. Для определения параметров упрочненных зон плотность и мощность излучения изменяли в пределах 20–60 Дж / мм2 (СЧ20) и 24–120 Дж / мм2 (КЧ60-3), скорость перемещения 7–10 мм / с и 2–9 мм / с, диаметр пятна 3,5–5,5 мм соответственно. Лазерное упрочнение проводили расфокусированным и с поперечными колебаниями луча с частотой 216 Гц. Металлографические исследования проводили с использованием цифрового микроскопа, металлографической системы ОМОС М1000 и микротвердомера ПМТ‑3.
Испытания на трение и износ проводили по схеме: «широкая сторона чугунного образца (СЧ20) – торец вращающейся втулки сталь 40Х, 49–53 HRC)». Скорость скольжения изменяли ступенчато в пределах 0,25–3,5 м/с при нагрузке 2 МПа. В зону трения подавали масло индустриальное И20 капельным способом.
Построение поверхностей отклика системы выполняли по уравнениям регрессии полученным с помощью полного факторного эксперимента по линейному уравнению [16].
Результаты экспериментальных исследований
Глубина и ширина зон легирования упрочнения серого чугуна СЧ20 расфокусированным и колеблющимся лучом изменялась в широких пределах и представлена на рис. 1. Максимальная ширина 6,5 мм и глубина 0,62 мм получена при поперечных колебаниях луча при обработке лучом диаметром 5,5 мм. Анализ геометрических параметров зон закалки чугуна показал повышение производительности обработки с поперечными колебаниями луча в 1,5–2 раза по сравнению с упрочнением расфокусированным пучком. Микротвердость образцов СЧ20 изменялась в пределах 6 890–11 760 МПа, большие ее значения наблюдались у поверхности образцов. На рис. 2 представлены микрошлифы зон упрочнения чугуна КЧ60-3, полученные на режимах обработки расфокусированным пучком диаметром 5,5 мм и с поперечными колебаниями луча. Лазерная закалка ковкого чугуна расфокусированным лучом при скорости сканирования меньше 7 мм / с приводила к дефектам типа раковин и наплывов на поверхности образцов. Поперечные колебания луча позволяли исключить подобные дефекты и варьировать глубину зон закалки из жидкого состояния в пределах 10–790 мкм. Максимальная глубина и ширина зон закалки КЧ60-3 составили 1,8 мм и 11,703 мм соответственно. Микротвердость зон лазерного упрочнения КЧ60-3 представлена на рис. 3. Максимальные значения микротвердости 12 100 МПа получены в зоне оплавления при обработке с поперечными колебаниями луча. Микроструктура зоны оплавления представлена на рис. 4. Она представляет собой аутенитно-мартенситную смесь.
Результаты определения коэффициентов трения от скорости скольжения пар трения сталь 40Х-СЧ20 представлены на рис 5. Максимальные коэффициенты трения 0,13–0,145 получены для материала основы СЧ20 с твердостью 180–210 НВ. Для всех образцов до скорости скольжения 1,5 м / с наблюдалось снижение коэффициентов трения. Минимальные значения коэффициентов трения 0,07–0,09 получены на образцах, обработанных при плотности энергии 46 Дж / мм2.
На рис. 6 представлены зависимости изменения интенсивности изнашивания образцов материала основы и упрочненных лазерным лучом. Износостойкость образцов возрастала с повышением плотности энергии в 2,5–3,5 раза по сравнению с материалом основы.
Обсуждение результатов
Полученные результаты показали, что при лазерной обработке чугунов микротвердость упрочненных слоев значительно возрастает по сравнению с материалом основы. Разработанная технология лазерного упрочнения с использованием поперечных колебаний луча имеет большую производительность, чем при закалке расфокусированным лучом. Процесс упрочнения с использованием лазерного излучения может быть применен к деталям типа шейка вала, коленчатым, кулачковым валам, втулкам цилиндров дизелей и другим деталям, выполенным из серых и ковких чугунов для увеличения ресурса их работы.
Заключение
Разработана технология лазерного упрочнения серого чугуна СЧ20 и ковкого чугуна КЧ60-3 с применением поперечных колебаний лазерного луча, что позволило повысить производительность обработки в 1,5–2,0. Повышение плотности энергии при лазерном упрочнении повышало износостойкость в 2,5–3,5 раза и снижало потери на трение в паре со сталью 40Х на 30–60% при смазке индустриальным маслом И20.
REFERENCES
Aliakbari K., Nejad R. M., Mamaghani T. A., Pouryamout P., Asiabaraki H. R. Failure analysis of ductile iron crankshaft in compact pickup truck diesel engine. Structures. 2022; 36:482–492. DOI: 10.1016/j.istruc.2021.12.034.
