Nr 6/2014 ___________________ I N Ż Y N I E R I A M A T E R I A Ł O W A ________________________ 519

ANITA MAŃKOWSKA-SNOPCZYŃSKA, MICHAŁ MICHALAK, WITOLD PIEKOSZEWSKI, MARIAN SZCZEREK, ADAM RZEPKOWSKI

Wpływ obróbki powierzchniowej typu duplex na pitting

WPROWADZENIE

Do innowacyjnych technologii konstytuowania warstw wierzch-nich należą technologie laserowe [1], próżniowego nawęglania [2], i azotowania [3] oraz nakładania powłok metodami PVD i CVD [4, 5]. Obecnie powłoki nanoszone tymi metodami z powo-dzeniem stosuje się do zwiększenia trwałości narzędzi skrawa-jących i formujących. Cienka warstwa ceramiczna chroni narzę-dzie przed przegrzaniem i utlenianiem oraz zmniejsza tendencję do sczepiania materiału skrawanego z materiałem ostrza narzę-dzia, co pozwala na zwiększenie trwałości narzędzia skrawają-cego, a także na zwiększenie parametrów ich pracy, np. prędkości skrawania [6, 7]. W ostatnich latach rozwój technologii typu duplex spowodował rozwój nowych zastosowań powłok przeciwzużyciowych. Zastosowanie dwustopniowej obróbki typu duplex (warstwa azotowana/TiN) na formy odlewnicze do ciśnieniowego odlewania aluminium spowodowało kilkakrotne zwiększenie ich trwałości [8]. W literaturze spotyka się także opisy nowatorskich prób zastosowania technologii duplex do ochrony powierzchni matryc do obróbki plastycznej na zimno miedzi, aluminium i miękkich stali oraz matryc kuźniczych. Obecnie prawie 80% narzędzi skrawających może być pokrywane cienkimi powłokami przeciwzużyciowymi. Odmienna jest sytuacja w przypadku zastosowanych cienkich, twardych powłok na trące powierzchnie elementów maszyn i urządzeń. Szacuje się, że tylko ok. 2% wszystkich części współpracujących tarciowo pokrywa się tymi powłokami.

Istniejący stan wiedzy jednoznacznie wskazuje, że pary kine-matyczne, takie jak: koła zębate, łożyska toczne czy mechanizmy krzywka-popychacz, wykonywane głównie ze stali, są narażone, oprócz zużywania ściernego, na zużywanie mogące spowodować awarię urządzenia przez zatarcie czy zmęczenie powierzchniowe (pitting) – rysunek 1. Prowadzone modelowe badania zacierania elementów z naniesionymi metodami PVD powłokami, które tworzyły smarowany styk skoncentrowany, potwierdziły możliwość zwiększenia odporności na zacieranie [9, 10]. Zado-walającym rezultatom konstytuowania warstw powierzchniowych elementów trących przez nałożenie powłok w przypadku zacierania nie odpowiada zwiększenie, a wręcz następuje zmniejszenie powierzchniowej trwałości zmęczeniowej tych elementów.

Przeprowadzone badania własne zespołu, mające na celu weryfikację nielicznych jeszcze i bardzo sprzecznych doniesień literaturowych wykazały, że elementy poddane obróbkom powierzchniowym z wykorzystaniem typowych powłok PVD zdecydowanie pogarszają odporność na powierzchniową trwałość zmęczeniową [11, 12].

Jak się wydaje, jest to główna przyczyna braku ich aplikacji na trące, w szczególności wysokoobciążone, smarowane elementy maszyn.

Zastosowanie cienkich powłok przeciwzużyciowych dedyko-wanych specjalnie na części maszyn pracujące w smarowanym styku, jest zagadnieniem stosunkowo nowym i jeszcze słabo rozpoznanym. Dzięki zastosowaniu powłok PVD można znacząco zwiększyć odporność na zacieranie elementów stalowych, nawet z zastosowaniem ekologicznych środków smarowych (bez szkodliwych na ogół dodatków smarnościowych) [13].

