Rezumat Teza C Rotariu

8/17/2019 Rezumat Teza C Rotariu

1/60

CONTRIBUŢII TEORETICE ŞI

EXPERIMENTALE PRIVIND CREŞTEREA

DURABILITĂŢII UNOR STRATURI SUBŢIRI

TRIBOLOGICE DEPUSE PRIN METODA PVD

- REZUMAT -

Coordonator ştiinţific: Prof. Univ.Dr.Ing. Paraschiv Dragoş

Doctorand:

Ing. Rotariu Constantin

IAŞI - 2014

UNIVERSITATEA TEHNICĂ“GHEORGHE ASACHI“ IAŞI

ŞCOALA DOCTORALĂ A FACULTĂŢII DE CONSTRUCŢII DE MAŞINI ŞI MANAGEMENT

INDUSTRIAL


2/60


3/60


4/60

Cuvânt înainte

Doresc să îmi exprim aici stima şi respectul pe care îl nutresc faţă de coordonatorul ştiinţific al

lucrării, Prof. Univ. Dr. Ing. Dragoş Paraschiv, pentru îndrumarea competentă atât în perioada stagiului de

doctorat, cât şi în perioada de elaborare a tezei, pentru siprijinul acordat în momentul apariţiei unor dificultăţi

pe parcursul desfăşurării pregătirii acesteia, dar şi pentru oportunitatea valorificării rezultatelor tezei prin publicarea în reviste din ţară şi străinătate.

Cu acest prilej vreau să mulţumesc conducerii Facultăţii de Construcţii de Maşini şi Management

Industrial, în special domnului decan Prof. Univ. Dr. Ing. Gheorghe Nagîţ, pentru condiţiile de care am

beneficiat pe tot parcursul stagiului de doctorat.

Alese mulţumiri aduc membrilor comisiei de doctorat: Prof. Univ. Dr. Ing. Gheorghe Nagîţ –

Decan al Facultăţii de Construcţii de Maşini şi Management Industrial din cadrul Universităţii Tehnice

“Gheorghe Asachi” – Iaşi, Prof. Univ. Dr. Ing. Gheorghe Brabie – Universitatea ”Vasile Alecsandri”

Bacău, Conf. Dr. Ing. Doru Bardac – Universitatea Politehnică București, Prof. Univ. Dr. Ing. Eugen

Axinte din cadrul Facultăţii de Construcţii de Maşini şi Management Industrial, pentru deosebita onoare ce

mi-a fost acordată acceptând această calitate şi nu în ultimul rând pentru efortul şi bunăvoinţa de a analiza

această lucrare.

Sincere mulţumiri se cuvin referenţilor ştiinţifici care s-au aplecat cu răbdare şi au formulat sugestii

pertinente asupra conţinutului prezentei lucrări.

Autorul mulţumeşte călduros domnului Ing. Valerică Huşanu Director Tehnic în cadrul S.C.

“Rulmenţi” S.A. Bârlad pentru sprijinul acordat, prin posibilitatea prelevării probelor şi aplicaţiilor efectuateîn cadrul societăţii, Mulţumiri aduc şi domnului ing. Valică Popa Director programarea Producţiei în cadrul

aceleaşi societăţi privind ajutorul dat în efectuarea modelului matematic prin utilizarea softului. Vii mulţumiri

domnului Dr. Ing. Sorin Popa pentru facilităţile şi ajutorul acordat în vederea măsurărilor experimentale.

Mulţumesc cu acest prilej întregului colectiv didactic al catedrei T.C.M. al Universităţii Tehnice

“Gheorghe Asachi” din Iaşi pentru sugestiile făcute pe parcursul elaborării tezei, cât şi tuturor acelora care m-

au ajutat la definitivarea cercetărilor.

Sentimentele de recunoştinţă ale autorului se îndreaptă către toţi profesorii săi care şi-au pus

amprenta asupra pregătirii sale profesionale şi morale şi către înaintaşii săi, cadre didactice şi cercetători

ştiiţifici, care prin rezultatele muncii lor i-au pus la dispoziţie un vast material bibliografic şi au contribuit

astfel la îmbogăţirea cunoştinţelor din acest domeniu.

Pentru sprijinul, răbdarea şi înţelegerea acordată, pentru atmosfera creată şi pentru sacrificiile

făcute de-a lungul întregii perioade de elaborare a tezei, îmi îndrept întreaga recunoştiinţă pentru întreaga mea

familie, fără de care nu aş fi putut realiza pe deplin această lucrare.

Iaşi, 2014 ing. Constantin Rotariu


5/60

Capitolul I

Stadiul actual al cercetărilor privind depunerea de straturilor subţiri

1.1. Tehnici de depunere (PVD, CVD)

Depunerea fizică din vapori - Physical Vapour Deposition (PVD) [152,191] este metoda prin care

straturile subţiri (de 1 - 10 µm) se obţin prin condensarea pe suprafaţa substratului a unor specii atomice saumoleculare aflate în fază de vapori. Procesele PVD [276] pot fi împărţite după metodele de formare a

vaporilor primari în: procese de vaporizare (termice) şi procese de pulverizare (cinetice). In timpul depunerii

PVD materialul care urmează să fie depus este vaporizat sau pulverizat, se amestecă cu un gaz şi apoi se

condensează din starea de vapori sub forma unui strat (film) subţire pe piese.

Depunerile de straturi prin PVD [152,191] presupun obţinerea de straturi subţiri pe suprafaţa

pieselor metalice prin evaporare termică, pulverizare catodică sau implantare ionică. Se obţin straturi subţiri,

cu grosimi de 2 - 10 μm, prin condensarea unor fluxuri gazoase de atomi sau molecule pe suprafaţa pieselor,

fluxuri produse prin mecanismele fizice de evaporare termică sau pulverizare catodică a materialului de

depunere. Un avantaj important este acela că pot fi obţinute straturi complexe de tipul multicomponent şi

multistrat cu proprietăţi deosebite de natură mecanică, electronică, optică, termică etc. In ceea ce priveşte

formarea straturilor subţiri prin evaporare termică, Frenkel dezvoltă o teorie prin care viteza de desorbţie wd se

calculează cu relaţia următoare [76,194]:

d E

RT d w C e

(1.1)

unde: E d este energia de desorbţie iar C este o constantă de material (al suportului). Pentru fiecare pereche de

tipul substanţă acoperitoare - material de bază, există o temperatură critică deasupra căreia nu mai are loc

condensarea deoarece toţi atomii sunt reflectaţi de suprafaţa prea caldă.

Cele mai utilizate tehnici de depunere PVD sunt [197]:

- depunerea prin pulverizare magnetică (catodică);

- evaporarea ter mică;

- placarea ionică.

Metoda PVD presupune totalitatea proceselor prin care un material (solid, lichid sau gaz) se depune

pe o suprafaţă solidă. Aceasta presupune o serie de reacţii chimice dintre substrat şi materialul de acoperire.

Unul din aspectele importante pentru tehnica PVD este ca substratul poate fi încălzit la temperaturi scăzute (50

– 500o C).


6/60

Fig. 1.1. Principiul metodei PVD [197]

În figura 1.1. se prezintă schematizat principiul metodei PVD. Materialul care urmează a se depune(sursa) se amplasează într -o cameră vidată, unde este evaporată printr -o încălzire intensă utilizând un filament

(de tungsten, de exemplu). O alternativă pentru a evapora sursa este tehnica bombardării cu ioni. Depunerea pe

suprafaţa solidă presupune formarea de straturi atomice de material.

În funcţie de modalitatea de obţinere a acoperirilor pentru depunerea filmului de TiN există două

categorii de metode: chimice (Chemical Vapor Deposition – CVD) [216] şi fizice (Physical Vapor Deposition

– PVD) [171]. Diversele variante ale acestor metode sunt prezentate în figura 1.2. În comparație cu procedeele

CVD, procedeele PVD permit obținerea de straturi latemperaturi mai scăzute, într -o varietate microstructurală

şi compozițională mult mai mare. În plus procedeele PVD mai au o calitate ce nu trebuie neglijată şi anume nu

poluează mediul [219,241]

Fig. 1.2. Clasificarea principalelor procedee de obținere a straturilor din fază de vapori [219,241]


7/60

1.2. Analiza metodei de depunere Sputtering

Analizăm tehnicile sputtering -ului, una dintre cele mai importante metode de depunere a filmelor

subţiri. Obiectivul acestor procese de depunere este de a transfera controlabil atomii de la o sursă la un

substrat, unde se formează filmul şi are loc creşterea continuă a stratului la nivel atomic. Prin evaporare,

atomii sunt îndepărtaţi de la sursă prin mijloace termice, în timp ce prin sputtering ei sunt dislocaţi de pe

suprafeţele sursei solide prin impactul cu ioni gazoşi.

Cele mai timpurii experimente privind ambele tehnici de depozitare datează din secolul XIX. În

1852, Grove [226] a observat depuneri metalice prin pulverizare în urma unei descărcări electrice. Cinci ani

mai târziu, Faraday, lucrând cu fire metalice explozibile de tip fitil într -o atmosferă inertă, a produs f ilme

subţiri prin evaporare.

Avantajele aduse de dezvoltarea echipamentelor de pompare cu vid şi fabricarea surselor de

încălzire tip Joule, mai întâi făcute din platină, apoi fire de tungsten, au dus la progresul tehnologiei în tehnica

evaporării. Interesul ştiinţific privind fenomenul evaporării şi proprietăţile filmelor metalice subţiri obţinute prin aceasta tehnică, a fost imediat urmat de producţia industrială de componente optice, ca de exemplu:

oglinzi, separatoare de fascicole luminoase şi, mai târziu, învelişuri antireflexie.

Sputtering-ul a fost folosit încă din anul 1877 [138] pentru obţinerea oglinzilor.

Aplicaţiile ulterioare ale acestei metode au inclus acoperirea structurilor subţiri cu aur şi depunerea

filmelor metalice pe suporturi de ceară (parafină) în realizarea discurilor de pic-up.

Până la sfârşitul anilor 1960, tehnica evaporării a depăşit clar sputtering -ul, ca tehnică preferată în

depunerea de filme subţiri. Vitezele de depunere mai mari, vaccum mai bun şi, prin urmare, medii ma i curate

pentru formarea filmelor, precum şi posibilitatea utilizării unei game mari de materiale au fost câteva dintre

motivele pentru ascendenţa metodelor de evaporare. Totuşi, filmele folosite pentru aplicaţii magnetice şi

microelectronice au necesitat folosirea aliajelor, cu limite stoechiometrice stricte care trebuiau să acopere

uniform şi să adere bine la suprafaţa substratului. Aceste aspecte, suplinite de introducerea frecvenţei radio

(RF), interferenţei şi pulsaţiilor magnetronice, care au extins capacităţile de sputtering, precum şi

disponibilitatea ţintelor de înaltă puritate şi a gazelor de lucru, au ajutat la promovarea popularităţii depunerii

prin sputtering. Depunerea fizică din vapori (PVD) [76,276], termenii care includ atât evaporarea cât şi

sputtering-ul, precum şi depunerea chimică din vapori (CVD) [216], împreună cu toate variantele lor şi procesele hibride, sunt metode de bază pentru depunerea fimelor subţiri.

