Otěruvzdorné povrchové úpravy prohlédnout PDF

Transkript

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
9Ch18
Kalení 1050°C/olej +
popustit 180°C
popustit 180°C
Ch12M
3Ch13
popustit 180°C
popustit 180°C
popustit 180°C
Teplota
cementace
(°C)
-
Obsah C
v povrchové
vrstvě (%)
0,95
Tvrdost
(HRC)
54-57
Koeficient
otěruvzdornosti
K (-)
3,5-4,2
1000
1050
1100
-
1,07
2,45
2,83-3,52
1,52
53-54
60-62
60-65
59-61
3,1
6-8
13-17
6-7
1000
1050
1100
-
2,67
3,28
3,36
0,27
60-62
60-62
62-63
46-48
6
9-11,5
10-13
2,2
1000
0,69
52-61
2,0
popustit 180°C
1050
2,93
60-64
11-12
Tab. 2 Poměrná odolnost proti erozívnímu opotřebení práškových chromových ocelí po
chemicko-tepelném zpracování
Parametry zkoušení: tryskací přístroj, v = 85 m/s, úhel nárazu α = 30°a 90°. Hydrosměs –
voda + SiO2, množství abraziva – 40g/vzorek.
Typ chemicko-tepelného
zpracování
Cementace
Chromování
Bórování
Cementace + chromování
Cementace + bórování
Bez ChTZ
Ocel 45 (etalon)
Poměrná odolnost proti erozívnímu
opotřebení při úhlu nárazu
30°
90°
5,33
2,15
1,96
1,46
1,28
0,85
8,90
3,72
5,75
1,51
0,35
0,72
1,00
1,00
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
12 010
0,1C; 0,39Mn; 0,25Si
Cementováno, K820°C/olej +
P 150°C/1h/vzd.
Cementováno, K820°C/olej +
P 150°C/1h/vzd.
Cementováno + K 8600C/olej
+ P1500C/1h
K 8800C/olej + P6300C/1h +
nitridováno 500°C
K 8800C/olej + P6300C/1h +
nitridováno 500°C
760
Poměrná odolnost
proti erozívnímu
opotřebení eh
2,27
872
2,93
749
2,82
1120
2,57
885
2,67
14 220
0,17C; 1,41Mn;0,36Si;
0,97Cr
16 220 0,16C; 0,91Mn; 0,31Si;
0,94Cr; 1,51Ni
14 340 0,36C; 0,82Mn; 0,21Si;
1,58Cr; 1,32Al
15 330 0,27C; 0,56Mn; 0,3Si;
2,56Cr; 0,3Mo; 0,23V;
0,35Al
Poznámka: 12 010 = C10; 14 220 = 18MnCr5; 16 220 = 17NiCr6-4;
30CrMoV9;
14 340 = 33CrAl6; 15 330 =
3.2. Nitridace
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]
Ocel
12 010
14 223
16 220
19 015
19 486
14 340
15 330
Povrchová
úprava
cementace
cementace
cementace
cementace
cementace
nitridace
nitridace
Tvrdost
V
761
754
741
724
743
953
894
a1
1
1,87
2,38
2,48
1,79
2,03
2,05
1,99
a2
1
7,75
6,24
3,97
--3,99
4,73
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
Ocel 45, žíhání
Ocel 45 kaleno + popuštěno
Ocel 45 indukčně
povrchově kaleno
Ocel 45 cementováno,
kaleno a popuštěno
Ocel 45 nitridováno
Charakteristiky povrchové vrstvy
Mikrostruktura
Tvrdost
[HV]
ferit + perlit
popuštěný martenzit
jemný martenzit
205
520
700
Tloušťka
povrchové
vrstvy
---3,0 mm
jemný martenzit
820
25 μm
α-fáze(dusíkový F) + malé množství γ´610
fáze (Fe4N) a karbonitridů Fe2(N,C)
Ocel 45 bórováno
Feβ-fáze + Fe2β-fáze
1600
Ocel G13L austenitizovano austenit
200
Pozn. Ocel 45 = 12 050 , Ocel G13L = 42 2920 (austenitická manganová ocel)
10,0 μm
100 μm
---
Tab. 6 Výsledky zkoušek třecích dvojic s mezivrstvou abraziva [10].
Materiál a druh zpracování vzorků
pouzdro
segment
Ocel 45 kalená a
popuštěná
Ocel 45 žíhaná
Ocel G13L
Ocel 45 kalená + popuštěná
Ocel 45 bórovaná
Ocel 45 žíhaná
Ocel G13L
Ocel 45 bórovaná
Ocel 45 žíhaná
Ocel G13L
Ocel 45 bórovaná
Ocel 45 žíhaná
Ocel G13L
Ocel 45 bórovaná
Ocel 45 žíhaná
Ocel G13L
Ocel 45 bórovaná
Ocel 45
nitridovaná
Ocel 45 indukčně
povrchově kalená
Ocel 45
cementovaná,
kalená +
popuštěná
Ocel 45 bórovaná
Poměr
tvrdostí
vzorků
2,5
2,3
1,0
0,3
3,0
2,7
1,2
0,4
3,4
3,0
1,3
0,4
4,0
3,5
1,6
0,5
7,8
7,0
3,1
1,0
Poměrná
otěruvzdornost
pouzdro
třecí
dvojice
1,0
1,0
1,1
1,2
1,0
1,0
1,9
2,1
2,5
2,6
4,7
5,3
1,4
1,4
2,7
3,0
1,4
1,3
1,5
1,6
1,6
1,6
1,6
1,6
6,2
4,3
2,2
2,8
1,6
2,0
3,3
4,0
11,0
9,7
15,0
12,4
10,7
11,3
13,5
14,5
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]
Metoda
termického
nástřiku
Nástřik plamenem
Forma
přídavného
materiálu
drát
Nástřik plamenem
prášek
Vysokorychlostní
prášek
Druh
přídavného
materiálu
Kovové
materiály
Kovové
materiály,
keramika,
plasty
Kovové
Prostředí
Maximální
teplota (°C)
vzduch
3000
Dopadová
rychlost
částic (m/s)
Až 200
vzduch
3000
Až 50
vzduch
3000
400 -800
nástřik plamenem
(HVOF)
Detonační nástřik
(DGS)
prášek
Nástřik
elektrickým
obloukem
Nástřik plazmou
drát
prášek
Nástřik laserem
prášek
materiály,
keramika,
cermety
Kovové
materiály,
keramika
Elektricky
vodivé
materiály
Kovové
materiály,
keramika
Kovové
materiály,
keramika
vzduch
3000
Asi 600
vzduch
3000-6000
Asi 150
Vzduch (APS),
inertní plyn,
vakuum (VPS)
vzduch
Až 25 000
80- 300
>10 000
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
K40
K50
K55
Fe
5,8
3,57
0,89
Si
3,46
4,08
3,2
Obsah prvků (%)
Cr
Cu
Ni
9,59 1,05 Zákl.
7,52 0,26 Zákl.
1,3
0,16 Zákl.
B
2,83
2,35
1,83
H
HV
420
548
639
eh