Efektu tego nie można było wykorzystać w technice w odnie-sieniu do wysokoobciążonych elementów maszyn (np. łożyska toczne, koła zębate), ponieważ barierę stanowił wciąż nieroz-wiązany problem pittingu.

Potwierdziły to wyniki badań przeprowadzonych przez jednego z autorów, z których wynika, że nowoczesne, próżniowe metody nakładania powłok PVD na powierzchnie robocze wysoko obciążonych elementów maszyn, w większości przebadanych przypadków typowych powłok, do jakich należy zaliczyć pow-szechnie stosowane powłoki TiN, CrN, radykalnie obniżają powierzchniową trwałość zmęczeniową, niezależnie od tego, czy smarowane są olejami bazowymi (np. wzorcowym RL 144, czy olejami z dodatkami przeciwzużyciowymi (AW) lub przeciw-zatarciowymi (EP) (rys. 3) [15].

a) b)

Rys. 1. Fotografia elementów ze śladami zniszczenia powierzchni na skutek: a) zatarcia, b) pittingu Fig. 1. The surface damages as a result of: a) seizure, b) pitting

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

Ob

ciąże

nie

[N]

Mo

me

nt t

arc

ia [N

m]

Czas [s]

Stal‐stal

Stal‐WC/C

WC/C‐WC/C Stal‐CrN CrN‐CrN

Obciążenie

Rys. 2. Przebieg momentu tarcia w warunkach ciągłego wzrostu obciążenia dla skojarzeń stal-stal i stal-powłoka (aparat cztero-kulowy), smarowanych wzorcowym olejem mineralnym [14] Fig. 2. The results of friction torque obtained for steel-steel and steel- coating friction joints, lubricated with reference mineral oil [14]

Mgr inż. Anita Mańkowska-Snopczyńska, mgr inż. Michał Michalak, dr hab. inż. Witold Piekoszewski, prof. nzw.(witold.piekoszewski@itee.radom.pl) – Zakład Tribologii Instytutu Technologii Eksploatacji – PIB, Radom, prof. dr hab. inż. Marian Szczerek – Zakład Tribologii Instytutu Technologii Eksploatacji – PIB, Radom, Wydział Mechaniczny Uniwersytetu Technologiczno-Humanistycznego, Radom, dr inż. Adam Rzepkowski – Wydział Mechaniczny, Politechnika Łódzka

520 ________________________ I N Ż Y N I E R I A M A T E R I A Ł O W A __________________ ROK XXXV

METODYKA BADAŃ

Badania przeprowadzono z wykorzystaniem aparatu czterokulo-wego posiadającego toczny węzeł tarcia (rys. 4), składający się z 3 kulek stalowych toczących się w specjalnej bieżni i napę-dzanych obracającą się próbką w postaci stożka [10].

Warunki przeprowadzenia biegów badawczych były nastę-pujące: obciążenie węzła tarcia 3924 N, naciski stykowe dla skojarzenia stożek/kule 6,41 GPa, prędkość obrotowa wrzeciona 1450+50 obr/min, obciążenie wstępne węzła tarcia 981 N, temperatura otoczenia 23 ± 2°C.

Wskaźnikiem trwałości badanego skojarzenia był czas pracy smarowanego, tocznego węzła tarcia do wystąpienia pittingu. Dla każdego skojarzenia materiałowego wykonano po 24 biegi badawcze zakończone wystąpieniem wykruszenia zmęczeniowego na próbce (stożku). Jako bazę odniesienia dla badanych skojarzeń przyjęto skojarzenie z próbkami nawęglanymi. Badane skojarzenie było smarowane czystym olejem syntetycznym bez dodatków – PAO 8.

OBIEKTY BADAŃ

Badano próbki wykonane ze stali 17HNM, które poddano technologii nawęglania niskociśnieniowego wspomaganego azotowaniem PreNitLPC® [16, 17] oraz próbki nawęglone z naniesionymi powłokami niskotarciowymi. Nawęglanie odby-wało się w temperaturze 1000C a otrzymana grubość warstwy nawęglanej próbek była zawarta w granicach 0,65÷0,70 mm.