Câţiva factori care disting PVD de CVD sunt [270]:

1. utilizarea surselor solide sau a topiturilor;

2. mecanismele fizice (evaporare sau impact de coliziune) prin care sursa de atomi ajunge în fază

gazoasă;

3. mediul cu presiune redusă prin care sunt transportate speciile gazoase;

4. absenţa în general a reacţiilor chimice în faza gazoasă şi la suprafaţa substratului (procesele

reactive PVD sunt excepţii).

1.3. Uniformitatea grosimii filmului si puritatea


8/60


9/60

Depunerea variază cu orientarea geometrică a substratului şi cu inversul pătratului distanţei sursă –

substrat. Substraturile plasate tangent la suprafaţa sferei de primire ar fi învelite uniform, deoarece cos θ = 1.

1.3.2. Uniformitatea grosimii filmului

Realizarea uniformităţii grosimii filmului depus este absolut esenţială pentru aplicaţii electronice şi

multe învelişuri optice. De exemplu, filmele subţiri, filtrele de interferenţa optică cu bandă îngustă, necesită

uniformitatea grosimii de ± 1%. Acest aspect pune în discuţie problema, în mod particular, dacă există maimulte componente pentru a fi învelite sau suprafeţele implicate sunt largi sau curbate. Utilizând for mulele

obţinute în cele prezentate anterior, se poate calcula distribuţia grosimii pentru o varietate de geometrii privind

perechea sursă – substrat. Se consideră evaporarea de la un punct (sursă punctuală) sau o sursă cu suprafaţa

mică pe un plan receptor paralel cu suprafaţa sursei cum se indică în figura 1.8.

Grosimea filmului d este dată de raportul s

s

dM

dA , unde ρ este densitatea depunerii.

Fig. 1.8. Uniformitatea grosimii filmului pentru o sursă punctuală şi pentru o sursă de suprafaţă. [201,242]

Pentru o sursă punctuală se poate scrie relaţia [242]:

e e e2 3 2 2 3 / 2

M cos M h M h

d 4 r 4 r 4 ( h )

(1.15.)

Cel mai gros depozit (d 0) se obţine când ℓ = 0, unde:e

o 2

M d

4 h

prin urmare:

3 / 2o 2

d 1d

1 ( )h

(1.16.)


10/60

În mod similar, pentru o sursă de suprafaţă se obţine :

2e e e

2 2 2 2 2

M cos cos M M hh hd

r r r r ( h )

(1.17.)

deoareceh

cos cosr

.

În condiţiile în care se produce normalizarea la cele mai groase dimensiuni,e

0 2

Md

h

,

şi deci, se obţine [197]:

2o 2

d 1

d 1 ( )

h

(1.18.)

O comparaţie a ecuaţiilor (1.16.) şi (1.18.) este redată în figura 1.9., unde se poate vedea că

uniformitatea mai scăzută a grosimii este posibilă la suprafaţa sursei.

1.4.5. Producerea sputtering-ului

Când impactul ionilor stabileşte un şir de coliziuni în ţintă, ce conduce la scoaterea unui atom din

matrice, vorbim de sputtering . In literatura de specialitate se indică faptul că sputtering-ul are legătură cu

momentul transferului energetic de la particulele energetice (ioni) la atomii de suprafaţă ai ţintei. Sputteringul

a fost asemănat cu o “baltă atomică” unde ionul penetrează reţeaua de atomi ai ţintei, împrăştiind înapoi uniidintre ei.

Chiar dacă atomii unui solid sunt legaţi unul de altul prin interacţii puternice şi nu interacţionează

între ei, teoria sputtering -ului foloseşte ideea coliziunilor binare elastice.

Expresiile teoretice pentru randamentul de pulverizare (de sputtering ), S, parametrul fundamental

ce caracterizează sputtering -ul, include funcţia de transfer al energiei introdusă anterior. Randamentul

sputtering -ului este definită ca fiind numărul de atomi sau molecule scoase de la suprafata ţintă per ion

incident şi este o măsură a eficienţei sputtering -ului.


11/60

Capitolul II

Utilajele şi aparatura de control utilizate

În cadrul acestei cercetări mi-am propus să realizez titanizarea unor materiale pentru realizarea

axelor de la turbinele de supraalimentare de la maşinile auto. Această temă a fost aleasă deoarece sa constatat

deterioarea acestora în dreptul lagărelor de alamă, în timpul funcţionării survenind ovalizarea acestor axe.

Materialele utilizate pentru afabricarea acestor axe sunt 40Cr10 şi C 120.

În cadrul acestui experiment mi-am propus să produc experimente pe unul din materialele amintite, respective

C120.

2.1. Utilaje utilizate pentru pregătirea probelor şi titanarea acestora

În cadrul S.C. Rulmenti S.A. Bârlad, societate unde s-a derulat experimentul, este existentă

aparatură pentru realizarea titanizării pieselor tip DREVA 400 şi pentru pregătirea acestora.

Fig. 2.1. Vedere de ansamblu a utilajului pentru acoperire cu titan tip DREVA 400

Fig. 2.5. Imagine din interiorul batiscafului


12/60

2.2. Aparatura utilizată pentru determinări

Aparatura ce a fost utilizată pentru determinări se află atât în cadrul S.C. Rulmenţi S.A. Bârlad cât

şi în cadrul Universităţii Tehnice “Ghe. Asachi” Facultatea de Mecanică.

Fig. 2.7. Aparat pentru vizualizarea microstructurii Neophot 2

Pentru determinarea microstructurii si a corectitudinii depunerii stratului de titan pe suprafata lamei

sa utilizat Microscop electronic QUANTA 200 3D (SEM/FIB – scanning electron microscope/ion beam

system) prezentat in figura 2.8.

Fig. 2.8. Microscop electronic cu scanare tip Quanta 3D

Microscopul electronic cu scanare produce imagini prin detecţia electronilor secundari cu energie

scăzută, emisi de pe suprafaţa specimenului datorită excitării acestuia de către raza principală de electroni. În


13/60

SEM, raza de electroni parcurge întreg specimenul, detectorii construind o imagine prin maparea semnalelor

detectate la poziţia razei.

Testul de impact perpendicular a fost aplicat cu succes pentrucaracterizarea proprietăţilor

de oboseală a stratului depus. Adeziunea stratului de titan poate fi cuantificata si in plus uzura poate fi verificat

in conditii normale, la sarcini mai mari sau mai mici de incarcare cu privire la oboseala stratului depus.

Aparatul de testare la impact este prezentat in figura 2.9.a)

a) b)Fig. 2.9. Dispozitiv de testare a duritatii stratului depus cu sarcina variabila

O bilă de ceramică (fig. 2.9 a), cu diametru de 5 mm, patrunde în mod repetat în stratul de titan

depus sub o încarcare maximă reglabilă.

Datorită deformării plastice care se dezvoltă în timpul etapei de încărcare, zona de

contact nu recupereze în totalitate forma sa iniţială, formând prin prezenta o amprentă concavă permanenta.

Fig. 1.10. Quanto Desk aparat utilizat la analiza chimica a materialelor mediu aliate


14/60

Fig. 1.11. Aparat de duritate Vickers tip Zwick-Roell


15/60

Capitolul III

Metoda statistică aplicată

În timp ce analiza variaţiei a atins apogeul în secolul 20, antecedentele se extind în secolele trecute,

în conformitate cu Stigler [250]. Aceasta include testarea ipotezelor, împărţirea sumelor pătratelor, tehnici

experimentale şi modelul cumulativ. Laplace a efectuat testarea ipotezelor în 1770 [10]. Dezvoltarea metodei

celor mai mici pătrate de Laplace şi Gauss, circa 1800, a oferit o metodă mai bună de observaţie a

combinaţiilor (asupra practicilor existente de astronomie şi geodezie). De asemenea, a iniţiat multe contribuţi

la studiul sumelor pătratelor. Laplace a ştiut imediat cum să estima o variaţie a rezidualilor sumei pătratelor

[38]. Prin 1827 Laplace a utilizat metoda celor mai mici pătrate pentru a aborda problemele ANOVA cu

privire la măsurarea mareelor atmosferice [66]. Înainte de 1800 astronomii au izolat erori observaţionale

rezultate din timpii de reacţie (ecuaţia personală) şi au dezvoltat metode de reducere a erorilor [288]. Metodele

experimentale utilizate în studiul ecuaţiei personale au fost ulterior acceptate de domeniul emergent al

psihologiei [254], care a dezvoltat puternice (full factorial) metode experimentale la care au fost adăugate încurând şi cele întâmplătoare (aleatorii) [157]. O explicaţie non-matematică elocventă a modelului efectelor

cumulative a fost disponibil în 1885 [229]. Sir Ronald Fisher a introdus termenul de "variaţie", şi a propus o

analiză formală a variaţiei într -un articol din 1918 The Correlation Between Relatives on the Supposition of

Mendelian Inheritance [88]. Prima sa aplicaţie cu privire la analiza varianţiei a fost publicată în 1921 [5].

Analiza variaţiei a devenit cunoscută după ce a fost inclusă în 1925 de Fisher în cartea Metode statistice pentru

cercetători.

Modelele întâmplătoare au fost dezvoltate de către mai mulţi. Prima a fost publicat în limba

poloneză de Neyman în 1923 [100]. Unul dintre atributele ANOVA care a asigurat popularitatea sa timpurie a

fost eleganţa de calcul. Structura modelului cumulativ permite soluţii pentru coeficienţii cumulaţi mai degrabă

de calcul algebric simplu decât prin calcule matriceale. În epoca calculatoarelor mecanice această simplitate a

calcului a generat probleme critice. De asemenea, în determinarea semnificaţiei statistice este necesară

utilizarea tabelelor funcţiei F, care au fost furnizate de texte statistice timpurii.

În statistică, analiza variabilelor (ANOVA) este o multitudine de modele statistice, şi procedurile

aferente acestora, în care variaţia observată la o anumită variabilă este împărţită în componentele atribuibile

diferitelor surse de variaţie. În forma sa cea mai simplă, ANOVA furnizează un test statistic unde mediile lamai multe grupuri sunt sau nu sunt toate egale, şi prin urmare, generalizează t -test pentru mai mult de două

grupuri.