3,18
3,35
3,9
ψa1

1,38
2,30
2,30
Tab. 9 Chemické složení, tvrdost a poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení ψa1*
nástřiků typu Colmonoy [15,16]
Nástřik
1
2
3
4
C
0,47
0,95
0,70
0,55
Si
4,25
4,00
4,00
3,25
Obsah prvků (%)
Cr
W Fe
13,5 -4,75
26,0 -1,00
12,5 -4,50
11,5 16 3,75
Ni
Zákl.
Zákl.
Zákl.
Zákl.
B
3,00
3,50
2,75
2,50
H
HV
692
710
701
670
ψa1*

1,51
2,78
1,33
1,27
* 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
BOROTEC 10 009
BRONZOCHROM 10
185
TUNGTEC 10 112*
COLMONOY 4
COLMONOY 5
COLMONOY 6
COLMONOY 8
C
0,03
0,13
Chemické složení (%)
Si
Cr
Fe
B
4,21 10
1,4
0,98
2,33 1,46 2
1,54
2,2
0,4
0,45
0,7
0,3
2,02
2,4
3,3
4,25
4,2
2,65
10
18
14,3
10
3,96
2,8
4,8
4
2,6
2,16
2,1
2,1
3
1,67
Ni
zbytek
zbytek
H
HV
772
390
a1

4,20
1,31
zbytek
zbytek
zbytek
zbytek
zbytek
824
355
501
771
675
26,8
1,55
1,98
3,98
4,44
* nástřik TUNGTEC 10112 obsahuje 49,6 W, 1,04 Mo
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)
d)
e)
f)
Akumulace plastické deformace v karbidech WC
Lom a fragmentace jednotlivých karbidů WC
Praskání mezi karbidickými částicemi WC
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
Uhlíková ocel
Ocel 316L (X2CrNiMo17-12-2)
Tvrdost (HV)
240
300
Poměrný hmotnostní otěr (mg/kg)
45-50 m/s
200-220 m/s
22,5°
90°
22,5°
90°
23
14
1700
1083
20
16
1845
1770
WC-60%Ni
WC-40%Ni
D-gun WC, 0,25 mm
D-gun WC, tenká vrstva
800
700
1200
13
17
4
33
27
32
16
108
4670
4070
860
13000
1145
1470
265
2700
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 WC86Co10-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.
Materiál
Tloušťka
povlaku
(µm)
Termický nástřik 293
WC86-Co10-Cr4 370
284
Tvrdost
(HV1)
Doba
zkoušení
(min.)
1101±14
976±53
1090±29
10
20
30
Erozivní
Rychlost
hmotnostní erozivního
otěr (mg)
opotřebení
(10-3 mg/s)
40,05
66,75
115,27
96,06
111,06
61,70
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 ηfáze, 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
Povlak
WC-12%Co
WC-12%Co
WC-12%Co
Cr3C2-25%NiCr
Cr3C2-25%NiCr
Cr3C2-25%NiCr
(Ti,Mo)C-28.4%NiCo
(Ti,Mo)C-28.4%NiCo
Proces
nástřiku
APS/Ar-H2
APS/Ar-He
DGS
APS/Ar-H2
APS/Ar-He
DGS
APS/Ar-H2
DGS
Tvrdost
HV0,3
1031
1093
1080
830
871
870
715-939
651
Objemový otěr
(mm3) při 30°
7,3
3,8
3,6
13,1
10,0
6,1
4,3
3,7
Objemový otěr
(mm3) při 90°
18,5
5,6
4,1
25,6
19,2
10,2
9,0
6,0
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
NP22P
0,21C; 3,52Si; 8,85Cr; 1,3Mo;
2,63Fe; 0,73Cu; 1,48B; zbytek
plamen
Tvrdost Poměrný erozivní otěr při
(HV)
úhlu nárazu
15°
45°
90°
385
1,0442 0,9863 1,0380
Cr3C2
– NiCr
12 014
Ni
Neuvedeno
HVOF
940
1,2588
0,7982
0,2350
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 kvazihouževnatém 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.
15°
7,625
Erozivní otěr (10-3 g) při úhlu nárazu
30°
45°
60°
75°
5,6
10,25
8,35
9,95
90°
14,75
3,05
6,8
8,175
4,6
4,3
5,525
4,35
3,725
4,85
3,55
7,25
7,65
6,35
4,85
5,7
4,55
7,5
11,975
5,825
7,75
11,925
10,3
10,9
15,05
5,48
6,56
6,18
4,18
2,66
2,14
Termický nástřik
WC-Ni
(Amperit 547)
WC-10Co4Cr
(WOKA 3652)
WC-12,5Co-1,5Cr
WC-12Co
(Amperit 519.074)
WC-3,5CrC2-VC12Ni (BN13)
12 014
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
Složení
(hmot.%)
Vazebný povlak
Tloušťka Složení
(µm)
(hmot.%)
Metoda
vytváření
povlaku
Tloušťka tepelné
bariery
(µm)
Tvrdost
(HV0,3)
Poměrný
hmotnostní otěr
(×10-4g g-1)
α = 30° α = 90°
6.6Y2O3ZrO2
350
NiCoCrAlY 155
6.6MgOZrO2
350
NiCoCrAlY 155
20Y2O3ZrO2
8Y2O3ZrO2
45
NiCrAlY
45
465
NiCrAlY
115
8Y2O3ZrO2
310
NiCrAlY
155
8Y2O3ZrO2
MgOZrO2
500
NiCoCrAlY 125
1100
gradientní
200
Plasmový
nástřik
s následným
TZ
Plasmový
nástřik
s následným
TZ
EB-PVD
Plazmový
nástřik při
900A
Plazmový
nástřik při
600A
Plazmový
nástřik
Plazmový
nástřik
680
0,5
0,4
630
1,1
0,9
890
1,2
1,6
660
2,1
1,3
570
2,3
2,0
370
3,6
3,4
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
Behanit
Nikl
Úhel nárazu