Artola G., Gallastegi I., Izaga J., Barrena M., Rimmer A. Austempered ductile iron (ADI) alternative material for high-performance applications. International Journal of Metalcasting. 2017; 11 (1):131–135. DOI: 10.1007/s40962‑016‑0085‑8.
Suh A., Patel J., Polycarpou A., Corny T. Scuffing of cast iron and Al390-T6 materials used in compressor applications. Wear. 2006; 260(7–8):735–44. DOI: 10.1016/j.wear.2005.04.013.
Keller J., Fridrici V., Kapsa P., Vidaller S., Huard J. Influence of chemical composition and microstructure of gray cast iron on wear of heavy duty diesel engines cylinder liners. Wear. 2007; 263 (7–12): 1158–64. DOI: 10.1016/j.wear.2007.01.091.
Truhan J., Qu J., Blau P. A rig test to measure friction and wear of heavy duty diesel engine piston rings and cylinder liners using realistic lubricants. Tribol. Int. 2005; 38 (3): 211–218. DOI:10.1016/j.triboint.2004.08.003.
Wagh, S.V., Ingole, S., Bhatt, D.V., Menghani, J.V., Rathod, M. J. Effect of Process Parameters on Surface Properties of Laser-Hardened Cast Iron. In: TMS 2019 148th Annual Meeting & Exhibition Supplemental Proceedings. The Minerals, Metals & Materials Series. Springer, Cham. 2019; 733–743. DOI: 10.1007/978‑3‑030‑05861‑6_72.
Monteiro W. A., Silva E. M.R., Silva L.V, Rossi W., Buso S. J. Microstructural and mechanical characterization of gray cast iron and AlSi alloy after laser beam hardening. Mater. Sci. For. 2010; 638–642; 769–774. DOI: 10.4028/www.scientific.net/MSF.638‑642.769
Wang B., Pan Y., Liu Y, Barber G. С., Qiu F., Hu M. Wear behavior of composite strengthened gray cast iron by austempering and laser hardening treatment. J. Mater. Res. Technol. 2020; 9 (2):2037–2043. DOI: 10.1016/j.jmrt.2019.12.036 2238–7854.
Roy А., Manna I. Laser surface engineering to improve wear resistance of austempered ductile iron. Materials Science and Engineering. 2001;.297: 85–93.
Han X., Zhang Z., Pan Y, Barber G. C. Yang H., Qiu F. Sliding wear behavior of laser surface hardened austempered ductile iron. Journal of Materials Research and Technology. 2020; 9 (6): 14609–14618. DOI: 10.1016/j.jmrt.2020.10.050.
Küçük Y., Altas E., Topcu M. E. A comparative analysis of the effect of laser surface treatment on the dry sliding wear behavior of ductile cast irons with different microstructures. Optik – International Journal for Light and Electron Optics. 2023; 274:170540. DOI: 10.1016/j.ijleo.2023.170540.
Ghaini F. M., Ameri M. H., Torkamany M. J. Surface transformation hardening of ductile cast iron by a 600w fiber laser. Optik. 2019; 163758. DOI: 10.1016/j.ijleo.2019.163758.
Zammit A., Abela S., Betts J. C., Michalczewski R., Kalbarczyk M., Grech M. Scuffing and rolling contact fatigue resistance of discrete laser spot hardened austempered ductile iron. Wear. 2019; 422–423: 100–107. DOI: 10.1016/j.wear.2019.01.061.
Abd Ali H. R., Khalid E. A., Alwan A. S., Jaddoa А. А. Effect of Fibre Laser Surface Treatment on Wear Resistance of Gray Cast Iron Astm A48. Journal of Mechanical Engineering Research and Developments. 2021; 44(2): 141–149.
Al-Sayed S.R., Elshazli А. М., Hussein А. Н. А. Laser Surface Hardening of Ni-hard White Cast Iron. Metals. 2020; 10:795. DOI: 10.3390/met10060795.
Biryukov V. P., Isakov V. V., Fedotov A. Y., Baulin D. A. Assessing the effect of laser processing modes on the parameters of hardened zones of steels and their wear resistance. Journal of Machinery Manufacture and Reliability. 2020; 49(7): 604–610. DOI: 10.3103/S1052618820070043.
Бирюков В. П., Исаков В. В., Федотов А. Ю., Баулин Д. А. Оценка влияния режимов лазерной обработки на параметры зон закалки сталей и их износостойкость. Проблемы машиностроения и автоматизации. 2020; 1: 28–35.
Об авторе
Бирюков В. П., к. т. н., Институт машиноведения им. А. А. Благонравова РАН, Москва, Россия.
ORCID: 0000-0001-9278-6925
Отзывы читателей