Realizând mai mult de două probe t-test rezultă un risc crescut de aapariţie a unei erori de tip I. Din

acest motiv, în cazul ANOVA este necesară compararea a trei, sau mai multe medii

3.1. Condiţii şi terminilogie

ANOVA este o formă specială de testare a ipotezelor statistice, intens folosită în analiza datelor

experimentale. În statistică testarea ipotezelor este o metodă de a lua decizii folosind date. Un rezultat al

testului (calcul dintre ipoteza nulă şi probă) este denumit semnificativ statistic, dacă se consideră ca puţin

probabil ca acesta să fi avut loc întâmplător, deci presupunând ipoteza nulă ca fiind adevărată. Un rezultat

http://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritancehttp://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritancehttp://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritancehttp://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritancehttp://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritancehttp://en.wikipedia.org/wiki/The_Correlation_Between_Relatives_on_the_Supposition_of_Mendelian_Inheritance


16/60

semnificativ statistic când probabilitatea (p-value) este mai mică decât un prag (denumit nivel de semnificaţie)

justifică respingerea ipotezei nule.

Într -o aplicaţie tipică ANOVA, ipoteza nulă este reprezentată prin grupuri simple de eşantioane

aleatorii ale aceleiaşi populaţii. Acest lucru implică faptul că toate comportamentele au acelaşi efect (probabil

nici unul). Respingerea ipotezei nule are implicaţii asupra faptului că diferite comportamente au ca rezultat

modificarea efectelor.

Fig. 3.1. ANOVA Formă corectă [8]

Fig. 3. 2. ANOVA Deformată [8]


17/60

Fig. 3.3. ANOVA Formă foarte bună [8]

Din construcţie, testarea ipotezelor limitează rata erorilor de tip I (fals pozitive, ce conduc la

afirmaţii ştiinţifice false) la un nivel semnificativ. De asemenea, cercetătorii doresc să limiteze erorile de tip II

(f als negative, care rezultă din descoperirile ştiinţifice ratate). Indicele de eroare de tip II este o funcţie de mai

multe lucruri incluzând dimensiunea eşantionului (corelată pozitiv cu costuri experiment), nivelul de

semnificaţie (în cazul în care standardul probei este mare, şansele de a scăpa din vedere o descoperire este, de

asemenea, ridicat) şi mărimea efectului (când efectul este evident pentru observator ocazional, ratele de eroarede tip II sunt mici). Terminologia ANOVA este, în mare parte, cea utilizată în cazul DOE (Design of

Experiments). Cercetătorii ajustează factorii şi măsura răspunsurilor în încercarea de a determina un efect.

Factorii sunt atribuiţi experimentelor combinând elementele aleatoriu pentru a asigura validarea rezultatelor.

Răspunsurile arată o variabilitate care reprezintă parţial rezultatul efectului şi parţial eroarea aleatorie.

ANOVA este o sinteză a mai multor idei şi este utilizată pentru scopuri multiple. În consecinţă, este dificil a se

defini concis sau cu precizie.

ANOVA classic, pentru compararea datelor, realizează trei lucruri deodată:

-

Ca analiza exploratorie a datelor, o ANOVA este o metoda de descompunere a datelor

prelevate, precum şi a sumei pătratelor ce indică variaţiei fiecărui component al

descompunerii (sau, echivalent, fiecare set de termeni este reprezentat printr-un model

liniar).

-

Compararea mediilor pătratelor, utilizând F-test ... permite testarea şi aranjarea modelelor

într -o ordine.

- În strânsă legătură cu ANOVA rezultatul este un model liniar ce crează o legătură directă

între coeficientul estimat şi erorile standard. "[8] Pe scurt, ANOVA este un instrument statistic utilizat în mai multe moduri pentru a dezvolta şi a

confirma o explicaţie pentru datele prelevate.

În completare mai pot fi şi alte ca:


18/60

-

Este un calcul elegant şi relativ robust preîntâmpinând orice încălcare a ipotezelor sale.

- ANOVA este utilizată cu precădere în industrie.

-

Acesta a fost adaptată pentru a analiza o varietate de modele experimentale.

Ca rezultat: ANOVA “sa bucurat mult timp de statutul de cea mai utilizată (unii ar spune abuzat)

tehnică statistică în cercetarea psihologica.” [15]. ANOVA “este, probabil, tehnica de cea mai utilizată în

domeniul concluziilor statistice”[19].ANOVA este dificil de a învăţat, mai ales pentru experimente complexe, designul split-plot fiind

cel mai cunoscut [53]. În unele cazuri, aplicarea corectă a metodei este determinată, cel mai bine, prin

identificarea modelelor problemă, urmată de consultarea unui test clasic, demn de încredere [54].


19/60

Capitolul IV.

Determinarea principalilor parametrii ai regimului de titanizare

Principalele operaţii executate la titanizarea unor probe sunt prezentate în tabelul de mai jos

Tabelul 4.1. Operaţiile executate la titanarea unor pieseNr.

crt.Operaţia

Timpul

(min)1. Imersia pieselor în produs petrolier (neofalina) pentru îndepărtarea tuturor particulelor

de şpan sau grăunţi abrazivi, grăsimilor umane rezultate de la manipulare etc. 20

2. Spălarea în apă distilată – 2 spălări în băi diferite – pentru curăţare totală şi eliminareaurmelor de produs petrolier

10 fiecare

3. Suflare cu jet puternic de aer 5 – 104. Uscare cu feon la temperatura de 300°- 400° C 155. Amplasare piese pe suport (cu pensetă sau manuşi sterilizate) 106. Pregătire maşină şi amplasare suporţi pe platou 57. Depresurizare batiscaf ( în funcţie de programul ales) 15 – 308. Încalzire halocatod 20

9. Curăţire prin ionizare a interiorului batiscafului (pornind şi argonul şi azotul) 2010. Ridicare capace la pastila de titan şi începerea titanării (în funcţie de program), la

temperatura de 350° - 700° C 10 – 20

11. Răcirea în două trepte – I – până la 230° C - II – până la 120° C

20

fiecare

12. Represurizarea batiscafului 20

13. Se ridică capacul, se scot piesele, se aspiră în interior şi platoul pentru a pregăti batiscaful pentru un nou set de piese

5

14. Se pune capacul şi se depresurizează 20

Platoul are diametrul de 400 mm

Satelitii au diametrulde 98 mm

Utilajul DREVA 400 este programat din fabrică să funcţioneze la următorii parametrii:

Tabelul 4.2. Parametrii operaţiei de titanizare Nr

.Operaţia

Parametrii

timp presiune temperatură 1. Spălarea în neofalină 10-15 min2. Spălarea în apă distilată (puritate 0,1 max) 10 min3. Uscarea cu aer rece

4. Uscarea cu aer cald 400°C

5. High vacuum 38 min 1,0e – 2mbar

6.

Hallow cathod preheating 2 min

Hallow cathod initiating 2 min

Pornire masa rotativa

7. Electron heating + plasma ArgonI 30 min 1,2e – 2mbar 320°C II 9,1e – 3mbar

8. Bias voltage ramp. (supliment încălzire) 6 min 9,6e – 3mbar 402°C 9. Ion cleaning time 20 min 8,8e – 3mbar 363°C 10

Acoperire cu titan 30 min

11

Pornire Azot 2,3e – 2mbar 330°C

12

Cooling down

I 15 min 180°C II 15 min 150°C

13

Veating (egalare presiune cu exteriorul 30 min 90°C


20/60

4.1. Determinarea condiţiilor de spălare uscare

Pentru a determina condiţiile de spălare uscare vom organiza un experiment full factorial de spălare

a unor epruvete paralelipipedice cu dimensiunile 40x60x3 mm, rectificate plan în aceleaşi condiţii, cu o

rugozitate a suprafeţei uniformă şi de valoare Ra = 0,5 micrometri. Aceste epruvete au fost spălate variind

parametrii regimului de spălare, conform planului experimental de mai jos : Tabelul 4.3. Valorile parametr ilor operaţiei de spălare-uscare

Nivel 1 Nivel 2

1. Timp de spalare in neofalina 10 min 30 min

2. Timp de spalare in apa distilata (puritate

0,1 max)

10 min 15 min

3. Timp de uscare in jet de aer rece 5 min 10 min

4. Presiunea jetului de aer rece 1 barr 2 barr

5. Temperatura aerului cald la uscarea cu aer

cald

300 oC 400 oC

6. Timp de mentinere la uscarea cu aer cald 5 min 10 min

După spălare, epruvetele au fost titanizate cu strat subţire şi s-a măsurat aderenţa stratului.

Măsurarea aderenţei stratului s-a facut prin roluirea manuala a suprafeţei cu ajutorul unui dispozitiv ce conţine

o bila de oţel apasat cu 2 kgf. S-a considerat ca parametrul de iesire pentru masurarea aderentei suprafetei

numarul de curse duble dupa care a aparut desprinderea stratului titanizat si aderarea lui la bila in timpul

operatiei de roluire a suprafetei. Pentru fiecare cursa dubla fara desprindere de strat titanizat s-a considerat ca

coeficientul de aderenta a crescut cu 1 pct.

În aceste conditii s-a organizat un experiment full factorial .

În calculele şi formulele ce urmează s-a codificat urmatoarele nivelul 1 de experimentare = -1 şi nivelul 2 de

experimentare = +1. De exemplu de fiecare dată când apare temperatura aerului cald la uscare ca având nivelul

= -1, conform tabelului de mai sus, ştim ca se referă la o temperatură de 300 oC.

Vom executa acum fiecare experiment aşa cum am descris mai sus, în ordinea aleatoare a planului

experimental vom titaniza epruvetele în aceleaşi condiţii după care vom măsura aderenţa stratului titanizat.Rezultatele măsurătorilor au fost apoi prelucrate statistic după metoda “Design of experiment ¼ full factorial”.