15
90
15
Hmotnostní úbytek
(10-3g)
11,1
35,7
24,6
Poměrný hmotnostní otěr we
(mg/g . 10-5)
0,222
0,714
0,492
Ocel 17 346
(X2CrNi18-11)
Slitina Ni10%Al
Behanit
(HVOF)
Behanit tvářený
90
15
90
15
90
15
90
15
90
61,5
10,4
45,2
25,7
66,3
7,0
18,9
9,3
9,6
1,230
0,208
0,904
0,514
1,326
0,140
0,378
0,186
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.
Porozita
povlaku
(%)
-
Tloušťka
povlaku
(µm)
-
Erozivní otěr (mm3) při
úhlu nárazu
30°
90°
0,35
0,125
0,14C,0,45Mn,0,3Si,
1Cr,0,5 Mo
0,14C,0,2Mn,0,45Si,
2,5Cr,1 Mo
80Ni,20Cr
-
-
0,28
0,15
-
-
0,3
0,22
<1
330
0,9
0,65
1,2C,1Mn,2Si,28Cr,
4,5W, 3Ni, 3Fe, 1Mo,
Co zbytek
2-3
340
0,8
1,05
Materiál
Směrné chemické
složení (%)
Ocel SA210 GrA1
Ocel SA313-T11
0,3C, 0,6Mn, 0,3Si
Ocel SA213-T22
NiCr –drát
(HVOF)
Stellite-6 –
prášek (HVOF)
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
Nástřik
Složení prášku
Tafa 1236
NiCr11Si2B2
Tafa 1275H NiCr16Si4Fe4B3,5
Tafa 1350
WC86Co10Cr4
Depoziční Porosita Tvrdost
postup
(%)
(HV)
HVOF
HVOF
DGS
1-2
1,7
0,7
200
805
1230
Rychlost eroze
(mm3kg-1)
20°C
700°C
30° 90° 30° 90°
55 48 335 335
45 97 245 295
10 15 45 85
Poznámka: HVOF – Tafa JP5000, DGS – detonační nástřik – zařízení PerunS
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
Porosita
vytváření (%)
povlaku
Tvrdost
(HV)
AISI 1018
(1.0453)
0,14-0,2C, 0,6-0,9Mn
--
148
--
Úbytek
tloušťky
(µm) při
úhlu nárazu
30°
90°
308 231
Armacor M
DS-110
A
B
C
D
E
F
G
H
Fe27Cr3B2Si
Fe39Cr5C
75Cr3C2/25(Ni44Cr2Si)
Cr3C2/25(Ni20Cr)
Cr3C2/25(Ni20Cr)
Cr3C2/25(Ni20Cr)a
Cr3C2/25(NiCrMoNb)
75Cr3C2/25NiCr - kompozit
70Cr23C6(CrxCy)/30NiCr kompozit
75Cr3C2/25(NiCrSi) kompozit
oblouk
oblouk
HVOF
HVOF
HVOF
HVOF
HVOF
HVOF
HVOF
4-6
<3
1-2
<1.5
1-2
1-2
<1.5
<1
<1
763
471
655
643
648
549
684
704
714
104
91
38
14
29
22
14
13
10
435
467
129
69
74
112
53
36
26
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
Ocel 1018
Povlak A
Povlak A (H)
Povlak A (S+H)
Povlak B
Povlak B (H)
Povlak B (S+H)
Povlak C
Povlak C (S+H)
Povlak D
Povlak E
Povlak F
0,2C
FeB
FeB
FeB
FeBSIAlC
FeBSIAlC
FeBSIAlC
Fe39Cr5C
Fe39Cr5C
Armacor M
Cr3C2 -NiCr
WC - NiCrCo
Postup přípravy
povlaku
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVCC
HVOF
HVOF
Úbytek tloušťky erozivním
opotřebení (m)
30°
45°
60°
90°
241
138
129
89
23
43
70
65
19
38
67
58
16
33
65
55
41
68
86
80
35
65
81
70
32
60
75
64
44
79
188
195
34
67
107
109
48
86
122
129
33
37
55
62
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)
Ti3Al
Ti25%Al
Ti50%Al
Ti75%Al
TiAl
TiAl3
Cr3C2
Průměrný
hmotnostní
úbytek
(mg)
41,7±2,8
Průměrný
objemový
úbytek
(mm3)
6,3
Průměrná
rychlost eroze
(×10-2mm3g-1)
3,43±0,020
Teoretická
hustota
povlaku
(mg mm-3)
6,59
3,37±0,036
6,60
61,9±5,0
9,4
4,7
4,13±0,048
6,63
73,0±4,8
11,0
5,5
4,06±0,018
7,14
63,5±2,7
8,9
4,5
3,2
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
složení
13CrMo4-5
1Cr-0,5Mo-
Typ mater. Tloušťka
povlaku
(µm)
Celek
--
Tvrdost
(HV 0.3)
150-160
Erozní
úbytek
(µm)
207
E-C
úbytek
(µm)
535
St35.8
Cr-difuzní
Al-difuzní
Tafa 72
TGB
Armacor M
Armacor
CW
DS 110
Fe3Al
TE-50
Tafa 1265
TE-55
TE-19E
TiC-Ni
TE-MC
TE-CC
Cr3C2-NiCr
UTEx 1004
DS 200A
0,6Mn-0,3Si0,15C
0,17C
Cr+ (St35.8)
Al+(St35.8)
Ni-24Fe-16CrSi
Fe-29Cr-4B-SiMn
Fe-21Cr-8NiB-Mo-Cu-SiMn
Fe-38Cr-5CMn-Si
celek
Dif. vrstva
Dif. vrstva
Oblouk.
nástřik
Oblouk.
nástřik
Oblouk.
nástřik
-50
100
645
119-138
100-1100
110-230
163-210
172
122
56
187
460
515
334
281
605
720-1099
236
355
590
618-836
232
364
Spal.
oblouk.
nástřik
Fe-17Al-2,25Cr HVOF
Ni-50Cr
HVOF
Ni-21,5CrHVOF
9Mo-Fe-Nb
Ni-55Cr
HVOF
Ni-16Cr-4SiNástřik a
4B-4Fe
přetavení
TiC-NiCo
Plazmový
nástřik
CrC-WCo
HVOF
Cr3C2-NiCr
HVOF
Cr3C2-NiCr
HVOF
Cr3C2-NiCr
HVOF
Cr3C2-NiCr
HVOF
300
678-1025
281
335
275
210
270
348-454
459-533
269-366
98
63
148
161
120
186
235
700
311-550
648-946
104
156
133
168
230
618-695
74
X
265
255
285
225
200
720-942
695-905
467-869
598-905
631-849
34
70
110
121
93
X
X
X
X
X
Pozn. X – termický nástřik při zkoušce odstraněn korozně-erozívním opotřebením
