книги / Физические основы прогнозирования долговечности конструкционных материалов

9.8. Прогнозирование работоспособности металл-полимерных деталей машин методом акустической эмиссии

Как отмечалось выше, перспективным направлением в со­ вершенствовании узлов трения машин является применение в их конструкциях металлополимерных деталей и, в частности, деталей с антифрикционными покрытиями, обладающих целым рядом технологических и эксплуатационных преимуществ перед традиционно применяемыми металлическими. Основным крите­ рием их работоспособности, как показала практика, является адгезионная прочность, т. е. прочность адгезионного сцепления покрытия с подложкой. Однако в настоящее время отсутствует удовлетворяющий современным требованиям метод оценки ка­ чества и надежности деталей с покрытиями но этому критерию, что затрудняет изыскание путей повышения их надежности.

Для оценки адгезионной прочности детален с покрытиями используют различные методы, ГОСТы и инструкции, которые рекомендуют и регламентируют, как правило, разрушающие методы испытаний серии однотипных деталей и образцов [16, 18]. Такие методы, связанные с проведением большого количе­ ства трудоемких испытаний, длительны и дороги, нс всегда учи­ тывают специфику напряженного состояния изделия, условия его изготовления и множества других, иногда не поддающихся учету факторов. К тому же, применяя подобные методы, можно делать только вероятностную оценку показателей качества из­ делий путем выборочного контроля, что при большом разбросе прочностных свойств адгезионных соединений не позволяет точно установить с их помощью качество и надежность кон­ кретного изделия. Это вызывает необходимость производить оценку непосредственно на каждой детали, что представляется возможным только неразрушающими способами.

В связи с этим нашли распространение косвенные методы оценки адгезионной прочности, основанные на корреляции с ее показателями — пределом прочности и долговечностью под статистической нагрузкой [23] различных физических, чаще всего структурных или характеризующих процесс разрушения покрытий кинетических характеристик, позволяющих опера­ тивно и иеразрушающим способом оценить качество покрытий. Однако лз-за недостаточной обоснованности применяемых кор­ реляций точность методов не всегда высока, что существенно снижает их прикладное значение.

Нами [176] предложен новый подход к прогнозированию прочности адгезионного соединения, опирающийся на представ­ ление о разрушении как о кинетическом процессе и позволяю­ щий путем регистрации акустической эмиссии на начальной стадии образования третий осуществлять индивидуальный не­ разрушающий контроль качества покрытия. Общие основы

411

подхода изложены в п. 4.4 и заключаются в использовании формулы для прочности

В ней величина, стоящая в скобках, известна (см. п. 4.4) и задача сводится к нахождению структурно-чувствительного па­ раметра у, отражающего индивидуальность исследуемого объ­ екта, в частности, технологически обусловлен­ ную дефектность контактного соединения. Со­ гласно результатам п. 4.4, параметр у связан с тангенсом угла наклона построенной в полу­ логарифмических координатах временной за­ висимости концентрации трещин С от вре­ мени t в условиях нагружения с постоянной

скоростью роста напряжений с, т. е.

хлестку стальных образцов (рис. 9.30). Перед нанесением поли­ мера образцы зачищались наждачной бумагой. Затем они по­ мещались в электрошкаф, прогретый до температуры 573 °С, где выдерживались в течение часа. После этого на их поверх­ ность наносился полимерный порошок полиамида с размером частиц 0,05—0,3 мм. Посредством оплавившегося полимера об­ разцы склеивались в оправке, которая обеспечивала их соос­ ность. В ней они охлаждались на воздухе. Затем с наружных

412

частей удалялись наплывы полимера, после чего полимерный слой оставался только между металлическими поверхностями. Толщина полимерного слоя составляла 0,8 мм. Нагружение об­ разцов производилось па испытательной машине типа Р-05, обеспечивающей постоянную скорость нагружения, значения ко­

Считалось, что количество сигналов АЭ отражает количество образовавшихся микротрещин, а концентрация трещин образ­ цов C(t) coN(t).