21/60

Forma factorială: Coeficient aderenţă versus t neof, t apa, ...Estimarea efectelor şi coeficienţilor: Coeficient aderenţă (coded units)

Term Effect SE Coef Coef T P

Constant 97.000 0 * *

t neof 8.000 4.000 0 * *

t apa 3.000 1.500 0 * *

t aer rece 3.000 1.500 0 * *

p aer rece 2.000 1.000 0 * *

Temp aer cald -10.000 -5.000 0 * *

t aer cald -4.000 -2.000 0 * *

t neof*t apa -0.000 -0.000 0 * *

t neof*t aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t neof*p aer rece 0.000 0.000 0 * *

t neof*Temp aer cald 0.000 0.000 0 * *

t neof*t aer cald 0.000 0.000 0 * *

t apa*p aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t apa*t aer cald -0.000 -0.000 0 * *

t neof*t apa*p aer rece -0.000 -0.000 0 * *


22/60

t neof*t apa*t aer cald 0.000 0.000 0 * *

S = 0 R-Sq = 100.00% R-Sq(adj) = 100.00%

Analiza variaţiei pentru Coeficient aderenţă (coded units)

Source DF Seq SS Adj SS Adj MS F PMain Effects 6 1616 1616 269.3 * *

2-Way Interactions 7 0 0 0.0 * *


Residual Error 16 0 0 0.0

Pure Error 16 0 0 0.0

Total 31 1616

* NOTE * Reprezentarea normală a efectelor nu apare deoarece eroarea standard pentru efecte este 0.

Efectul Paretto pentru Coeficient aderenţă

* NOTE * Linia valorilor critice nu apare pe graficul efectului Pareto deoarece eroarea standard pentru efect

este 0.

Alias Structure

I + t neof*t apa*t aer rece*Temp aer cald + t neof*p aer rece*Temp aer cald*t

aer cald + t apa*t aer rece*p aer rece*t aer cald

t neof + t apa*t aer rece*Temp aer cald + p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

+ t neof*t apa*t aer rece*p aer rece*t aer cald

t apa + t neof*t aer rece*Temp aer cald + t aer rece*p aer rece*t aer cald +

t neof*t apa*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t aer rece + t neof*t apa*Temp aer cald + t apa*p aer rece*t aer cald + t

neof*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

p aer rece + t neof*Temp aer cald*t aer cald + t apa*t aer rece*t aer cald + t

neof*t apa*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald

Temp aer cald + t neof*t apa*t aer rece + t neof*p aer rece*t aer cald + t

apa*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t aer cald + t neof*p aer rece*Temp aer cald + t apa*t aer rece*p aer rece + t

neof*t apa*t aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t neof*t apa + t aer rece*Temp aer cald + t neof*t aer rece*p aer rece*t aer

cald + t apa*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t neof*t aer rece + t apa*Temp aer cald + t neof*t apa*p aer rece*t aer cald +

t aer rece*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t neof*p aer rece + Temp aer cald*t aer cald + t neof*t apa*t aer rece*t aer


23/60

cald + t apa*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald

t neof*Temp aer cald + t apa*t aer rece + p aer rece*t aer cald + t neof*t

apa*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t neof*t aer cald + p aer rece*Temp aer cald + t neof*t apa*t aer rece*p aer

rece + t apa*t aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t apa*p aer rece + t aer rece*t aer cald + t neof*t apa*Temp aer cald*t aercald + t neof*t aer rece*p aer rece*Temp aer cald

t apa*t aer cald + t aer rece*p aer rece + t neof*t apa*p aer rece*Temp aer

cald + t neof*t aer rece*Temp aer cald*t aer cald

t neof*t apa*p aer rece + t neof*t aer rece*t aer cald + t apa*Temp aer cald*t

aer cald + t aer rece*p aer rece*Temp aer cald

t neof*t apa*t aer cald + t neof*t aer rece*p aer rece + t apa*p aer rece*Temp

aer cald + t aer rece*Temp aer cald*t aer cald

T e r m

Effect

AD AE

AF

AB

BD

BF

ABF

AC

ABD

D

CB

F

A

E

1086420

Factor

p aer rece

E Temp aer caldF t aer cald

Name

A t neof

B t apa

C t aer rece

D

Pareto Chart of the Effects

(response is Coeficient aderenta, Alpha = .05)

Fig. 4.1. Diagrama efectelor Pareto pentru condiţiile de spălare-uscare

Reducem modelul eliminind interacţiile de ordin 6:

Forma factorială: Coeficient aderenţă versus t neof, t apa, ...

Estimarea efectelor şi coeficienţilor pentru Coeficient aderenta (coded units)


24/60

SE

Term Effect Coef Coef T P

Constant 97.000 0 * *

t neof 8.000 4.000 0 * *

t apa 3.000 1.500 0 * *

t aer rece 3.000 1.500 0 * * p aer rece 2.000 1.000 0 * *

Temp aer cald -10.000 -5.000 0 * *

t aer cald -4.000 -2.000 0 * *

t neof*t apa -0.000 -0.000 0 * *

t neof*t aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t neof*p aer rece 0.000 0.000 0 * *


t neof*t aer cald 0.000 0.000 0 * *

t apa*p aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t apa*t aer cald -0.000 -0.000 0 * *



S = 0 R-Sq = 100.00% R-Sq(adj) = 100.00%


Source DF Seq SS Adj SS Adj MS F P

Main Effects 6 1616 1616 269.3 * *





Total 31 1616


Efectele Pareto pentru Coeficient aderenţă

* NOTE *.Linia valorilor critice nu apare pe diagrama Pareto deoarece eroarea standard pentru efecte este 0.

Deci putem elimina şi interacţiunile de ordin 5 din modelul redus şi obţinem:


25/60


Estimarea efectelor şi coeficienţilor pentru Coeficient aderenţă (coded units)

SE


Constant 97.000 0 * *

t neof 8.000 4.000 0 * *

t apa 3.000 1.500 0 * *

t aer rece 3.000 1.500 0 * *

p aer rece 2.000 1.000 0 * *

Temp aer cald -10.000 -5.000 0 * *

t aer cald -4.000 -2.000 0 * *

t neof*t apa -0.000 -0.000 0 * *

t neof*t aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t neof*p aer rece 0.000 0.000 0 * *


t neof*t aer cald 0.000 0.000 0 * *t apa*p aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t apa*t aer cald -0.000 -0.000 0 * *



26/60


S = 0 R-Sq = 100.00% R-Sq(adj) = 100.00%

Analiza variaţiei pentru Coeficient aderenta (coded units)


Main Effects 6 1616 1616 269.3 * *





Total 31 1616


Eliminăm în continuare interacţiunile de ordin 4 şi 3



SE


Constant 97.000 0 * *

t neof 8.000 4.000 0 * *

t apa 3.000 1.500 0 * *

t aer rece 3.000 1.500 0 * *

p aer rece 2.000 1.000 0 * *

Temp aer cald -10.000 -5.000 0 * *

t aer cald -4.000 -2.000 0 * *

t neof*t apa -0.000 -0.000 0 * *

t neof*t aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t neof*p aer rece 0.000 0.000 0 * *


t neof*t aer cald 0.000 0.000 0 * *

t apa*p aer rece -0.000 -0.000 0 * *

t apa*t aer cald -0.000 -0.000 0 * *

S = 0 R-Sq = 100.00% R-Sq(adj) = 100.00%


27/60



Main Effects 6 1616 1616 269.3 * *

2-Way Interactions 7 0 0 0.0 * *Residual Error 18 0 0 0.0

Lack of Fit 2 0 0 0.0


Total 31 1616

* NOTE * Reprezentar ea normală a efectelor nu apare deoarece eroarea standard pentru efecte este 0.

Şi efectul interacţiunilor de ordin 2 este zero, deci le putem elimina şi pe acestea şi ca urmare

putem reduce în continuare modelul:


Estimarea efectelor şi coeficienţilor pentru Coeficient aderenta (coded units)

SE


Constant 97.000 0 * *

t neof 8.000 4.000 0 * *

t apa 3.000 1.500 0 * *

t aer rece 3.000 1.500 0 * *

p aer rece 2.000 1.000 0 * *

Temp aer cald -10.000 -5.000 0 * *

t aer cald -4.000 -2.000 0 * *

S = 0 R-Sq = 100.00% R-Sq(adj) = 100.00%



Main Effects 6 1616 1616 269.3 * *


Lack of Fit 9 0 0 0.0


28/60


Total 31 1616



* NOTE * Linia valorilor critice nu apare pe diagrama Pareto deoarece eroarea standard pentru efecte este 0.

T e r m

Effect

p aer rece

t aer rece

t apa

t aer cald

t neof

Temp aer cald

1086420

Pareto Chart of the Effects(response is Coeficient aderenta, Alpha = .05)

Fig. 4.2. Diagrama efectelor Pareto pentru modelul redus a condiţiilor de spălare-uscare

Reducem în continuare modelul eliminind, pe baza graficului Pareto, unde se vede că cea mai mică

influenţă, o are presiunea aerului rece:

Forma Factorială: Coeficient aderenţă versus t neof, t apa, ...


SE


Constant 97.000 0.1961 494.60 0.000

t neof 8.000 4.000 0.1961 20.40 0.000

t apa 3.000 1.500 0.1961 7.65 0.000

t aer rece 3.000 1.500 0.1961 7.65 0.000

Temp aer cald -10.000 -5.000 0.1961 -25.50 0.000

t aer cald -4.000 -2.000 0.1961 -10.20 0.000

S = 1.10940 R-Sq = 98.02% R-Sq(adj) = 97.64%


29/60

Analiza variaţiei pentru Coeficient aderenta (coded units)


Main Effects 5 1584.00 1584.00 316.800 257.40 0.000

Residual Error 26 32.00 32.00 1.231

Lack of Fit 10 32.00 32.00 3.200Pure Error 16 0.00 0.00 0.000

Total 31 1616.00


Alias Structure

I + t neof*t apa*t aer rece*Temp aer cald

t neof + t apa*t aer rece*Temp aer cald

t apa + t neof*t aer rece*Temp aer cald

t aer rece + t neof*t apa*Temp aer cald

Temp aer cald + t neof*t apa*t aer rece

t aer cald + t neof*t apa*t aer rece*Temp aer cald*t aer cald

T e r m

Standardized Effect

t apa

t aer rece

t aer cald

t neof

Temp aer cald

2520151050

2.06

Pareto Chart of the Standardized Effects(response is Coeficient aderenta, Alpha = .05)

Fig. 4.3. Diagrama efectelor Pareto pentru modelul redus a condiţiilor de spălare-uscare

Reducem în continuare modelul eliminind din analiză timpul de menţinere în aer rece

Forma Factorială: Coeficient aderenţă versus t neof, t apa, ...