Wheeler a Wood [44] porovnávali odolnost proti hydroerozi povlaku WC86-Co10Cr4 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.
Materiál
Chemicky vyloučený
Ni+25 obj.%SiC
Tvrdý Cr
HVOF WC86-Co10Cr4 (D1086)
HVOF WC86-Co10Cr4 (SWC-15)
AISI 1020 (S235G2T)
D- povlak WC-Co-Cr
Rychlost
Tloušťka Poměr tvrdosti
erozivního
povlaku
částic a
opotřebení
(µm)
erodovaného
(16 m/s)
materiálu
(μm3impakt-1)
Hč/Hm
75
1,26
0,14
350
170
1,33
0,85
0,060
0,026
350
0,93
0,059
100
5,00
1,03
0,450
0,027
Rychlost
erozivního
opotřebení
(28 m/s)
(μm3impakt-1)
10,55
5,31
1,29
(lap.1,06)
4,91
(lap.1,98)
15,99
2,68
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
úhlu nárazu
Tvrdý Cr
HVOF 86WC-10Co-4Cr (D1086)
D- povlak 86WC-10Co-4Cr
AISI 1020 (S235G2T)
30°
3,62
0,79
1,74
22,9
45°
5,14
1,10
3,66
27
60°
6,94
1,18
2,1
24,1
75°
7,56
Nezkouš.
2,6
19,8
90°
5,31
1,29
2,68
16,0
Tab. 26 Výsledky zkoušek erozivního opotřebení termických nástřiků [47]
Parametry zkoušení: vodní tryskač, v = 18.2 m/s, úhel nárazu - 60°, abrazivo - písek (střední
velikost částic - 225 µm). Doba zkoušky – 30 minut.
Materiál a povlaky
WC10CrCo4Cr
TiAlN PVD
Armcore „M“
Stellite 6
Stellite 6
Stellite 12
Stellite 12
X20Cr13
Ti6Al4V
Nominální chemické
složení
86WC- 10Co-4Cr
Nitridace + PVD TiAlN
0,17 C, 45 Cr, 2,0 Si,
5,9 B, zbytek Fe
1,2 C, 28 Cr, 5 W, 3 Ni,
1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn,
zbytek Co
1,2 C, 28 Cr, 5 W, 3 Ni,
1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn,
zbytek Co
1,85 C, 29 Cr, 9 W, 2,5
Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn,
zbytek Co
1,85C, 29 Cr, 9 W, 2,5
Ni, 1 Si, 2,5 Fe, 1 Mn,
zbytek Co
0,20 C, 0,5 Si, 0,5 Mn,
13 Cr, 0,5 Ni,
Ti-6Al-4V
Proces
nástřiku
HVOF
HVOF
Tvrdost
(HV)
1090-1226
2800-3000
600-650
Objemový úbytek
(mm3)
0,4235
0,846
2,42
HVOF
420-430
10,30
TIG
420-430
14,90
HVOF
520-530
13,55
TIG
520-530
16,09
-
330-350
24,48
-
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-VCCo 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
13Cr4Ni broušeno
13Cr4Ni plazmová nitridace
13Cr4Ni bórováno
13Cr4Ni tvrdý Cr
13Cr4Ni D-gun nástřik
WC12Co
13Cr4Ni D-gun nástřik
Cr3C2+25NiCr
T410 (X12Cr13) bórování
Hustota Mikrotvrdost Tloušťka
(HV)
povlaku
(g/cm2)
(m)
Drsnost
povrchu
Ra (m)
7,8
7,8
7,1
7,14
12,5
288-300
1000-1050
1650-1700
700-750
1100-1150
-200-250
50-60
50-60
200-250
0,1-0,2
0,1-0,2
0,3-0,4
0,08-0,1
0,4-0,5
Objemový
úbytek
(mm3/cm2/kg
eroziva)
1,38
1,39
0,90
1,28
0,77
6,25
750-800
200-250
0,4-0,6
2,39
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
AC-HVAF-0
AC-HVAF-5
AC-HVAF-10
AC-HVAF-15
Složení prášku
100% (WC-10Co-4Cr) + 0%
nanoWC-10Co
95% (WC-10Co-4Cr) + 5%
nanoWC-10Co
90% (WC-10Co-4Cr) + 10%
nanoWC-10Co
85% (WC-10Co-4Cr) + 15%
nanoWC-10Co
Metoda
povlakování
HVAF
Tvrdost
(HV0,3)
1677
Hmotnostní
otěr (g)
0,005
HVAF
1795
0,004
HVAF
1826
0,003
HVAF
1873
0,001
Liu a kol. [50] studovali experimentálně vliv různého podílu nanočástic prášku WC10Co 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
Ocel
s nízkým
obsahem
uhlíku
Manganová
ocel
Martenzitická
ocel
Návar Fe-Cr
Návar na bázi
Cu
Návar s WC
Návary na
bázi Co a Ni
Typické složení
0,1C; 1Mn;
0,5Si; 0,8Cr;
0,5Ni; základ
Fe
Charakteristika návaru
Struktura – ferit;
tvrdost – 20-35 HRC;
obrobitelný; houževnatý; není
omezení v tloušťce návaru; nízká
odolnost proti abrazívnímu
opotřebení
1,1C; 14Mn;
Struktura – austenitická, tvrdost
1Ni; 0,5Mo;
při zpevnění až 550 HB;
2Cr; 0,5Si;
houževnatá; tažná; nemagnetická;
základ Fe
vynikající odolnost proti
kombinaci abrazívního opotřebení
a rázů
0,5C; 1Mn;
Struktura – martenzitická, tvrdost 0,5Si; 5Cr;
45-60 HRC, pevná do 500°C,
1,5Mo; základ
odolává vydrolování, dobrá
Fe
opotřebení, nízká rázová
houževnatost a tažnost
4C; 20Cr; 2Mn; Struktura – martenzit-austenit +
1Si; 1Mo;
karbidy M7C3, tvrdost - 45-60
0,5Ni; základ
HRC, obvykle praská, nutno
Fe
navařit 2-4 vrstvy; výborná
opotřebení do 500°C
10Al; 1,5Fe;
