STUDIUL POSIBILITĂȚILOR DE CREȘTERE ALE … Teza.pdf · Procesul tehnologic de tăiere –...

UNIVERSITATEA TEHNICĂ “GHEORGHE ASACHI” DIN IAŞI

ȘCOALA DOCTORALĂ A FACULTĂŢII DE MECANICĂ

STUDIUL POSIBILITĂȚILOR DE CREȘTERE ALE CARACTERISTICILOR MECANICE PENTRU ELEMENTELE TĂIETOARE DE LA EXCAVATOARELE CU ROTOR DE MARE CAPACITATE

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT Drd. Ing. PAULIN CONSTANTIN Conducător de doctorat : Prof. univ. dr. ing. MUNTEANU CORNELIU

IAŞI, 2017

CUPRINS Pag Rezumat

Introducere 1

Capitolul I. Oportunitatea îmbunătățirii caracteristicilor fizico-mecanice ale

sculelor utilizate la excavarea solului

2 1

1.1. Elemente componente ale excavatoarelor cu rotor de mare capacitate 4 1

1.1.1. Tipuri de utilaje de excavare a solului utilizate în industria minieră 4 1

1.1.2. Elemente constructive 8 3

1.2. Parametrii de lucru ai excavatoarelor cu rotor 12 5

1.2.1. Procesul tehnologic de tăiere – încărcare 13

1.2.2. Parametrii de tăiere 14

1.2.3. Definirea rezistenţei specifice la tăiere 15

1.3. Elemente tăietoare la excavatoarele cu rotor de mare capacitate 16 5

1.3.1. Caracteristici de material ale dinților de excavator 16 5

1.3.2. Caracteristici geometrice ale dinților de excavator 18 6

1.4. Stadiul actual al cercetărilor referitoare la uzura elementelor tăietoare

ale excavatoarelor cu rotor

22 7

1.4.1. Analiza solicitărilor în exploatare asupra elementelor tăietoare 22 7

1.4.2. Aspecte generale referitoare la uzura elementelor tăietoare ale

excavatoarelor

28 9

1.4.3. Metode de reducere a uzurii elementelor tăietoare 33 10

1.5. Concluzii 42 13

Capitolul II. Stadiul actual al cercetărilor privind realizarea acoperirilor

rezistente la uzură abrazivă prin pulverizare termică

44 15

2.1. Pulverizarea termică. Noțiuni generale. 44 15

2.2. Procedee de depunere prin pulverizare termică 48 15

2.2.1. Flame spray (FS) – Pulverizarea în flacără 49

2.2.2. High Velocity Oxy Fuel (HVOF) – Pulverizare combustibil-oxigen cu

viteză ridicată

51

2.2.3. Arc Spray – Depunere prin procedeul cu arc electric 52

2.2.4. Detonation Gun (D-Gun) – Depunere prin detonare 53

2.2.5. Plasma Spray (PS) – Pulverizare în jet de plasmă 54

2.2.6. Cold Spray (CS) – Pulverizare rece 55

2.3. Proprietățile straturilor depuse prin pulverizare termică 56 15

2.4. Pulberi utilizate pentru acoperiri rezistente la uzură 62 15

2.5. Stadiul actual al cercetărilor privind acoperirile depuse din aliaje pe bază de

Ni

63 16


Capitolul III. Cercetări experimentale și rezultate privind obținerea de

straturi rezistente la uzură prin metoda Flame Spraying (FS)