SE


Constant 97.000 0.3469 279.58 0.000

t neof 8.000 4.000 0.3469 11.53 0.000


30/60

t apa 3.000 1.500 0.3469 4.32 0.000

Temp aer cald -10.000 -5.000 0.3469 -14.41 0.000

t aer cald -4.000 -2.000 0.3469 -5.76 0.000

S = 1.96261 R-Sq = 93.56% R-Sq(adj) = 92.61%



Main Effects 4 1512.0 1512.0 378.000 98.13 0.000

Residual Error 27 104.0 104.0 3.852

Lack of Fit 11 104.0 104.0 9.455

Pure Error 16 0.0 0.0 0.000

Total 31 1616.0

Pe baza termenilor calculaţi mai sus, ecuatia coeficientului de aderenţă devine:

Coef aderenţă = 97 + 4 *t neof + 1.5*t apa - 5* Temp aer cald - 2*t aer cald

Pe baza acestei formule putem face predicţii asupra coeficientului de aderenţă în cazul diferitelor

combinaţii de parametri.

Plecând de la formula precedentă, rezultă că cel mai bun coeficient de aderenţă se obţine pentru:

t neof = +1 = 30 min

t apa = +1 = 15 min

Temp aer cald = -1 = 300 oC

t aer cald = -1 = 5 min

în acest caz, coeficientul de aderenţă devine:

Coef aderenţă = 97 + 4 *1 + 1.5*1 - 5* (-1) - 2*(-1) = 109.5

V a l o r i l e m e d i i a l e c o e f i c i e n t u l u i d e

a d e r e n t a

1-1

102

99

96

93

1-1

1-1

102

99

96

93

1-1

t neof t apa

Temp aer cald t aer cald

Graficul efectelor principale pentru Coeficientul de aderenta

Fig. 4.7. Graficul efectelor principale pentru coefficient aderenţă


31/60

Din acest grafic se observă că cel mai bun coeficient de aderenţă se obţine pentru:

timpul de menţinere în neofalină = 1, adică pentru 30 minute timp de spălare în

neofalină;

timp de spălare în apă distilată (puritate 0,1 max) = 1, adică pentru 15 min timp de

spălare în apă distilată;

temperatura aerului cald la uscarea cu aer cald = -1, adică pentru temperatura aerului

cald la uscarea cu aer cald de 300 oC;

timp de menţinere la uscarea cu aer cald = -1, adică timp de menţinere la uscarea cu

aer cald = 5 min.

De asemenea , tot din acest grafic putem vedea cât este influenţa fiecărui parametru asupra

coeficientului de aderenţă. De exemplu scăderea temperaturii aerului cald de la 400 oC la 300 oC duce la o

cresşere a coeficientului de aderenţă cu 10 puncte (de la 92 la 102)

Graficul interactiunilor:

t neof

Temp aer cald

t aer cald

t apa

1-1 1-1 1-1

102

96

90

102

96

90

102

96

90

t neof

-1

1

t apa

-1

1

Temp

aer

cald

-1

1

Graficul interactiunilor de ordin 2 pentru coeficientul de aderenta

Fig. 4.8. Graficul interacţiunilor de ordin 2 pentru coeficient aderenţă

4.2. Analiza parametrilor procesului de acoperire cu titan

Testarea ipotezelor (Hypothesis Testing)

În continuarea vom aplica metoda testării ipotezelor, folosind diverse teste statistice (F -test,

ANOVA pentru a determina dacă sau nu următorii parametri sunt parametrii critici ai procesului de titanizare :

1.

Timpul pentru Electron heating + plasma Argon

2.

Tempertura pentru Electron heating + plasma Argon

3. Timpul pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire)

4.

Temperatura pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire)

5.

Temperatura pentru Ion cleaning

6. Timpul pentru acoperirea cu titan

7.

Presiune azot

8.

Temperatura azot


32/60

Pentru toţi aceşti parametrii s-au prelevat probe în cadrul procesului de titanizare, probe în care aceşti

parametrii aveau diferite valori. Probele s-au analizat statistic şi s-a determinat dacă parametrii respectivi sunt

sau nu importanţi pentru procesul de titanizare. S-a măsurat grosimea stratului de titan şi aderenţa stratului de

titan.

Temperatura azot

Pentru a testa dacă temperature de pornire a azotului este un parametru critic al procesului amexecutat un mic experiment în care am variat temperatura cu câte un grad şi am executat 2 piese, după care iar

am crescut temperatura cu un grad şi am executa iar două piese ş.a.m.d. Pentru fiecare piesă executată s -a

măsurat grosimea stratului depus. Celelelate condiţii de experimentare erau identice. Piesele testate erau

placuţe de carbură metalică tip SPUN 190416. Temperatura a fost crescută din grad în grad începând de la 325oC pâna la 335 oC. Rezultatele exprimate grafic sunt în figura 3.33:

temperatura azot

g r o s i m e s t r a t d e p u s [ 0 . 1 µ m ]

335,0332,5330,0327,5325,0322,5320,0

18

16

14

12

10

Marginal Plot of grosime strat depus[0.1 µm] vs temperatura azot

Fig. 3.33. Evoluţie grosime strat depus în funcţie de temperatura azot

Din figura 3.33 se observă că temperatura azotului influenţează grosimea stratului depus, deci

temperatura azotului este un parametru critic al procesului.

În concluzie am analizat cei 8 parametri ce determină procesul de titanizare:

Timpul pentru Electron heating + plasma Argon,

Tempertura pentru Electron heating + plasma Argon ,

Timpul pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire),

Temperatura pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire) ,

Temperatura pentru Ion cleaning ,

Timpul pentru acoperirea cu titan,

Presiune azot

Temperatura azot

Din aceşti opt parametri, şapte sunt parametri critici ai procesului. Ei vor face obiectul unui

experiment separat în care se va determina exact influenţa fiecăruia asupra procesului de titanizare precum şi

interacţiunile dintre ei.


33/60

Capitolul V.

Planul experimental pentru titanizare şi testări accelerate

În secţiunea precedentă am stabilit parametrii importanţi pentru procesul de acoperire cu titan. În

continuare se pune problema de a determina nivelurile optime pentru aceşti parametri şi interacţiunile dintre ei.

Pentru acest lucru vom planifica şi executa un experiment conform metodei “Design of Experiment” dincadrul Six Sigma. Parametrii care îi vom testa în continuare pentru a determina nivelul lor optim sunt:

Tabelul 5.1. Parametrii de testare în cadrul Design of Experiment

Parametru Denumire

prescurtata

Valoare

Tempertura pentru Electron heating + plasma Argon TehpA 320°C 402°C

Timpul pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire) tBvr 6 min 10 min

Temperatura pentru Bias voltage ramp. (supliment

incalzire)

TeBvr 402°C 425°C

Temperatura pentru Ion cleaning Ticl 359°C 363°C

Timpul pentru acoperirea cu titan tacTi 20 min 30 min

Presiune azot PresN 2,3e – 2mbar 2,4e – 2mbar

Temperatura azot TN 326°C 330°C

Aşa cum am spus, pentru determinarea influenţei celor 7 parametri critici ai regimului de

titanizarea asupra grosimii stratului depus am organizat un plan experimental şi executat un experiment

factorial.

Rezultatele acestui experiment vor arăta influenţa intrărilor critice asupra grosimii stratului de titan

depus.

Construim mai întâi în Minitab proiectul experimentului (planul experimental):

Stat > DOE > Factorial > Create factorial Design, experiment factorial cu 7 factori şi două nivele pentru

fiecare factor, cu câte doua replici pentru fiecare experiment. Pentru a limita numărul de probe am ales unexperiment fracţionat factorial 1/2. Numărul de probe (experimente individuale) ce trebuie organizat în cadrul

planului experimental (Design of Experiment) va fi :

2 (7-1) x 2 = 128 probe.

Ordinea aleatoare de experimentare obţinută în Minitab este redată în figura de mai jos, în coloana C2.


34/60

După executarea tuturor experimentelor, din planul experimental probele rezultate au fost măsurate

(s-a masurat gr osimea stratului de titan) iar rezultatele măsurătorilor au fost intoduse în fişierul din Minitab ce

conţinea experimentul (coloana C12 din figura de mai jos)


35/60

După aceasta am prelucrat datele asa cum am arătat anterior în acest capitol:

Stat > DOE > Factorial > Analyze Factorial Design deoarece, conform literaturii de specialitate, interacţiunile

de ordin mare au probabilitate mică să aiba loc, excludem din start în analiza pe care o facem interacţiunile

mai mari de ordin 4. În ipoteza că această excludere este greşită, vom avea rezultatele în analiza statistică,

unde, dacă eroarea faţă de modelul fără interacţiunile de ordin > 3 este mare, înseamnă că acestea erau

importante şi nu ar fi trebuit reduse.

Forma Factorială: Grosime strat [µm] versus TehpA; tBvr; ...

Estimarea efectelor şi coeficienţilor pentru Grosime strat [µm] (coded units)

Term Effect Coef SE Coef T P

Constant 2,8000 0,004688 597,33 0,000

TehpA 0,4125 0,2063 0,004688 44,00 0,000tBvr 0,1906 0,0953 0,004687 20,33 0,000

TeBvr 0,3031 0,1516 0,004687 32,33 0,000

Ticl -0,1000 -0,0500 0,004688 -10,67 0,000

tacTi -0,3906 -0,1953 0,004687 -41,67 0,000

PresN 0,0844 0,0422 0,004688 9,00 0,000

TN -0,2063 -0,1031 0,004688 -22,00 0,000

TehpA*tBvr 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

TehpA*TeBvr 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

TehpA*Ticl -0,0062 -0,0031 0,004688 -0,67 0,507

TehpA*tacTi -0,0031 -0,0016 0,004687 -0,33 0,740

TehpA*PresN -0,0094 -0,0047 0,004687 -1,00 0,321

TehpA*TN 0,0063 0,0031 0,004688 0,67 0,507

tBvr*TeBvr -0,0000 -0,0000 0,004688 -0,00 1,000

tBvr*Ticl 0,0094 0,0047 0,004687 1,00 0,321

tBvr*tacTi 0,0062 0,0031 0,004688 0,67 0,507tBvr*PresN 0,0062 0,0031 0,004687 0,67 0,507

tBvr*TN 0,0156 0,0078 0,004687 1,67 0,100

TeBvr*Ticl -0,0031 -0,0016 0,004687 -0,33 0,740

TeBvr*tacTi -0,0125 -0,0062 0,004687 -1,33 0,187

TeBvr*PresN -0,0063 -0,0031 0,004687 -0,67 0,507

TeBvr*TN -0,0031 -0,0016 0,004688 -0,33 0,740

Ticl*tacTi -0,0031 -0,0016 0,004688 -0,33 0,740

Ticl*PresN 0,0156 0,0078 0,004688 1,67 0,100

Ticl*TN -0,0062 -0,0031 0,004687 -0,67 0,507

tacTi*PresN 0,0063 0,0031 0,004688 0,67 0,507


36/60

tacTi*TN 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

PresN*TN -0,0031 -0,0016 0,004687 -0,33 0,740

TehpA*tBvr*TeBvr 0,0125 0,0062 0,004687 1,33 0,187

TehpA*tBvr*Ticl -0,0219 -0,0109 0,004688 -2,33 0,023

TehpA*tBvr*tacTi -0,0063 -0,0031 0,004687 -0,67 0,507

TehpA*tBvr*PresN 0,0000 0,0000 0,004687 0,00 1,000TehpA*tBvr*TN -0,0219 -0,0109 0,004687 -2,33 0,023