Nízké tření v dvojici s ocelí,
0,3Sn; základ
odolává adhezívnímu opotřebení,
Cu
odolává korozi, dobře obrobitelný,
neomezená tloušťka, nevhodný do
podmínek abrazívního opotřebení
60% částice
Karbidy WC v ocelové matrici,
WC; zbytek
obvykle praská po navaření,
nízkouhlíková
výborná odolnost proti
ocel
abrazívnímu opotřebení, oxidace
>400°C, navařit pouze 1 vrstvu
28Cr; 5W; 1C; Karbidy ve slitinové matrici,
základ Co nebo tvrdost - 40-55 HRC, dobrá tvrdost
Ni
do 800°C, odolává adhezívnímu
opotřebení za vysokých teplot,
odolává erozívnímu opotřebení,
kavitaci a nárazům
Aplikace
Renovace součástí
z nízkouhlíkových
ocelí; kola, hřídele,
ozubená kola, válce,
vačky, čepy
Renovace odlitků
z austenitické
manganové oceli,
válce drtičů, tyče
drtičů, kladiva
mlýnů
Nemazané součásti
podvozků traktorů,
kola jeřábů, válce
pro tváření trubek
apod.
Zuby lžíce bagru,
drtiče, korečky,
řetězy dopravníku,
kladiva kladivového
mlýna, hrany
škrabáku
Ozubená kola,
ložiska, hřídele,
formy, hydraulické
písty, oprava odlitků
na bázi Cu
Šroubové vrtáky,
vrtáky, řezné zuby,
vrtné objímky,
zařízení na řezání
SiO2
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]
Typ návaru
Tvrdost
Abrazívní faktor
Návar Cr litinou (5 C, 21 Cr, 8,5 Nb, 9 Mo)
Návar WC (2,4 C, 58 W)
Návar Cr litinou (2,8 C, 23 Cr, 2 Mn, 1 Mo, 0,4 V)
Návar Cr litinou (3,1 C, 14 Cr, 2 Mn, 1,5 Si, 0,5 Mo)
Bílá litina A (2,5 C, 25 Cr)
Bílá litina B (3 C, 18 Cr, 1,5 Mo, 1 Ni)
Litá nízkolegovaná ocel (0,4 C, 1,9 Ni, 0,8 Cr)
Návar typu martenzitické oceli (0,8 C, 6 Cr, 1 Mn, 0,4 Si)
Návar Mn ocel (0,7 C, 14 Mn, 3 Cr, 0,3 Ni)
Návar Mn ocel (0,1 C, 14 Mn, 10 Cr, 1 Ni)
Ocel s nízkým obsahem uhlíku (0,2 C)
68 HRC
64 HRC
58 HRC
53 HRC
61 HRC
61 HRC
54 HRC
50 HRC
97 HRB
91 HRB
95 HRB
30
17
20
4,6
5,7
11
2,1
1,7
2,1
0,8
1,0
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
A
B
C
D
E
F
G
H
I
J
K
L
M
N
C
0,4
0,1
0,2
0,5
0,86
0,8
3,1
0,15
0,2
0,3
2
3,16
3,8
0,3
Mn
1,6
0,9
0,9
0,8
1,13
1,95
2,3
0,6
0,6
0,4
0,3
0,46
1,4
0,4
Si
1,2
0,9
0,5
0,8
1,2
3,94
2,52
0,5
0,4
0,3
0,5
0,94
1,61
0,3
Cr
Mo
V
W
----3
---2
0,5
0,5
-1,3
---1,7
---2,0
---2,87
-0,83 0,83
14,5
---13
---10
1,2
--12
---26,8
---25,5
---2,7
-0,4
5
Další legury
---------0,6 Ni
--0,15 B
--
Návar
O
P
R
S
T
V
W
X
Y
Z
AA
AB
AC
AD
AE
AF
C
0,3
0,4
1,0
1,3
3,05
1,2
2,6
3,7
3,2
3,36
4,0
5,05
3,9
3,0
6,1
2,81
Mn
0,7
0,4
0,5
0,3
1,1
12,5
0,7
0,5
1,07
0,9
1,0
0,82
0,5
2,0
1,2
0,59
Si
0,4
0,5
0,3
0,5
3,33
1,8
1,62
0,77
2,12
2,0
1,0
2,85
0,44
1,0
1,6
0,91
Cr
Mo
V
W
3,2
-0,3
3,2
3,2
-0,4
9
4,3
-2,4
9
4,5
-4
11
12,2
1,25 0,85 3,12
----26,7
---26,93
---25,5
---24,17
---25,0
-2,5
-25,2
-4,0
-16,9
0,33 -----31
22,25
8
1,3
2,3
14,0
2,7
3,05 1,9
Další legury
-----0,88 Cu
---0,8 B
1,16 Ti; 1,34 B
---0,2 B
6,36 Nb
4,67 Nb
Tab. 32 Mikrostruktura, tvrdost a poměrné odolnosti proti abrazívnímu a erozívnímu
opotřebení zkoušených návarů [3,14]
Návar
A
B
C
D
E
F
G
H
I
J
K
L
M
Mikrostruktura návaru
jemná přechodová mikrostruktura (386 HV0. 030),
lokálně menší množství martenzitu (805-924 HV0. 030)
jemná přechodová mikrostruktura s menším
množstvím feritu na hranicích zrn
jemná přechodová mikrostruktura, místně oblasti
heterogenní struktury (514 HV0. 030)
jemná přechodová mikrostruktura (358-386 HV0. 030)
směs jemné přechodové mikrostruktury (386-443 HV0.
030) a martenzitu (957 HV0. 030)
přechodová mikrostruktura (469 HV0. 030)
směs přechodové mikrostruktury (669 HV0. 030),
martenzitu (805 HV0. 030) a karbidických fází (11591497 HV0. 030)
hrubší martenzitická struktura (718 HV0. 030) se síťovím
-feritu (284 HV0. 030)
heterogenní martenzitická struktura (805 HV0.030), na
hranicích primárních zrn stopy oxidů
směs jemné martenzitické mikrostruktury (805 HV0. 030)
a většího množství jemného feritu s jemnými karbidy
heterogenní směs jemného martenzitu, přechodové
struktury a karbidů
ledeburitická struktura (1230 HV0. 030) s primárními
karbidy Cr (2420 HV0. 030)
heterogenní směs jemného martenzitu, přechodové