0

100

200

300

400

500

600

700

Trw

ałość

L1

0[m

in]

Rys. 3. Zestawienie powierzchniowej trwałości zmęczeniowej L10 węzła tarcia smarowanego olejem mineralnym RL 144 i jego kompozycjami z dodatkiem AW (RL+AW) i EP (RL+EP) Fig. 3. The results of L10 fatigue life of tested friction joints, lubricated with RL 144 mineral oil and its compositions with AW (RL + AW) and EP (RL + EP) additives

a) b)

1 – próbka stożkowa, 2 – kulki dolne, 3 –bieżnia

Rys. 4. Zmodernizowany węzeł tarcia aparatu T-03 do badania zużycia zmęczeniowego materiałów stosowanych na wysokoobciążone elementy toczne: a) schemat, b) fotografia Fig. 4. The cone – three balls friction joint of T-03 test rig intended for fatigue wear investigation of heavily loaded rolling elements: a) scheme, b) a photograph

Na nawęglone próbki naniesiono trzy rodzaje powłok niskotarciowych. Były to powłoki nanoszone technologią PVD: typu a-C:H:W (WC/C), powłoka typu a-C:H (DLC Comp) oraz powłoka Si-DLC (DLC SiliComp). Za pomocą mikroanalizatora GD-OES zidentyfikowano profile stężenia pierwiastków w badanych powłokach. Profile stężenia pierwiastków w głąb materiału przedstawiono na rysunkach 5÷7.

Temperatura procesu nanoszenia powłok we wszystkich przy-padkach nie przekraczała 200C. Grubość powłok na po-wierzchniach trących próbek wynosiła 2 m.

WYNIKI

Wyniki badań powierzchniowej trwałości zmęczeniowej bada-nych skojarzeń materiałowych przedstawiono na rysunkach 8 i 9, a wyliczone wartości trwałości L10 z ich wartościami granicznymi oraz współczynnikiem rozrzutu zestawiono w tabeli 1.

Analizując otrzymane wyniki można stwierdzić, że tylko w przypadku skojarzeń z powłoką typu a-C:H następuje obniżenie

0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Syg

nał

na

pię

cio

wy

[V]

Czas analizy [s]

FeW

Cr

C

Ni

Rys. 5. Profil stężenia pierwiastków w głąb powłoki a-C:H:W Fig. 5. Depth profile analysis of a-C:H:W coating

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Syg

nał

na

pię

cio

wy

[V]

Czas analizy [s]

Fe/4

CTi

W

Cr

Rys. 6. Profil stężenia pierwiastków w głąb powłoki a-C:H Fig. 6. Depth profile analysis of a-C:H coating

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Syg

nał

na

pię

cio

wy

[V]

Czas analizy [s]

Fe/4

WC

Si

Cr

Ti

Rys. 7. Profil stężenia pierwiastków w głąb powłoki Si-DLC Fig. 7. Depth profile analysis of Si-DLC coating

Nr 1/2014 ___________________ I N Ż Y N I E R I A M A T E R I A Ł O W A ________________________ 521

Tabela 1. Zestawienie powierzchniowej trwałości L10 i współczynnika rozrzutu W dla badanych skojarzeń Tabela 1. The combination of L10 fatigue life and coefficient of dispersion for the investigated friction joints

Materiał próbki

17 HNM 17HNM+ a-C:H:W

17HMN+ a-C:H

17HNM+Si-DLC

45,02 27,44 45,36 204,07 43,06 26,36 43,34 197,16 L10, min 41,23 25,29 41,38 191,13

W = L90/L10 38,36 8,60 17,67 24,22

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

1 10 100 1000 10000 100000

Pra

wd

op

od

ob

ień

stw

o

wys

tąp

ien

ia p

itti

ng

u

Czas [min]