TehpA*TeBvr*Ticl 0,0031 0,0016 0,004688 0,33 0,740

TehpA*TeBvr*tacTi -0,0000 -0,0000 0,004687 -0,00 1,000

TehpA*TeBvr*PresN -0,0125 -0,0063 0,004687 -1,33 0,187

TehpA*TeBvr*TN -0,0031 -0,0016 0,004688 -0,33 0,740

TehpA*Ticl*tacTi 0,0031 0,0016 0,004688 0,33 0,740

TehpA*Ticl*PresN 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

TehpA*Ticl*TN -0,0000 -0,0000 0,004687 -0,00 1,000

TehpA*tacTi*PresN 0,0000 0,0000 0,004688 0,00 1,000

TehpA*tacTi*TN 0,0031 0,0016 0,004688 0,33 0,740

TehpA*PresN*TN 0,0031 0,0016 0,004688 0,33 0,740

tBvr*TeBvr*Ticl -0,0000 -0,0000 0,004688 -0,00 1,000

tBvr*TeBvr*tacTi 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

tBvr*TeBvr*PresN 0,0094 0,0047 0,004687 1,00 0,321

tBvr*TeBvr*TN -0,0000 -0,0000 0,004687 -0,00 1,000

tBvr*Ticl*tacTi -0,0000 -0,0000 0,004687 -0,00 1,000

tBvr*Ticl*PresN -0,0188 -0,0094 0,004687 -2,00 0,050

tBvr*Ticl*TN 0,0094 0,0047 0,004688 1,00 0,321

tBvr*tacTi*PresN 0,0094 0,0047 0,004688 1,00 0,321

tBvr*tacTi*TN 0,0063 0,0031 0,004687 0,67 0,507

tBvr*PresN*TN 0,0000 0,0000 0,004687 0,00 1,000

TeBvr*Ticl*tacTi -0,0062 -0,0031 0,004687 -0,67 0,507

TeBvr*Ticl*PresN 0,0062 0,0031 0,004687 0,67 0,507

TeBvr*Ticl*TN -0,0094 -0,0047 0,004688 -1,00 0,321

TeBvr*tacTi*PresN -0,0094 -0,0047 0,004688 -1,00 0,321

TeBvr*tacTi*TN 0,0062 0,0031 0,004687 0,67 0,507

TeBvr*PresN*TN 0,0063 0,0031 0,004687 0,67 0,507

Ticl*tacTi*PresN 0,0125 0,0062 0,004687 1,33 0,187

Ticl*tacTi*TN 0,0031 0,0016 0,004688 0,33 0,740

Ticl*PresN*TN 0,0031 0,0016 0,004687 0,33 0,740

tacTi*PresN*TN -0,0062 -0,0031 0,004687 -0,67 0,507

S = 0,0530330 R-Sq = 98,92% R-Sq(adj) = 97,85%


37/60

Analiza variaţiei pentru Grosime strat [µm] (coded units)


Main Effects 7 16,3400 16,3400 2,33429 829,97 0,000

2-Way Interactions 21 0,0375 0,0375 0,00179 0,63 0,8773-Way Interactions 35 0,0825 0,0825 0,00236 0,84 0,711

Residual Error 64 0,1800 0,1800 0,00281

Pure Error 64 0,1800 0,1800 0,00281

Total 127 16,6400

Acum avem şi valori pentru p-value. Vom reduce în continuare modelul eliminând termenii

nesemnificativi (cei cu p-value > 0.05, pentru că aceasta înseamnă rejectarea ipotezei nule şi acceptare ipotezei

alternative).

Analizând datele din estimarea efectelor şi coeficienţilor pentru grosime strat observăm că există o

interacţiune de ordin 3 care are valoarea p-value < 0.05, restul având valoarea p-value > 0.05.

Comparând modelul redus III cu modelul redus IV observăm că acesta din urmă este mult mai

simplu ( are doar factorii principali, fără interacţiunea de ordin 3). În schimb model ul 4 explica doar 90.02%

din variaţia răspunsului faţă de 98,29 % în cazul modelului III, datele fiind prezentate mai jos.

Acum tabelul ANOVA a rămas doar cu termenii semnificativi, cei cu valoare mică pentru p-value.

Acest model final este denumit modelul redus. Valoarea obţinuta pentru R pătrat (R -Squared în Minitab) arată

ce procent din variabilitate este explicat de model.

Având în vedere acestea consider modelul redus III ca fiind modelul final, model ce descrie cel mai

bine (simplitate vs precizie) procesul de titanizare.

Revenind la modelul 3, am obţinut în urma analizei statistice şi coeficienţii estimaţi pentru fiecare termen al

modelului, în analiza efctuată mai jos.


38/60

În figura 5.1 este reprezentat graficul tuturor interacţiilor de ordin 2. Se vede că linile sunt paralele. Aceastaindică faptul ca aceste interacţiuni sunt nesemnificative pentru procesul studiat.

Ele nu fac decât să confirme valorile lui p din tabelul ANOVA pentru aceste interacţiuni.

TehpA

TeBvr

Ticl

tacTi

PresN

TN

tBvr

10 min6 min 425°C402°C 363°C359°C 30 min20 min 2,4e2,3e 330°C326°C

3,2

2,8

2,43,2

2,8

2,43,2

2,8

2,4

3,2

2,8

2,43,2

2,8

2,43,2

2,8

2,4

TehpA

320°C

402°C

tBvr

6 min

10 min

TeBvr

402°C

425°C

Ticl

359°C

363°C

tacTi

20 min

30 min

PresN

2,3e

2,4e

Graficul tuturor interactiilor

Fig. 5.1. Graficele interacţiunilor între factori

Graficul tuturor interacţiunilor posibile între factori este dat în figura 5.2.


39/60

330°C326°C

2,4e

2,3e

30 min

20 min

363°C359°C

425°C

402°C

10 min

6 min

402°C320°C

TN

PresN

tacTi

Ticl

TeBvr tBvr

TehpA

2,95

2,30

2,50

2,30

2,80

2,652,75

2,10

3,15

2,953,00

2,40

3,45

2,85

2,95

2,70

2,65

2,452,55

1,90

3,00

2,40

2,50

2,25

3,25

2,60

2,75

2,60

3,20

2,903,05

2,45

2,95

2,752,85

2,30

3,25

2,65

2,75

2,55

3,55

3,00

3,05

2,80

3,40

3,203,35

2,75

3,05

2,45

2,55

2,35

3,00

2,702,85

2,30

3,30

3,053,15

2,55

3,60

3,00

3,05

2,80

Cube Plot (data means) for Grosime strat [µm]

Fig. 5.2. Graficul reprezentării cubice pentru toţi factorii

Selectând doar termenii care au interacţiunea de ordin 3, graficul reprezentării cubice devine cel din

figura 5.3.

363°C

359°C

10 min

6 min

402°C320°C

Ticl

tBvr

TehpA

3,04375

2,862502,43750

2,65625

3,16250

2,956252,56250

2,71875

Cube Plot (data means) for Grosime strat [µm]

Fig. 5.3. Graficul reprezentării cubice pentru TehpA*tBvr*Ticl

Am studiat de asemenea şi graficele efectelor principale ale celor 7 factori (figura 4.4). În mod

evident, cu cât este mai înclinată linia (are panta mai mare) cu atât importanţa factorului şi efectul său asupra

grosimii stratului de titan este mai mare. Observăm că cel mai mare efect asupra grosimii stratului depus îl auTemperatura pentru Electron heating + plasma Argon şi Timpul pentru acoperirea cu titan, urmata de Timpul

pentru Bias voltage ramp. (supliment încălzire) şi Temperatura azot. Cel mai mic efect îl are Temperatura


40/60

pentru Ion cleaning. Acestea nu reprezintă nimic nou, ele fiind confirmate şi de coeficienţii din modelul redus

III.

M e a n o f G r o s i m e s t r a t [ µ m ]

402°C320°C

3,0

2,8

2,6

10 min6 min 425°C402°C

363°C359°C

3,0

2,8

2,6

30 min20 min 2,4e2,3e

330°C326°C

3,0

2,8

2,6

TehpA tBv r TeBv r

Ticl tacTi PresN

TN

Graficul efectelor principale

Fig. 5.4. Graficele efectelor principale ale celor 7 factori

Din graficele din figura 5.4 rezultă că cea mai bună combinaţie pentru creşterea grosimii stratului

acoperit cu titan este pentru următoarea combinaţie de factori (valorile marcate cu galben). Combinaţia exact

opusă duce la cele mai mici valori pentru grosimea stratului acoperit cu titan.

Tabelul 5.2. Combinaţia principalilor factori Parametru Denumire

prescurtata

Valoare

Tempertura pentru Electron heating + plasma Argon TehpA 320°C 402°C

Timpul pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire) tBvr 6 min 10 min

Temperatura pentru Bias voltage ramp. (supliment incalzire) TeBvr 402°C 425°C

Temperatura pentru Ion cleaning Ticl 359°C 363°C

Timpul pentru acoperirea cu titan tacTi 20 min 30 min

Presiune azot PresN 2,3e –

2mbar

2,4e – 2mbar

Temperatura azot TN 326°C 330°C

În modelul redus III, care este modelul nostru final, pe baza coeficienţilor pentru fiecar e factor sau

combinaţie de factori din acest model şi notând codificat nivelul minim din tabelul 4.2 al fiecărui factor cu “-

1” şi nivelul maxim al fiecărui factor cu “1” avem următoarele valori ale coeficienţilor fiecărui factor:


41/60

Iar ecuaţia y = f(x) se scrie sub forma:

Y= 2.8 -0.2063* TehpA + 0.0953* tBvr +0.1516* TeBvr -0.05* Ticl -0.1953*tacTi +0.0422* PresN-0.1031*

TN -0.0109 (TehpA* tBvr* Ticl)

În care factorii pot lua valori doar +1 sau -1 conform nivelului minim sau maxim din tabel.

Aceasta este ecuaţia matematică a modelului ce descrie comportarea procesului de acoperire cu titan Ecuaţia

şi modelul aferent explică în procent de 98.29 % datele experimentale obţinute. Diferenţa o reprezintă erorile

care sunt date de factori (variabile) ale procesului ignorate la alcătuirea modelului matematic.