struktury a karbidů
Tvrdost
[HV]
268/298
a1
[1]
1,36
a2
[1]
2,47
352/351
1,38
1,53
537/407
1,77
2,29
340
697/452
-2,26
3,18
3,49
615/463
825/832
2,36
3,56
2,02
18,83
582/498
1,93
2,01
558/578
1,84
2,19
680/670
2,31
1,86
490/353
3,21
2,95
782/738
4,74
21,48
797/764
4,51
20,98
Návar
N
O
P
R
S
T
V
W*
X*
Y
Z
AA
AB
AC
AD
AE
AF
heterogenní martenzit (754-1159 HV0. 030), místně
zbytkový austenit a jemné karbidy
heterogenní směs martenzitu, zbytkového austenitu a
jemných karbidů
heterogenní směs martenzitu (754-1159 HV0. 030),
zbytkového austenitu a jemných karbidů
jemný martenzit (924 HV0. 030) s karbidy
jemný martenzit (924 HV0. 030) s karbidy
jemná přechodová mikrostruktura (502-707 HV0. 030 )
s dendritickými komplexními karbidy (2240 HV0. 030)
austenit
dendritická mikrostruktura, velké procento disperzních
karbidů Cr v eutektické matrici
dendritická mikrostruktura, eutektická matrice
s některými velkými Cr karbidy
dendritická mikrostruktura, směs eutektické matrice
(452 HV0. 030) a Cr karbidy
směs eutektické matrice (619-850 HV0. 030), karbidů a
boridů (1158 HV0. 030)
dendritická mikrostruktura s komplexními Cr a V
karbidy (~1800 HV0. 030)
matrice (761 HV0. 030), Cr a V karbidy (2362-2605
HV0. 030)
dendritická mikrostruktura, hranaté karbid pravidelně
rozptýlené v eutektické matrici
dendritická mikrostruktura s velkými karbidy WC v
eutektické matrici (761 HV0. 030)
dendritická mikrostrutura s karbidy v matrici (879 HV0.
030 )
dendritická mikrostruktura s komplexními a specialními
karbidy
Tvrdost
[HV]
825/754
a1
[1]
2,63
a2
[1]
3,28
700/643
1,94
2,96
761/723
2,26
3,38
806/914
838/794
750/845
2,50
3,03
5,24
9,58
27,41
34,26
265/283
598
2,11
3,05
2,47
--
602
4,20
--
643
2,96
--
736
3,88
--
726
3,80
--
760
4,55
--
630
4,46
--
845
17,1
--
996
7,65
--
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)
A
B
C
D
E
F
G
H
I
J
O
P
R
S
T
12 014
607
351
407
832
498
496
776
738
861
845
369
396
736
443
931
95-105
odolnost proti
opotřebení he
 = 150
256
1,59
1,71
4,47
1,97
1,84
3,17
7,46
8,50
5,51
1,62
1,69
2,90
2,16
7,12
1,00
odolnost proti
opotřebení he
 = 450
1,79
1,73
1,64
2,83
2,00
1,86
2,58
4,30
4,13
3,26
1,43
1,37
2,00
1,83
3,01
1,00
odolnost proti
opotřebení he
 = 900
1,87
1,44
1,60
2,72
1,87
1,69
2,19
3,23
3,15
2.65
1,29
1,09
1,74
1,69
2,17
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
A
B
C
D
E
Tvrdost
(HV)
298
351
407
832
498
we
(mg/g)
× 10-5
0
13,36
13,64
12,47
10,51
13,00
we
we
we
we
we
(mg/g) ×10- (mg/g) ×10- (mg/g) ×10- (mg/g) ×10- (mg/g) ×105
5
0
30
17,36
16,53
16,93
18,37
17,13
5
0
4
18,67
16,73
17,2
18,33
18,67
5
0
60
15,84
15,33
15,93
17,87
17,51
5
0
7
10,8
11,91
14,73
16,27
15,53
900
10,77
9,93
11,31
13,6
13,24
F
G
H
I
J
12014
578
776
738
861
845
95-105
11,84
9,64
7,51
8,24
7,67
17,22
15,97
13,81
13,04
13,57
13,77
19,02
17,44
15,97
13,73
15,31
17,13
20,97
17,04
15,71
14,4
16,00
17,77
15,55
14,97
15,64
16,37
16,27
20,04
12,27
14,44
14,23
16,44
12,47
18,04
8,59
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)
Návarová
slitina
C
Cr
KBCh
ChR-19
T-620
EN-60M
US
ETN-2
ETN-1
OZI-1
VSN-6
2,5
3,0
3,0
0,9
4,5
2,8
2,5
0,9
1,2
25
28
23
2,5
8,0
6,0
-4,0
15,0
Mn
B
0,5
0,5
0,7
0,8
9,0
6,0
21
1,0
--
1,0
1,0
1,6
-------
Další
Tvrdost
[HV]
--1 Ti
0,5 Mo
---14 W; 1 V
14 W; 2 V
710
754
657
635
830
514
373
484
415
Poměrná
odolnost proti
abrazivnímu
opotřebení
ε [1]
3,30
3,78
2,46
2,02
3,22
2,30
1,74
1,36
2,52
Tab. 36 Poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení ε návarů Sormait No. 1 [60]
Technologie navařování
Návar plamenem
Litá tyčinka
Návar plamenem
Tvrdost
[HV0,1]
747
869
798
ε
[1]
3,07
2,64
2,48
Technologie navařování
Litá tyčinka
Vysokofrekvenční návar
Návar trubičkou
Tvrdost
[HV0,1]
659
624
755
ε
[1]
2,48
2,05
1,87
Tab. 37 Chemické složení a poměrná odolnost proti abrazivnímu opotřebení vybraných
návarových slitin [61]
Návarová
slitina
E334
E335
E336
T-101
T-104
T-107
C
1,28
1,27
1,26
0,71
0,88
0,78
Cr
15,5
15,05
14,6