17HNM

a-C:H:W

a-C:H

Si-DLC

Rys. 8. Wyniki badań powierzchniowej trwałości zmęczeniowej badanych elementów w skojarzeniu z kulkami stalowymi ze stali 100Cr6 smarowanymi olejem syntetycznym PAO 8 Fig. 8. The results of surface fatigue life of friction joint consisting of investigated cones rolling on 100Cr6 steel balls, lubricated with PAO 8 synthetic oil

0

25

50

75

100

125

150

175

200

225

17HNM a-C:H:W a-C:H Si-DLC

Trw

ałość

L1

0[m

in]

Rys. 9. Powierzchniowa trwałość zmęczeniowa L10 badanych elementów w skojarzeniu z kulkami stalowymi ze stali 100Cr6 smarowanymi olejem syntetycznym PAO 8 Fig. 9. The L10 surface fatigue life for investigated elements in combination with 100Cr6 steel balls, lubricated with PAO 8 synthetic oil

powierzchniowej trwałości zmęczeniowej w odniesieniu do skojarzenia, w którym próbka była tylko nawęglana. Odporność na pitting wyrażona trwałością L10 skojarzenia z powłoką a-C:H (DLC Comp) nie zmienia się w odniesieniu do stali 17 HNM nawęglonej próżniowo. Bardzo istotny, bo ponad czterokrotny wzrost trwałości L10 odnotowano dla skojarzenia, w którym nawęglona próbka była pokryta powłoką typu Si-DLC.

Przy tak znaczących różnicach w powierzchniowej trwałości zmęczeniowej badanych skojarzeń materiałowych nasuwa się przy-puszczenie, że mogą być wynikiem różnic w twardości próbek, na którą mają wpływ procesy technologiczne konstytuowania ich warstw powierzchniowych [18]. Z tego względu przeprowadzono pomiary twardości próbek, których wyniki zestawiono na rysunku 10.

Analizując wyniki trwałości L10 w odniesieniu do twardości próbek, można stwierdzić, że są zgodne z wynikami badań zaobserwowanymi dla próbek stalowych o różnej twardości, jak jest to opisane w monografii [15]. Dotyczy to jednak próbek nawęglonych z powłokami a-C:H:W oraz a-C:H. Zdecydowanie

30

35

40

45

50

55

60

17HNM a-C:H:W a-C:H Si-DLC

Tw

ard

ość

HR

C

Rys. 10. Wyniki badań twardości próbek Fig. 10. The results of HRC hardness

odmienne jest zachowanie próbek z powłoką Si-DLC. Pomimo że twardość tych próbek jest mniejsza niż stali 17HNM nawęglanej o 2 stopnie HRC, to odporność na pitting wzrosła ponad czterokrotnie. Wymaga to głębszych badań, aby wyjaśnić powody tak znacznej, pozytywnej zmiany trwałości.

PODSUMOWANIE

Na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że cienkie, powłoki PVD nanoszone na wysokoobciążone stalowe elementy węzłów tarcia, znacząco i w zróżnicowany sposób wpływają na pitting. Konieczne jest zatem oprócz badań trwałościowych prowadzenie szeroko zakrojonych badań, mających na celu wyjaśnienie tak odmiennych zachowań elementów pracujących w smarowanym styku skoncentrowanym.

Należy zaznaczyć, że przeprowadzone badania potwierdziły zaobserwowaną wcześniej przez autorów konieczność utrzymania twardości warstw powierzchniowych elementów pokrytych powłokami niskotarciowymi w bardzo wąskim zakresie wartości, co wymaga zachowania ścisłych reżimów technologicznych przygotowania podłoża i nakładania powłoki.

PODZIĘKOWANIE

Praca naukowa wykonana w ramach programu strategicznego „Innowacyjne Systemy Wsparcia Technicznego na rzecz Zrówno-ważonego Rozwoju Gospodarki” w ramach Programu Operacyj-nego Innowacyjna Gospodarka, Nr POIG.01.01.02-14-034/09-00.