Поскольку при нагружении адгезионного соединения проис­ ходит разрушение как самого полимера, так и адгезионных свя­

говоря, представляет определенные трудности, однако для адгезионпой пары полиамид—сталь, применяемой в узлах трения машин, соотношение средних значений параметров £70<w, £Лтол#

тикой разрушения адгезионных связей, вследствие чего за за­

вплоть до предразрывного состояния (рис. 9.31). Из наклона прямых по формуле (9.41) рассчитывались значения у и проч­ ности а* (9.40). Образцы доводились до разрушения и измеря­ лись фактические значения предела прочности. Величина £/0, найденная по значениям о*, у и формуле (9.40) для несколь­ ких образцов, оказалась равной 100 ± 3 кДж/моль, что согла­ суется с данными работы [153] и отвечает разрыву адгезион-

413

ных связей в паре сталь—полиамид. Сравнение расчетных и измеренных значений прочности обнаруживает удовлетвори­

Для этого был изготовлен стенд, представляющий собой аналог реального узла трения с покрытием на внутренней поверхности втулки (подшипник скольжения, рис.. 9.33). Стенд состоит из

Рис. 9.33. Стенд для испытания полимерных покрытий на втулках

нагрузочного вала 1Уобоймы 3 и нагрузочного приспособления. Поверхность нагрузочного вала для создания необходимого силовозбуждения в покрытии была обработана накаткой, благо­ даря чему на ней образовывались продольные выступы. Втулка с покрытием 2 зажималась в обойме 3, представляющей собой

414

аналог подшипникового корпуса, с усилием, достаточным для предотвращения ее проскальзывания во время диагностиче­ ского нагружения, осуществляемого посредством проворачива­ ния нагрузочного вала 1. Радиальная нагрузка к обойме при­ кладывалась при помощи нагрузочного приспособления, состоя­ щего из стоек 4 и упругой балки 5, выполненных из швеллеров посредством нагрузочного винта 11. Величина радиальной на­ грузки измерялась при помощи индикатора 6 по перемещению свободного конца пластины 14, жестко закрепленной через про­ кладки 8 с упругой балкой 5 па одном из ее концов. Принцип измерения показан на рис. 9.33, в. Радиальная нагрузка урав­ новешивалась реакциями прикрепленных к раме 7 опор 9 и 10 нагрузочного вала, опорные поверхности которых шлифовались и смазывались консистентной смазкой. В результате нагруже­ ния выступы, имеющиеся па поверхности нагрузочного вала, врезались в полимерный слой (рис. 9.33, а). Для возможности реализации диагностического нагружения, сдвигающего покры­ тие относительно поверхности втулки, на валу фрезеровался участок под ключ, посредством которого осуществлялось прово­ рачивание вала 1. Предотвращение проворачивания втулки с обоймой 3 обеспечивалось упором 12. Для обеспечения реги­ страции трещинообразования в покрытии акустический контакт датчика АЭ с телом втулки осуществлялся при помощи сталь­ ного волновода 13. Для этого на внешней поверхности втулки фрезеровалась площадка, по которой притиралась контактиру­ ющая с ней поверхность волновода 15. Места контакта втулки с волноводом и волновода с датчиком смазывались маслом.

Проворачивание нагрузочного вала осуществлялось при помощи испытательной машины Р-5, обеспечивающей постоян­ ную скорость нагружения. Рама стенда 1 (рис. 9.34) кренилась к передвижной ннжпей траверсе 2 разрывной машины. К верх­ ней траверсе 3 машины посредством тяги 4 присоединялся ключ 5 нагрузочного вала установки. Сила давления Р во всех опы­

сигналов АЭ от времени t в полулогарифмических координатах при не слишком малых t оказались близкими к прямолинейным, вплоть до момента начала проскальзывания поверхности вала по поверхности покрытия, когда нагрузка Р на ключе 5 и со­ здаваемый ею момент трения Мтрпереставали расти (рис. 9.35). Наличие прямолинейного участка зависимости 1пЛ^(£) говорит о возможности определения величины описанным выше мето­ дом [см. формулу (9.41)].