69 17

3.1. Materiale utilizate la obținerea straturilor rezistente la uzură prin metoda

Flame Spray

69 17

3.1.1. Caracteristici morfologice și microstructurale ale pulberii tip 1060-00 72 18

3.1.2. Caracteristici morfologice și microstructurale ale pulberii tip 1355-20 74 18

3.1.3. Caracteristici morfologice și structurale ale pulberii tip JK 586 76 18

3.2. Parametrii tehnologici utilizați pentru obținerea straturilor propuse prin

metoda Flame Spray

78 20

3.3. Rezultate experimentale privind calitatea straturilor depuse prin metoda FS 80 21

3.3.1. Caracteristici morfologice ale acoperirii 1060-00 (proba P) 80 21

3.3.2. Caracteristici morfologice ale acoperirii 1355-20 (proba A) 84 23

3.3.3. Caracteristici morfologice ale acoperirii JK 586 (proba M) 88 25

3.3.4. Proprietăți mecanice ale straturilor depuse prin metoda Flame Spraying 93 27

3.3.4.1. Microduritatea 93 27

3.3.4.2. Determinarea modulelor de elasticitate 94 28

3.3.4.3. Incercarea materialelor la încovoiere prin şoc singular 96


Capitolul IV. Rezultate experimentale privind proprietățile tribologice ale

straturilor depuse din aliaje autofluxante pe bază de Ni

101 30

4.1. Rezultate experimentale ale testelor de frecare şi uzare cu mişcare de

alunecare

100 30

4.1.1. Instalația de testare 100 30

4.1.2. Cuple de clasa a-IIa. Rezultate experimentale 104 32

4.1.3. Cuple de clasa a-IIIa. Rezultate experimentale 108 36

4.2. Rezultate experimentale ale testelor de frecare liniară cu mişcare de alunecare 115 41

4.3. Evaluarea adeziunii și coeziunii acoperirilor la substrat prin metoda ”scratch” 121 44

4.3.1. Rezultate experimentale obținute în urma testelor de scratch longitudinal 122 44

4.3.2. Rezultate experimentale obținute în urma testelor de scratch pe secțiune

transversală

126 48


Capitolul V. Rezultate experimentale privind rezistența la coroziune a


135 53

5.1. Electrocoroziunea 134 53

5.2. Rezultate obținute în urma testelor de electrocoroziune 137 54

5.3. Analiza suprafețelor corodate cu ajutorul microscopiei electronice 140 56


Capitolul VI. Concluzii și contribuții personale 145 59


6.2. Contribuții personale 147 62

Lista de lucrări 149 63

Bibliografie 151 65

Anexa I

1

Capitolul I. Oportunitatea îmbunătățirii caracteristicilor fizico-mecanice

ale sculelor utilizate la excavarea solului

Industria minieră este un segment foarte important pentru susținerea activă a dezvoltării

economice a României, prin asigurarea unei game largi de resurse minerale ce pot fi utilizate

în stare neprelucrată sau ca materie primă pentru alte produse [1]. Importanța sectorului

minier a crescut o dată cu reconsiderarea conceptului de securitate națională și regională care

cuprinde și accesul la resursele minerale strategice (”Conceptul strategic de aparare si

securitate a membrilor NATO”, Lisabona, în anul 2010).

Ținând cont de o serie de elemente definitorii pentru situația actuală (riscurile şi

ameninţările la adresa accesului la resursele strategice, creşterea accentuata a consumului

global de resurse minerale, restrângerea pe plan mondial a numărului furnizorilor de resurse

minerale şi energetice etc), s-a concluzionat că acestea ”exercită o influenţă directă asupra

securităţii economice, situatie in care strategia de dezvoltare a industriei miniere a unui stat

devine in mod tot mai evident, o componenta a securitatii nationale” [1]. Din aceste motive,

în Strategia industriei miniere pentru 2010-2035 au fost stabilite o serie de direcții prioritare

și obiective strategice specifice:

1. Cercetare şi dezvoltare tehnologică: minerit invizibil si inteligent; procese tehnologice,

automatizare si optimizare inovativă; utilizare eficienta a materialelor, energiei si a apei;

tehnologii de explorare inovative; extragere si imbogatire bazate pe high-tech a metalelor;

reciclare, materiale noi si alternative etc;

2. Producția minieră: maximizarea beneficiului economic, urmarirea ciclului complet: minerit

-perioada de tranzitie- postminerit etc;