LITERATURA

[1] Napadłek W., Przetakiewicz W., Bogdanowicz Z.: Rozwój pęknięć zmęczeniowych w stali 40H hartowanej laserowo. Inżynieria Materiałowa 5 (2002) 557÷562.

[2] Wołowiec E., Kula P.: Practical application of artificial neural networks in designing parameters of steel heat treatment processes. LNCS 7267 (2012) 196÷203. Springer.

[3] Kula P., Wołowiec E., Pietrasik R., Dybowski K., Januszewicz B.: Non-ste-ady state approach to the vacuum nitriding for tools. Vacuum 88 (2013) 1÷7.

[4] Holmberg K., Matthews A.: Coating tribology. Elsevier. Amsterdam (1994).

[5] Podgornik B.: Coated machine elements-fiction or reality? Surface and Coatings Technology 146-147 (2001) 318÷322.

[6] Michalczewski R., Szczerek M., Tuszyński W.: Badanie powłok PVD w warunkach zacierania. Materiały VI Ogólnopolskiej Konferencji Naukowo-Technicznej POLTRIB’2001. Tribologia dla eksploatacji. Kazimierz Dolny (2001) 75÷84.

[7] Navinsek B., Panjan P., Milosev I.: Industrial applications of CrN (PVD) coatings, deposited at high and low temperatures. Surface and Coating Technology 97 (1997) 182÷191.

[8] Walkowicz J., Smolik J., Miernik K., Bujak J.: Duplex surface treatments of moulds for pressure casting of aluminium. Surface and Coating Technology 97 (1997) 453÷464.

[9] Hedenqvist P., Hansson G.: PVD-coating of machine components. Proc. 8th International Conference in Tribology NORDTRIB ’98, Ebeltoft (Dania) 7-10 czerwiec (1998) 943÷948.

[10] Kalin M., Vižintin J.: The tribological performance of DLC-coated gears lubricated with biodegradable oil in various pinion/gear material combinations. Wear 259 (2005) 1270÷1280.

522 ________________________ I N Ż Y N I E R I A M A T E R I A Ł O W A __________________ ROK XXXV

[11] Michalczewski R., Piekoszewski W.: The method for assessment of rolling contact fatigue of pvd/cvd coated elements in lubricated contacts. Tribologia, Finnish Journal of Tribology 25 (2006) 34÷42.

[12] Piekoszewski W.: Wpływ na powierzchniową trwałość zmęczeniową wybranych materiałów i technologii konstytuowania warstw powierzch-niowych elementów węzła tocznego. Tribologia 225 (3) (2009) 185÷196.

[13] Michalczewski R., Piekoszewski W., Szczerek M., Tuszynski W.: The lubricant-coating interaction in rolling and sliding contacts. Tribology International 42 (2009) 554÷560.

[14] Piekoszewski W. red.: Badania tribologiczne niekonwencjonalnych skojarzeń materiałowych. Sprawozdanie z prac n-b ITeE, Radom (2005).

[15] Piekoszewski W.: Wpływ powłok na zmęczenie powierzchniowe smaro-wanych stalowych węzłów tarcia. WN ITeE-PIB, Radom (2011).

[16] Kula P., Pietrasik R., Dybowski K., Paweta S., Wołowiec E.: Properties of surface layers processed by a new, high-temperature vacuum carburizing technology with prenitriding – PreNitLPC. Advanced Materials Research 452-453 (2012) 401÷406

[17] Korecki M., Olejnik J., Kula P., Pietrasik R., Wołowiec E.: Hornos de vacio LPC+LPN+HPGQ 25 BAR N2/HE. Tratamientos Termicos, Abril (2011) 17÷21.

[18] Michalak M., Piekoszewski W., Wulczyński J., Szczerek M.: Wpływ twardości podłoża na pitting elementów z powłokami PVD. Inżynieria Materiałowa 6 (196) (2013) 756÷759.