Определение величин а, а* и расчет с их помощью значе­ ний у и Uo (для реализации аналогичных описанным для об­ разцов операций) в данном случае затруднительно, так как свя­ зано, вообще говоря, с необходимостью решения контактной

415

задачи и определения напряженного состояния покрытия [16J, необходимостью оперативного (кратковременного) разрушения

Рис. 9.34. Схема установки для испытания полимер­ ных покрытий на адгезионную прочность

прогноз адгезионной прочности сводится к оценке единственного параметра у* принимаемым в связи с этим в качестве обобщен­ ного критерия адгезионной прочности, аналогично можно при­ нять, что прогноз работоспособности покрытия на втулке может быть сведен к оценке единственного параметра тп.

416

ион прочности покрытий на втулках при использовании распро­ страненного метода нормального отрыва штифтов [31], опре­ деляемого но усилию отрыва вставленных в тело втулки штиф­ тов от покрытия. Отслоение покрытий в большинстве случаев не происходило, однако в случаях, когда оно наблюдалось, ве­ личина площади отслоения коррелировала с величиной тэ. При

броса

этом прямолинейный участок зависимости In N(i) образовы­ вался значительно раньше отслоения, что говорит о возмож­ ности осуществления неразрушающей оценки параметра тэ.

Описанная методика прогнозирования работоспособности и оценки качества покрытий для иллюстрации ее практического значения использовалась при оптимизации технологии нанесе­ ния полимерных покрытий на втулки. В качестве критерия оптимизации использовался параметр 1/т», а сама оптимизация заключалась в минимизации этого значения. Управляемым па­ раметром являлась температура нагрева втулки. Как видно из рис. 9.36, ее оптимальное значение определяется довольно одно­ значно. Для сравнения на рис. 9.37 представлена зависимость величины ашт от температуры нагрева поликапроамида на втулке [31] (размеры втулок сравниваемых вариантов были одинаковыми). При изменении величины 1/т*> в 3 раза значение сшт в рассмотренном интервале температур изменяется лишь в 1,3 раза. Разброс величины 1/т{, при этом в каждой точке графика составлял в среднем 1,25 (1/тэ)ср, тогда как в испы­ таниях со штифтами значения сгшт в одних и тех же условиях опыта расходились в 1,5—2,5 раза, что требовало проведения большого количества (10—15) испытаний. Относительно неболь­ шая величина разброса значений 1/тэ связана, очевидно, с боль­ шей площадью нагружаемого участка покрытия (примерно

превышает их полуширины. Поэтому для большей точности среди множества полос желательно использовать те, величина параметров а,- и G, которых имеет наибольшее значение. Необ­ ходимо также учитывать то, что полосы в ИК-снектрах, как правило, значительно налагаются друг па друга. Наложение изменяет форму и затрудняет точное определение частоты мак­

сти поглощения от толщины применение этого метода оказалось возможным лишь для покрытий, толщина которых менялась в интервале от 10 до 120 мкм. Погрешность определения смеще­ ния частоты составила ± 0 ,2 см-1. Это соответствует погрешно­ сти определения деформации ± 1 • 10-4 и напряжений ± 3 МПа.

Из спектров, приведенных па рис. 9.38, видно, что в спектре покрытия полоса 930 см-1 имеет значение частоты максимума на несколько см-1 больше, чем в спектре свободной пленки. Эти данные показывают, что в покрытии валентные углы и связи основного скелета молекул ПА-66/6 изменены. Чтобы опреде­ лить знак и величину деформации в покрытии, были опреде­ лены значения параметров а,- н G,-. С этой целью из расплава ПЛ-66/6 были приготовлены пленки, которые затем были растя­ нуты под грузом с локальным разогревом, т. е. упрочнены пу­ тем вытяжки (см. п. 8.2) с Ориентированные образцы нагружали при температуре —130 °С. При этом записывали ИК-спектры пропускания в свете, поляризованном в направлении, парал­ лельном оси ориентации. Проведение измерений при низкой температуре и использование шлеокоориентированных образцов позволило подавить развитие пластической деформации при на­ гружении и увеличить вариацию растягивающих напряжений. Одновременно из-за понижения температуры приблизительно

120