Pe baza ecuatiei anterioare, dând valori +1 sau -1 pentru cei 7 factori se pot prezice valorile pentru

grosimea stratului acoperit cu titan ce urmeaza a fi realizat pentru diferite combinaţii de factori . Aceste valori

se pot obtine, aşa cum am aratat, şi cu Minitab, pe baza predicţiilor.


42/60

Şi din acest tabel se observă ca cea mai mare valoare pentru MTBF se obţine pentru :

Concluzionând, cei 7 factori sunt inputuri critice pentru procesul de acoperire cu titan al

epruvetelor analizate. Influenţa acestor factori asupra grosimii stratului de titan (y) este :

Y= 2.8 -0.2063* TehpA + 0.0953* tBvr +0.1516* TeBvr -0.05* Ticl -0.1953*tacTi +0.0422* PresN-0.1031*

TN -0.0109 (TehpA* tBvr* Ticl)

După determinarea relaţiei de corelaţie a ruzultat următorul program pentru a putea titaniza

materialul utilizat la axe 40Cr10 sau C120.

Tabelul 5.3. Valorile parametrilor utilizaţi la titanizare

Nr. OperatiaParametrii

timp presiune temperatură

1.

Spalarea in neofalina 30 min2.

Spalarea in apa distilata (puritate 0,1 max) 15 min

3. Uscarea cu aer rece

4. Uscarea cu aer cald 300°C 5.

High vacuum 45 min 1,1e – 2mbar


43/60

6.

Hallow cathod preheating 2 min

Hallow cathod initiating 2 min

Pornire masa rotativa

7. Electron heating + plasma ArgonI 20 min 1,2e – 2mbar 402°C II 9,1e – 3mbar

8.

Bias voltage ramp. (supliment incalzire) 10 min 9,6e – 3mbar 425°C 9.

Ion cleaning time 20 min 8,8e – 3mbar 359°C

10.

Acoperire cu titan 20 min11.

Pornire Azot 2,4e – 2mbar 326°C

12.

Cooling downI 15 min 180°C II 20 min 150°C

13. Veating (egalare presiune cu exteriorul 45 min 90°C

Fig. 5.12. Probele după efectuarea operaţiei de titanizare

Pe parcursul derulării testărilor am realizat o serie de verificări ale probelo r etapizate conform

figurilor de mai jos. Acestea au fost realizate cu Microscopul electronic QUANTA 200 3D după un atac cu

ioni de galiu.


44/60

Fig. 5.13. Aderenţa stratului de titan la stratul de bază


45/60

S-au efectuat probe în cadrul laboratorului Metalografic din cadrul S.C. Rulmenţi S.A. Bârlad, iar

conform buletinului de analiză emis probele finale, ale testului final rezultat după aplicarea modelului

matematic emis, au o duritate cuprinsă între 1212 şi 1433 Hv iar grosimea stratului depus este între 0,6 μm şi

1,4 μm.

Fig. 5.14. Axe titanate după realizarea analizei parametrilor

După realizarea operaţiei de titanare, axele vor fi supuse unei testări accelerate pe un stand de

încercări. În cadrul testărilor vor fi utilizate atât axe titanate cât şi netitanate pentru a putea determina durata de

viaţă a celor două produse.

5.2. Testări accelerate

Supraalimentarea cu ajutorul turbosuflantei prezintă o creştere a performanţelor energetice de

putere ale motorului, deoarece utilizează o parte din energia gazelor arse pentru a creşte presiunea de admisie.

Totodată, debitul de aer admis depinde atât de turaţia motorului cât şi de sarcina lui, astfel ca atunci când

motorul funcţionează la turaţii şi sarcini joase, energia gazelor de evacuare este mică, iar din această cauză presiunea de supraalimentare fiind foarte apropiată de cea atmosferică, performanţele energetice ajung să fie

mai mici decât la un motor cu aspiraţie naturală care funcţionează în aceeleaşi condiţii. O altă caracterisitcă

nedorită a motoarelor supraalimentate prin intermediul turbosuflantei convenţionale este, raspunsul întarziat la

o creştere bruscă de sarcină datorită inerţiei rotoarelor turbosuflantei, acestea neputând fi reduse oricât de mult,

deoarece, odată cu scăderea dimensiunilor agregatului de turbosupraalimentare scade şi eficenţa lui. De

asemenea, realizarea tehnologică a unor turbosuflante cu diametre foarte mici este limitată.

Astfel am urmărit realizarea unui stand experimental pentru o mai bună punere în evidenţă timp ului

de defectare pentru cele două tipuri de axe.

Standul a fost realizat utilizând o turbosuflantă de supraalimentare KM Germany ASAM, produsă

sub licenţa Garrett, ce echipează autoturismul Dacia Logan 1.5 DCI.


46/60

5.3.1. Descriere generală Turbosuflanta este un sistem de inducţie forţată şi face parte din sistemul de admisie a aerului în motor.

Are ca principal scop introducerea unei mase mai mari de aer în cilindri şi reuşeşte acest lucru prin creşterea

presiunii aerului (fenomenul de comprimare – o masă mai mare de aer în acelaşi volum disponibil). Pentru că

motorul funcţionează corect pe baza unui raport de aer/combustibil care este de 7:1, introducerea unei cantităţi

mai mari de aer în cilindri atrage după sine posibilitatea introducerii unei cantităţi mai mari de combustibil,

deci creşterea puterii motorului.

Fig. 5.17. Turbină turbosuflantă

Turbosuflanta (sau turbocompresorul) este compusă din 3 părţi componente principale:

turbina;

compresorul;

supapa waste-gate.

Pentru a rezista la viteze de pâna la 150.000 rpm, axul turbinei trebuie sa fie susţinut foarte bine. În

acest scop lagărele turbosuflantei sunt lagăre hidrodinamice cu două filme de ulei. Acest tip de lagăr susţine

axul pe două pelicule foarte subţiri de ulei care sunt menţinute constant în jurul axului. Prin prisma acestor

lucruri, trebuie acordată o atenţie sporită ungerii turbosuflantei. Principiul de funcţionare este prezentat în

figura 5.21.


47/60

Fig. 5.21. Principiul de ungere al lagărelor

Lagărele turbosuflantei ASAM (Figura 5.21.) sunt din bronz şi prezintă pe corp 6 perforaţii cu ø1.25 mm prin

care circula uleiul necesar creării peliculei.

Presiunea normală de funcţionare în sarcină maximă : 0.8 bar

Presiunea normală de funcţionare în sarcină uşoară şi medie : 0.5 bar Presiune deschidere waste-gate : 1 bar

5.3.2.Standul experimental pentru turbosuflantă

Acest stand experimental este realizat pentru a se putea studia dar si a experimenta cum

functioneaza o turbosuflanta dar si alte componente impreuna cu aceasta. Standul experimental este cel mai

simplu si mai usor mod de a studia adevarata functionare a turbosuflantei de autovehicul, acest lucru ajutand

să înţelegem fenomenele reale care se întâmplă în timpul acţionarii acesteia.


48/60

Fig. 5.22. Schema de funcţionare a standului experimental


49/60

Instalaţia experimentală se compune din:

1. EC - electrocompresor tip

2. M1 - manometru măsurare presiune aer comprimat

3. RR1 – robinet reglare presiune

4. TM1 – tub de masura cu apa, ce masoare caderea de presiune

5. TTM1 – termocuplă6. V – tub venturi caracterizat de următoarele mărimi şi rapoarte:

7. IA – Încalzitor de aer, care consta in doua circuite gazodinamice concentrice, legate printr -o

camera de incalzire

8. Ta – termocuplă intrare aer în suflantă

9. M2 – manometru masură presiune la iesirea din compressor

10. V – tub Venturi ieșire aer compressor caracterizat de următoarele mărimi

11. TM2 – tub de masura cu Hg

12. Tb – temocupla cromel-alumel – masurarea temperaturii la iesirea din compressor

13. Tc – termocupla cromel-alumel – masurarea temperaturii la iesirea din suflantă

14. M3 – manometru – masurarea presiunii de ulei

15. ME – motor electric

16. P – pompă de ulei

17. RR2 – robinet reglare presiune ulei

18. RU – rezervor ulei caracterizat de următoarele mărimi:

L x l x H

Capacitate rezervor: 10 litri

19. RE – rezistență electrică de 2 kW

5.3.3. Modul de funcţionare al instalaţiei

Se porneşte electrocompresorul care produce şi trimite aerul comprimat prin conducta principală

spre instalaţie, pătrunzând prin robinetul RR şi urmând apoi să intre în blocul încălzitor pe circuitul

gazodinamic exterior. În continuare, pe acest circuit gazodinamic aerul intră în camera de încălzire apoi

străbate în sens contrar traseul interior şi este trimis spre evacuarea încălzitorului. La capătul acestuia este

montată turbosuflanta, şi astfel aerul încălzit intră în turbină, punând în mişcare palele acesteia, apoi iese în

atmosferă. Ştiind că turbina şi compresorul de aer sunt acţionate de un ax comun, vedem cum turbina pune în

mişcare palele compresorului care aspiră aer din atmosferă, îl comprimă şi îl trimite spre evacuarea din

compresor.

Un lucru foarte important de care trebuie să se ţină cont este ungerea turbosuflantei înainte de

pătrunderea aerului pentru a nu se defecta. Astfel va trebui să pornim motorul electric care antrenează pompa

de ulei şi astfel asigurăm ungerea optimă a turbosuflantei. Instalaţia de pompare a uleiului este dotată cu un

manometru dar şi cu un circuit alternativ de ulei care pleacă din circuitul principal de pompare spre rezervorul

de ulei, scăzând presiunea în cazul în care aceasta creşte nejustificativ. Acest lucru este făcut deoarece trebuie

menţinută o presiune optimă pentru buna funcţionare a ansamblului de supraalimentare şi astfel protejarea

acestuia de la defectare.


50/60

Pentru realizarea testului am propus ca testul sa se considere a fi eşuat în momentul începerii

pierderii de ulei din instalaţie. La începutul testării instalaţia funcţionează la o presiune a uleiului de 5,4 atm şi

am considerat că la presiunea de 4,9 atm testarea eşuează.

Tabelul 5.5. Parametrii testării accelerate a celor două tipuri de axe.