17,69
17,53
17,8
Mn
0,81
0,77
0,74
0,26
0,33
0,50
Si
1,07
1,19
1,1
0,85
0,80
1,03
Další
0,12Ti, 2,46B
0,11Ti, 2,03B, 2,2Ni
0,14Ti, 3,41B, 4,28Co
0,4Ti, 2,7B
0,25Ti, 2,53B, 2,65Ni
0,6Ti, 2,81B, 3,29Co
Poměrná odolnost
proti abrazívnímu
opotřebení*
0,55
1,64
0,65
0,56
1,59
0,69
E357
E204-1
E220-1
E859
2,8
3,06
3,01
3,02
15,81
18,54
20,4
16,05
2,18
1,69
1,86
0,70
2,9
2,7
2,3
0,85
EB561
1,45
29,56
0,3
1,02
ER5
1,0
4,5
0,6
0,4
0,12Ti
0,14Ti, 1,37B
0,09Ti, 1,08B, 0,7Ni
0,1Ti, 0,8B, 0,1Ni,
2,8Co
0,054T, 4,68W,
12,72Co
5Mo, 2,3V,
7,5W,12,5Co
1,44
2,00
1,56
3,54
1,10
1,80
*Etalon – ocel 12 060.3
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
DUR 600 IG
DUR 650 IG
OK 83.65
OK 84.52
OK 84.58
OK 84.78
OK 84.84
OK AUTROD 13.91
FRO B 500
FRO B 600
HARD FRO 500
HARD FRO 600
TOOL FRO
HARD FRO V-1000
GRIDUR 7
GRIDUR 46
GRIDUR 50
CARBOFIL A-600
CITODUR 600 B
Obsah prvků (%)
C
Mn
Si
0,45 0,4
3
0,36 0,4
1,1
0,7
0,4
4
0,25 0,3
0,5
0,7
0,7
0,6
4,5
x
x
2,7
<0,5 2
0,45 0,45 3
0,55 2,7
x
0,8
2,7
x
0,35 0,55 x
0,75 0,5
x
0,85 0,7
x
4
1,1
x
0,5
0,4
1,7
0,5
0,4
1
5
x
x
0,5
x
3
0,5
0,3
0,4
Cr
9,5
5,2
2
13
10
33
8,3
9
2,2
2
5,5
7
4,5
35
9
9
34
9
7
H
[HV30]
Další
-585
1,4Mo, 0,3V, 1,3W
479
-455
-448
-667
-499
6,3V, 4Ti
823
-564
1Mo
611
1Mo
683
5Mo
508
0,4Mo, 0,5V
577
8Mo, 1,5V, 2,5W
799
0,9Mo
598
-680
-679
-715
-577
0,5Mo, 0,5V
648
a
[1]
9,8
12,3
6,4
9,4
8,4
6,9
2,0
11,5
7,9
5,7
8,0
10,4
6,6
5,3
9,1
11,9
8,1
9,8
14,4
CITODUR V 1000 E
CITOMANGAN E 7
UTP 67 S
UTP 69
UTP 75
UTP 670
UTP 672
UTP 711
VÚZ - CrL
4,3
x
x
35
-1,2
13
0,7
x
-0,5
0,5
3
9
-0,9
0,5
0,5
4,5 8Mo,1,2V, 1,8W
60% WC + 40% nízkouhlíková ocel
0,4
1
1
9,5 0,6Mo, 1,5V
0,65 0,5
1
14
0,9Mo, 0,2V
3,5
x
x
35
-3
1,1
0,6
23
0,5Mo, 0,17V,
0,05W, 1,5Ni
532
337
596
845
792
687
580
616
602
9,4
9,1
13,5
8,3
6,2
17,5
15,7
5,6
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.
Tab. 39 Směrné složení, tvrdost a objemový otěr zkoušených návarů [63]
Návar
Směrné chemické složení
Počet Tvrdost Objemový otěr
vrstev [HRC]
[mm3]
Návar 1 4,3C, 35Cr, 1,1Mn
1
55,6
37,5
2
57,5
19,5
Návar 2 4,5C, 26W, 2,1Mn
1
58,3
22,8
Návar 3 4,2C, 23Cr, 3,5W, 5,4Nb, 4,1Mo, 1,5Si,
1
54,6
49,4
0,8V
2
58,9
35,7
3
60,2
18,8
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
Stellite 6
Stellite 6
Stellite 21
Stellite 21
Haystellite
Composite Rod 2
Technologie
plamen
oblouk
WIG
oblouk
plamen
Obsah prvků (%)
C
1,1
1
0,25
0,25
Cr
Mo
W
Ni
28
-4
-28
-4
-27
5
-2,8
27
5
-2,8
60% WC + 40% Stellite 6
Co
zbytek
zbytek
zbytek
zbytek
* Poměrná
otěruvzdornost
3,50
1,50
1,47
1,35
17,54
Haystellite
WIG
60% WC + 40% Stellite 6
41,67
Composite Rod 2
* 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
Slinuté karbidy (VK-6, VK-8, VK15)*
Kompozitní slitina na bázi karbidů
W
Návar na bázi karbidů Cr se
zpevněnou matricí
Vysokochromové a CrW oceli a
litiny 300Ch25N3S3,
300Ch10V14, 70Ch20R3, 3Ch2V8
(návary)
Uhlíkové nízko- a střednělegované
oceli (TZ oceli 45, U8, Ch12 a
návary 150Ch4, 150C12M)
Ocel 45 žíhaná - etalon
85 HRA
Poměrná odolnost proti
erozivnímu otěru
α~10° α~30° α~75°
32,4
19,6
4,3
Poloha v řadě
otěruvzdorností
α<30° α>45°
1
1
74 HRA
11,1
6,1
3,4
2
2
60-64
HRC
48-56
HRC
6,5
2,8
1,4
3
3
2,65,4
0,92,2
0,70,9
4
6
42-58
HRC
2,12,4
1,11,5
1,11,3
5
5
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 -1,84,3 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 (%)
C
Co
Ni
Fe
Cr
W
Mo
Ostatní
Stellite-6
1,1
62
3
2,3
28
4,5
1,5
1 Si
Ultimet
0,058 57
8,8
2,9
24
2
4,8
Hastelloy-C22
0,006 --
57,1
5,15
21
2,95 23
Inconel-625
0,023 --
61,7
5
21,7
B-60
0,67
--
73,8
4,3
13,4
Armacor-M
--
--
--
39
Aluminid Fe
0,023 --
--
Cr bílá litina
2,74
0,27
--
8,5
3,49 (Ta+Nb)
--
--
4,2 Si; 2,8 B
58
--
--
3 Si; 8 B
84,7
2
--
--
14,8 Al
68,7
27
0,12
0,44 Mn; 0,6 Si; 0,11
N
AISI 316L
0,027 --
10,2
69
16,5
2,1
1,45 Mn
(X2CrNiMo1712-2)
AISI 420
0,4
85,73 13,07
0,425 Si; 0,35 Mn
(X20Cr13)
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
Stellite-6
Primární dendrity + karbidy M7C3