3. Comunitate locala si impact social: maximizarea beneficiului social, protecţia vieţii şi

sănătăţii lucrătorilor din domeniul industriei miniere,

4. Asigurarea resursei umane - personal competent în domeniul resurselor minerale;

5. Impactul industriei miniere asupra mediului: minimizarea deşeurilor generate, reutilizarea,

reciclarea şi transformarea deşeurilor în produse; reducerea la minimum a energiei folosite

pentru a produce materii prime şi produse derivate etc;

6. Domeniul finanțelor: maximizarea beneficiului financiar.

În România, mineritul se desfășoară atât la suprafață în cariere deschise cât și în

subteran, unul dintre mineralele cu cel mai ridicat procent de exploatare în România fiind

cărbunele (huila, lignit).

1.1. Elemente componente ale excavatoarelor cu rotor de mare capacitate

Procesele care se desfășoară într-o unitate minieră sunt împărțite în două mari categorii:

- mineritul propriu-zis: excavarea, încărcarea și transportul minereului;

- procesarea minereurilor extrase: sfărâmarea, transportul, măcinarea, sortarea dimensională,

separarea și concentrarea minereurilor.

1.1.1. Tipuri de utilaje de excavare a solului utilizate în industria minieră

În funcţie de tipul utilajelor care intră în componenţa lanţului tehnologic, procesul de

exploatare al unui zăcământ se poate executa în trei moduri:

2

Tehnologiile de lucru în flux discontinuu constau în folosirea excavatoarelor cu

acţiune intermitentă şi a sistemelor de transport auto.

Excavatoarele sunt echipamente tehnologice prevazute cu organ activ tip cupă

destinate săpării pământurilor, care pot fi clasificate dupa urmatoarele criterii: după modul de

deplasare, după tipul acționării, după tipul echipamentului de lucru, dupa gradul de

universalitate, dupa masa caracteristică.

În România, cele mai importante zăcăminte de cărbune sunt cele de lignit din zona

minieră Oltenia, unde sunt organizate 16 cariere de mari dimensiuni, care au fost proiectate cu

capacităţi de producţie de la 0,5 milioane tone/an la cariera Berbeşti până la 4,4 milioane

tone/an la cariera Roşia de Jiu [1, 5].

În ceea ce priveşte tehnologia de extragere a minereurilor în România, trebuie precizat

că în prezent toate carierele utilizează tehnologia de lucru în flux continuu, caracteristicile

generale ale unei astfel de linii fiind prezentate în figura 1.2.

Utilajul folosit predominant pentru exploatarea lignitului și sterilului în carierele din

România este excavatorul cu rotor SchRs 1400 30/7, acesta reprezentând aproximativ 75%

din numărul total de excavatoare în funcțiune și este responsabil cu asigurarea a aproximativ

80% din volumul total al excavațiilor [5].

Excavatoarele cu rotor de mare capacitate (vezi figura 1.4) sunt utilizate pentru

lucrările de descopertă și pentru lucrările extracție a cărbunelui, putând fi folosite și pentru

încărcarea din stoc a materialelor stocare în vrac, la depozitele de cărbuni ale centralelor

termice, în carierele mari de nisip, argile și alte roci minerale utile.

Prin procesul caracteristic de excavare și transport continuu, aceste excavatoare pot

asigura producții mari. Ele pot lucra selectiv, prin reglarea corespunzătoare a înălțimii de

tăiere, putând excava atât deasupra nivelului șenilelor folosind cupe drepte, cât și sub nivelul

șenilelor, folosind cupe inverse montate pe rotor.

Excavatoarele cu rotor de mare capacitate ale căror elemente tăietoare sunt studiate în

cadrul acestei teze fac parte din categoria excavatoarelor cu săpare radială, fiind cele mai

complexe utilaje de săpat cu acțiune continuă.