Nr.crt. Turaţia rot/min Ore funcţionare Ax netitanat Uzuramm Ore funcţionare Ax titanat Uzuramm1. 200.000 4083 0,031 7321 0,018

2. 200.000. 4125 0,029 7115 0,016

3. 250.000 3972 0,032 5957 0,021

4. 250.000 3925 0,033 6063 0,019

5. 300.000 2729 0,028 4738 0,021

6. 300.000 2697 0,035 4825 0,023

7. 350.000 2625 0,034 4479 0,025

8. 350.000 2606 0,036 4594 0,023

9. 400.000 1491 0,041 3216 0,025

10. 400.000 1524 0,039 3128 0,024

S-a efectuat şi o testare asupra unui ax netitanizat la o turaţie de 200.000 rot/min până la scăderea

presiunii în instalaţie la 3,4 atm şi sa constatat că uzura este de 0,063 mm. Testarea s-a oprit la această

presiune deoarece au apărut zgomote şi vibraţii la turbina utilizată la testare.

Testarea accelerată a duratei de viaţă ax netitanat: Ore functionare versus Turatia rot/min

Ore functionare ax netitanat

P e r c e n t

4 5 0 0

4 0 0 0

3 5 0 0

3 0 0 0

2 5 0 0

2 0 0 0

1 5 0 0

1 0 0 0

99

90

8070605040

30

20

10

5

3

2

1

Table of Statistics

2 0

201,569 3960,07 4,859 2 0

203,418 2720,88 4,859

Shape

2 0

330,289 2620,19 4,859 2 0

109,603 1515,59 4,859

Scale

2 0

AD* F C234,449 4114,35 4,859

Turatia

300000

350000

400000

rot/min

200000

250000

Probability Plot (Individual Fit) for Ore functionare ax netitanat

Complete Data - ML Estimates

Weibull - 95% CI

Fig. 5.31. Graficul probabilităţii datelor individuale ajustate pentru ore funcţionare


51/60

Turatia rot/min

O

r e f u n c t i o n a r e a x n e t i t a n a

t

400000350000300000250000200000150000100000

8000

7000

6000

5000

4000

3000

2000

1500

Percentiles

90

50

10

Relation Plot (Fitted Linear) for Ore functionare ax netitanat


Weibull - 95% CI

Fig. 5.35. Graficul probabilităţii valorilor ajustate lineara relaţiei dintre turaţie şi ore funcţionare

Step Log-Likelihood0 -73,9790

1 -72,6922

2 -72,59893 -72,5956

4 -72,5956

5 -72,5956

Response Variable: Ore functionare ax netitanat

Censoring Information Count

Uncensored value 10

Estimation Method: Maximum Likelihood

Distribution: Weibull

Relationship with accelerating variable(s): Linear

Regression Table

Standard 95,0% Normal CI

Predictor Coef Error Z P Lower Upper

Intercept 9,30684 0,187357 49,67 0,000 8,93963 9,67406Turatia rot/min -0,0000044 0,0000006 -7,03 0,000 -0,0000056 -0,0000031


52/60

Shape 9,53838 2,46475 5,74806 15,8281

Log-Likelihood = -72,596

Anderson-Darling (adjusted) Goodness-of-FitAt each accelerating level

FittedLevel Individual Fit Model

200000 4,859 4,547

250000 4,859 6,218300000 4,859 4,512

350000 4,859 7,024400000 4,859 5,206

Standardized Residuals = 1,817Cox-Snell Residuals = 1,817

Table of Percentiles

Turatia Standard 95,0% Normal CIPercent rot/min Percentile Error Lower Upper

50 120000 6281,44 722,329 5013,90 7869,41

Table of Cumulative Failure Probabilities

Turatia 95,0% Normal CITime rot/min Probability Lower Upper

7500 120000 0,976739 0,316313 1

Testarea accelerată a duratei de viaţă ax titanat: Ore f uncţionare versus Turatia rot/min

Ore functionare ax titanat

P e r c e n t

800070006000500040003000

99

90

80

706050

4030

20

10

5

3

2

1

Table of St atistics

2 0

136,036 6036,04 4,859 2 0

131,864 4802,87 4,859

Shape

2 0

94,644 4564,67 4,859 2 0

86,480 3193,53 4,859

Scale

2 0

AD* F C

84,065 7268,39 4,859

Turatia

300000

350000

400000

rot/min

200000

250000

Probability Plot (Individual Fit) for Ore functionare ax titanat


Weibull - 95% CI

Fig. 5.36. Graficul probabilităţii datelor individuale ajustate pentru ore funcţionare


53/60

Turatia rot/min

O r e f u n c t i o n a r e a x t i t a n

a t

400000350000300000250000200000150000100000

10000

9000

8000

7000

6000

5000

4000

3000

Percentiles

90

50

10

Relation Plot (Fitted Linear) for Ore functionare ax titanat


Weibull - 95% CI

Fig. 5.40. Graficul probabilităţii valorilor ajustate linear

a relaţiei dintre turaţie şi ore funcţionare

Step Log-Likelihood

0 -73,7512

1 -73,28132 -71,9462

3 -71,6993

4 -71,68375 -71,6836

6 -71,6836

Response Variable: Ore functionare ax titanat

Censoring Information Count

Uncensored value 10

Estimation Method: Maximum Likelihood

Distribution: Weibull

Relationship with accelerating variable(s): Linear

Regression Table

Standard 95,0% Normal CI

Predictor Coef Error Z P Lower UpperIntercept 9,57429 0,0855213 111,95 0,000 9,40667 9,74191

Turatia rot/min -0,0000035 0,0000003 -12,13 0,000 -0,0000040 -0,0000029

Shape 18,2696 4,72913 11,0000 30,3434

Log-Likelihood = -71,684


54/60

Anderson-Darling (adjusted) Goodness-of-Fit

At each accelerating level

Fitted

Level Individual Fit Model200000 4,859 4,927

250000 4,859 4,726

300000 4,859 4,515350000 4,859 7,645

400000 4,859 5,169

Standardized Residuals = 1,361

Cox-Snell Residuals = 1,361

Table of Percentiles

Turatia Standard 95,0% Normal CI

Percent rot/min Percentile Error Lower Upper50 120000 9321,43 485,392 8417,01 10323,0

Table of Cumulative Failure Probabilities

Turatia 95,0% Normal CITime rot/min Probability Lower Upper

10500 120000 0,997762 0,480895 1

După realizarea celor două încercări sa constatat că durata de viaţa a unui ax netitanat, ce

functionează în condiţii normale de lucru, este de 6281,44 ore şi pentru axul titanat este de 9321,43 ore .


55/60

CAPITOLUL VI

Concluzii și contribuții personale

6.1. Concluzii

Cercetarea bibliografică efectuată a evidențiat importanța acoperirilor metalice asupra durabilității.

Sunt prezentate metodele actuale de realizare a acoperirilor.

Pentru determinarea microstructurii și a corectitudinii depunerii stratului de titan pe suprafața lamei

s-a utilizat microscopul electronic QUANTA 200 3D (SEM/FIB – scanning electron microscope/ion beam

system).

Testul de impact perpendicular a fost aplicat cu succes pentru caracterizarea proprietăților de

oboseală a stratului depus. Adeziunea stratului de titan poate fi cuantificată și, în plus, uzura poate fi verificată

în condiții normale, la sarcini mai mari sau mai mici de încărcare cu privire la

oboseala stratului depus.ANOVA este o formă specială de testare a ipotezelor statistice, intens folosită în analiza datelor

experimentale. În statistică testarea ipotezelor este o metodă de a lua decizii folosind date.

Un rezultat al testului (calcul dintre ipoteza nulă și probă) este denumit semnificativ statistic, dacă

se consideră ca puțin probabil ca acesta să fi avut loc întâmplător, deci presupunând ipoteza nulă ca fiind

adevărată. Un rezultat semnificativ statistic când probabilitatea (p-value) este mai mică decât un prag (denumit

nivel de semnificație) justifică respingerea ipotezei nule.

A fost realizată operația de titanare a pieselor supuse experimentării, fiind prezentată succesiunea

operațiilor efectuate. S-a organizat un experiment full factorial. A fost folosit un model redus de tipul ¼factorial, reducând astfel numărul experimentelor la 32.

Fiecare experiment a fost executat în ordinea aleatoare a planului experimental. După titanizarea

epruvetelor, în aceleași condiții, s-a măsurat aderența stratului titanizat. Rezultatele măsurătorilor au fost apoi

prelucrate statistic după metoda „Design of experiment ¼ full factorial”.

Cel mai bun coeficient de aderență s-a obținut pentru condițiile: tneof = +1 = 30 min, tapă = +1 =

15 min, taer cald = -1 = 300°C, taer cald = -1 = 5 min, în acest caz, coeficientul de aderență având valoarea

109,5.

A fost prezentat „Graficul rezidualelor pentru coeficientul de aderență” și „Graficul efectelor

principale”.

Din ultimul grafic se observă că cel mai bun coeficient de aderență se obține pentru:

• timpul de menținere în neofalină = 1, adică pentru 30 minute timp de spălare în neofalină; 181

• timp de spălare în apă distilată (puritate 0,1 max.) = 1, adică pentru 15 min timp de spălare în apă

distilată;

• temperatura aerului cald la uscarea cu aer cald = -1, adică pentru temperatura aerului cald la

uscarea cu aer cald de 300°C;• timp de menținere la uscarea cu aer cald = -1, adică timp de menținere la uscarea cu aer cald = 5

min.


56/60

De asemenea, tot din acest grafic putem vedea cât este influența fiecărui parametru asupra

coeficientului de aderență. De exemplu scăderea temperaturii aerului cald de la 400°C la 300°C duce la o

creștere a coeficientului de aderență cu 10 puncte (de la 92 la 102).

Din graficul interacțiunilor de ordin 2 pentru coeficientul aderență a rezultat că paralelismul liniilor

ne indică absența interacțiunilor. Observăm că nu avem nici o interacțiune. Rezultă că au fost determinate cele

mai bune condiții de spălare-uscare pentru a obține aderența maximă a stratului de titan după depunerePrin metoda testării ipotezelor, folosind diverse teste statistice (F-test, ANOVA) s-au determinat

parametrii critici ai procesului de titanizare. Pentru toți acești parametri s-au prelevat probe în cadrul

procesului de titanizare, probe în care acești parametri aveau diferite valori. Probele s -au analizat statistic și s-a

determinat dacă parametrii respectivi sunt sau nu importanți pentru procesul de titanizare. S-au măsurat

grosimea ṣi aderența stratului de titan.

Au fost determinați șapte parametri critici ai procesului. Ei au făcut obiectul unui experiment

separat în care se va determina exact influența fiecăruia asupra procesului de titanizare precum și interacțiunile

dintre ei.

Pe parcursul derulării testărilor s-au realizat o serie de verificări ale probelor etapizate. Acestea au

fost realizate

Rezumat Teza C Rotariu

Documents

Transcript of Rezumat Teza C Rotariu