Tvrdost
(HV)
Tloušťka
návaru
(mm)
450
3,3
Poměrný
objemový otěr
(10-3mm3min-1)
30°
90°
12,2
11,9
Ultimet
v mezidendritické oblasti
Primární dendrity
HastelloyC22
Inconel-625
Primární dendrity + Mo bohatou
intermetalickou fáze σ, µ
Primární dendrity + NbC nebo
Lawesova fáze
B-60
Primární dendrity
Armacor-M Primární jehlicovitá fáze (boridy)
v matrici Cr-Fe
Aluminid
Tuhý roztok α-(Fe,Al) s jemnými
Fe
precipitáty
Cr bílá litina Primární dendrity
AISI 316L
Primární dendrity - ferit + austenit
AISI 420
Primární dendrity
250
3,4
9,7
8,5
225
1,8
9,4
11,4
240
3,5
9,5
9,4
800
720
4,0
2,4
9,9
20,3
13,5
22,2
225
3,3
9,3
10,3
620
200
460
3,5
4,3
4,6
11,3
9,2
14,2
11,1
10,0
9,4
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).
Tab. 44 Zkoušky abrazívního opotřebení chemicky vyloučených povlaků na přístroji TABER
ABRASER (TWI) [73]
Povlak
Zpracování
Tvrdý Cr
--
Hmotnostní
otěr (10-3kg)
0,9
Povlak
Zpracování
Ni-P + SiC
--
Ni-P
--
24
Ni-P + SiC
11
Ni-P + B4C
vytvrzený
400°C
vytvrzený
400°C
Ni-P
vytvrzený
400°C
Hmotnostní
otěr (10-3kg)
0,75
0,3
0,04
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
40Ch
40Ch + Cr
Tvrdost
49-55 HRC
925 HV
Střední hmotnostní
úbytek (g)
2,604
0,622
Poměrná
otěruvzdornost
1
4,19
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
Al slitina VD-17
Lesklý Cr
Mléčný Cr
Chemický Ni 1
Chemický Ni 2
Mikrotvrdost
98-122
800-849
598-678
570-613
695-732
Modul pružnosti
(kg/mm2)
7040
18800
20850
21500
21800
Zbytková pnutí
(kg/mm2)
18,5
10,2
6,5
- 2,3
Poměrná
otěruvzdornost
9
7
2,7
4
7. Závěr
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 chimikotermičeski 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 HVOFsprayed 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 arcsprayed 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 WC10Co-4Cr AC-HVAF sprayed coatings on wear and erosion behaviour. Wear 269 (2010) 362367
[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, 169190
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
68 B.F. Levin, J.N. Dupont, A.R. Marder, Weld overlay coatings for erosion control. Wear
181-183 (1995) 810-820
69 B.F. Levin, J.N. Dupont, A.R. Marder, Solid particle erosion resistance of ductile
wrought superalloys and their weld overlay coatings. J. Materials Science 33 (1998) 21532163
70 G.S. Sapate, A.V. RamaRao, Erosive wear behaviour of weld hardfacing high chromium
cast irons: effect of erodent particles. Tribology International 39 (2006) 206-212
71 G.S. Sapate, A.V. RamaRao, Effect of carbide volume fraction on erosive wear
behaviour of hardfacing cast irons. Wear 256 (2004) 774-786
[72] E. Broszeit, Mechanical, thermal and tribological properties of electro- and
chemodeposited composite coatings. Thin Solid Films 95 (1982) (2) 133-142
[73] W. Lure, Chemisch – Nickel – Dispersionen mit Feststoffen. Galvanotechnik 78 (1987)
(11) 3193-3197
[74] S.G. Babajev, Gidroabrazivnoje iznašivanije metallov glinistym rastvorom. Vestnik
mašinostrojenija (1970) (3) 49-51
[75] P.A. Averčenko, V.M. Pleskač, B.A. Treskunov, Svojstva metalličeskich pokrytij při
gazoabrazivnom iznose. Technologija i organizacija proizvodstva (1971) (6) 56-57
[76] L.A. Urvancov, Erozija i zaščita metallov. Mašinostrojenije, Moskva, 1966

Otěruvzdorné povrchové úpravy prohlédnout PDF

Transkript

Podobné dokumenty

Boridování s použitím produktů Durferrit DURBORID

Stiahnuť PDF - Veronika Pizano

Výzkumný záměr - Výzkumný a zkušební ústav Plzeň s.r.o.

TU - Tribotechnika

Text práce ve formátu PDF

duben 2013 - Svět plastů

Rok 1989 v jižních Čechách - Průběh Sametové revoluce ve

Katalog laserových návarových materiálů

CZ LOKO Katalog lokomotiv a speciálních vozidel

Laserové navarové dráty řada LAS

Vortex – vírový snímač průtoku VA40 … ZG7

Agip MetalCut ERF 14

Zpracování nástrojových ocelí

Vortex – vírový snímač průtoku VA40 … ZG8 Ex-d

kulový kohout

Metody depozice povlaků

EN AW 7075 - GLEICH Aluminium