Fig. 1.4. Imagine de ansamblu a unui excavator cu rotor de mare capacitate operațional

3

1.1.2. Elemente constructive

În principiu, toate excavatoarele cu rotor au o construcție asemănătoare, diferența fiind

făcută de modul de preluare a materialului de către cupele încărcătoare și de modul de

deversare a acestuia în circuitul principal de transport din carieră.

Din punct de vedere constructiv, un excavator se compune din două subansambluri

principale (vezi fig.1.5): a.) Mașina de bază (șenilele); b.) Echipamentul de lucru.

Caracteristicile tehnice principale ale excavatoarelor de acest tip se încadrează între

următoarele limite: diametrul rotorului între 1,6 și 18 m; capacitatea unei cupe între 16 și

2400 l; numărul de descărcări pe minut între 30 și 130; greutatea maximă de 3500t; înălțimea

de săpare între 5 și 70 m; productivitatea teoretică între 85 și 8500 m3/h.

Fig.1.5. Schema excavatorului tip SRs 470-18/3.

1 – rotorul portcupe, care asigură excavarea materialului, încărcarea și descărcarea acestuia; 2 –

brațul roții portcupe, utilizat pentru susținerea rotorului și a mecanismului de acționare 3 al acestuia,

precum și pentru susținerea transportorului de bandă 4, montat în interiorul brațului pe toată

lungimea sa; 5 – troliul roții portcupe utilizat pentru reglarea pe verticală a rotorului; 6 – cabina de

comandă pentru supravegherea și executarea manevrelor necesare funcționării excavatorului; 7 –

cablul de reglare a cabinei de comandă; 8 – banda de deversare care asigură preluarea materialului

de la banda transportoare din brațul rotorului; 9 – coșul de descărcare necesar descărcării

materialului de pe banda excavatorului pe mijlocul de transport din carieră; 10 – mecanismul pentru

reglarea înălțimii benzii de deversare; 11 – mecanismul de deplasare pe șenile; 12 – mecanismul de

rotire a platformei superioare; 13 – troliul pentru asigurarea vizibilității maxime la rotor; 14 –

mecanismul de rotire a benzii de deversare; 15 – dispozitiv de asigurare la răsturnare prevazut cu

contragreutate; 16 – rola de ghidare a cablului de la cabina de comandă; 17 – cărucior mobil de

4

întindere a cablului pentru reglarea brațului portcupe; 18 – macara de montaj; 19 – grupuri de

acționare pentru mecanismele de deplasare.

a.) Mașina de bază este alcătuită din :

- șasiu asamblat: care conține mecanismul de deplasare al utilajului;

- platforma rotitoare are în alcătuire: mecanismul de rotire; motorul de acționare;

contragreutatea; grupul de pompare; instalația hidraulică, pneumatică, electrică; cabina cu

panoul de comanda; rezervoare de motorina și de ulei.

b.) Echipamentul de lucru este alcatuit din: rotorul portcupe (1); cadrul echipamentului

de lucru cu transportorul de preluare a materialului săpat (2); transportorul de descărcare (3)

.Rotorul portcupe este organul cu ajutorul căruia se execută excavarea și încărcarea

rocii pe transportorul principal montat de-a lungul brațului rotorului. Dimensiunile rotorului,

numărul și capacitatea cupelor diferă în funcție de capacitatea și mărimea excavatorului. În

figura 1.7. este redată construcția rotorului de la excavatorul SchRs 1400-30/7.

Rotorul 1 este format din două flanșe 2, unite între ele prin sudură cu profile laminate

și cu conul 3 de dirijare a materialului excavat către transportorul cu bandă 12. Flanșele sunt

fixate pe axul rotorului 4, sprijinit pe lagăre cu rulmenți oscilanți. Pe rotor se fixează cupele

tăietoare 5 și încărcătoare 5'. Pentru acționarea rotorului se folosește un motor asincron 6 care

transmite mișcarea prin intermediul cuplajului de siguranță 7, a cuplajului elastic 8 cu șaibă de

frânare, a reductorului adițional 9, a axului cardanic 10, reductorul principal 11 pe al cărui

arbore final se montează rotorul 1.

Pe fiecare cupă, în partea frontală a acesteia, sunt montate prin fixare cu șuruburi

elementele active tăietoare - dinții - care intră în contact cu solul, fiind supuse unor acțiuni

combinate de uzură abrazivă extremă și de solicitare la șoc mecanic.

Forma dinților de excavator este cea a unei pene de despicat, cu muchia tăietoare

orientată în sus. Această formă asigură capacitatea de penetrare și de desprindere a

materialului excavat ca urmare a mișcărilor combinate de tăiere (mișcare principală și mișcare

secundară) [12].

Fig.1.7.Schema rotorului portcupe al excavatorului Sch Rs 1400-30/7.

5

În figura 1.8. este prezentat modul de fixare a dinților de excavator pe cupe cu

geometrie simetrică existente la modelele mai vechi de excavator cu rotor, numărul dinților

fiind variabil în funcție de condițiile de lucru.

Pe peretele exterior în spatele cuțitului sunt prevăzute lanțuri care asigură scurgerea

apei din materialul excavat atunci când se lucrează în roci acvifere.

Fig.1.8. Model de cupă simetrică cu diferite

geometrii ale dinților [13]

Fig.1.9. Model de cupă asimetrică cu diferite

geometrii ale dinților [13]

În prezent, în mai multe centre de cercetare sunt dezvoltate cupe cu o geometrie

asimetrică [13, 14] pentru o mai bună preluare și distribuire a forțelor de încărcare pe fiecare

dinte, două dintre variante fiind prezentate în figurile 1.9 și 1.10.

1.2. Parametrii de lucru ai excavatoarelor cu rotor

Asigurarea unor consumuri minime de energie și a unei capacități maxime de excavare

poate fi obținută prin cunoașterea caracteristicilor de dislocare a rocilor și mai ales prin

corelarea parametrilor regimului de tăiere și cei constructiv-funcționali ai utilajelor.

În scopul realizării analizei regimului de tăiere și a corelării acestuia cu parametrii

constructiv-funcționali ai utilajului sunt necesare [15, 16, 17, 18]:

- definirea parametrilor de tăiere și cunoașterea datelor tehnice necesare determinării lor;

- determinarea parametrilor de tăiere;

- definirea rezistenței specifice la tăiere.

1.3. Elemente tăietoare la excavatoarele cu rotor de mare capacitate

Dinții de excavator sunt elementele care intră în contact direct cu solul și sunt supuse

unor uzări intense combinate cu solicitări la șoc mecanic. Din această cauză, dinții de

excavator au o fiabilitate variabilă, dependentă în special de caracteristicile rocilor tăiate,

astfel încât proiectarea și mentenanța lor trebuie să țină cont de aceste aspecte.

Comportamentul ideal pe toată durata de exploatare al unui dinte de excavator ar fi ca

acesta să rămână ascuțit, iar partea activă să aibă o rezistență mare la uzură în același timp cu

o reziliență și o elasticitate bună în întreaga masă a materialului.

1.3.1. Caracteristici de material ale dinților de excavator

Elementele active tăietoare ale excavatoarelor în general sunt realizate din materiale

metalice a căror compoziție chimică, structură și geometrie constructivă asigură o uzare

6

minimă și o rezistență satisfăcătoare la solicitările la care sunt supuse în exploatare, pentru o

durată de funcționare corespunzătoare unei mentenanțe cu costuri cât mai reduse.

În general, dinții pentru excavatoarele cu rotor de mare capacitate sunt realizați prin

turnare, atât partea de prindere cât și partea activă fiind confecționate din același material.

În literatura de specialitate [12, 25, 26, 27, 28, 29] se regasesc numeroase date

referitoare la caracteristicile fizico-mecanice și structurale ale materialelor destinate sculelor

de dizlocare a rocilor.

Materialul uzual utilizat la executarea corpului de bază al dinților de excavator este

oțelul carbon aliat cu Si și Mn, care prezintă o structură de tip ferito-perlitică, de rezistență

medie. În aceste caz, o creștere a rezistenței materialului are loc sub influența elementelor de

aliere din soluție.

La execuția dinților de excavator mai sunt utilizate și alte materiale, de tipul:

- oțeluri de scule, oțeluri rapide cu tenacitate ridicată;

- oțeluri manganoase caracterizate de capacitate mare de ecruisare;

- diverse aliaje dure turnate – fonte albe;

- carburile diverselor materiale – wofram, titan etc.

1.3.2. Caracteristici geometrice ale dinților de excavator

Din punct de vedere al geometriei, există mai multe tipuri de dinți de excavator,

proiectați diferit în funcție de modul de prindere pe cupa excavatorului și de materialul din

care sunt realizați, prezentați în diverse cercetări din literatura de specialitate.

În figura 1.13 sunt prezentate geometriile dinților tip 1300 și 1400 împreună cu cotele

de uzură ale acestora [25], iar în figura 1.21 este prezentat un tip de dinte utilizat în

exploatarea Visonta, Ungaria [13].

Fig.1.13. Tipuri de dinți de excavator utilizați în exploatări din România [25].

În figurile 1.15 și1.16 sunt prezentate geometria și schema de montaj a unui dinte

utilizat în cariera Jilţ (România) într-un front de lucru în mixt din cărbune şi steril, care este

poate fi montat la cele mai importante categorii de excavatoare cu rotor din România şi anume

SRs 1300 şi EsRc 1400 [30].

7

Figura 1.15. Forma şi parametrii geometrici ai dintelui utilizat

Figura 1.16. Schema de montaj a dintelui pe cupă, -

unghiul de degajare, - unghiul de așezare, -

unghiul de ascuțire.

1.4. Stadiul actual al cercetărilor referitoare la uzura elementelor tăietoare ale

excavatoarelor cu rotor

1.4.1. Analiza solicitărilor în exploatare asupra elementelor tăietoare

Procesul de excavare este afectat de mai mulți factori, cei mai importanți fiind:

- caracteristicile solului excavat [34, 35, 36, 37]:

a) fizico-mecanice: rezistența la forfecare și compresiune, tenacitatea, duritatea,

umiditatea, gradul de aderență la suprafețe, gradul de eliberare, anizotropia etc;

b) structurale: structura granulară, textura laminară, condiții de tensiuni interne,

prezența fisurilor etc;

- parametrii structurali și cei ai ciclului de funcționare a excavatorului:

a) volumul cupei, forma și starea dinților și a marginii tăietoare;

b) forma și dimensiunile șpanului;

c) viteza de tăiere.

Un studiu amplu desfășurat în scopul cunoașterii forțelor externe ce acționează asupra

dinților în cazul excavatoarelor cu cupă acționate cu lanț este cel al lui Popovic M [41], care a

adoptat în acest scop un model mecanic de bază, prezentat în figura 1.26.

Au fost luate în considerare forțele de pătrundere, tăiere și de încărcare (excavare) a

solului și componentele acestora: FL – forța laterală pe suprafața dorsală a dintelui [N]; FLn –

componenta normală a forței laterale [N]; FLt – componenta tangențială a forței laterale [N];

8

FG – forța totală aplicată pe

suprafața de degajare [N]; FGn –

componenta normală a forței totale

aplicată pe suprafața de degajare [N]; FGt –

componenta tangențială a forței totale

aplicată pe suprafața de degajare [N]; FTG

– proiecția tangențială a forței totale

aplicată pe suprafața de degajare [N]; FNG

– proiecția normală a forței totale aplicată

pe suprafața de degajare [N]; FTG –

proiecția tangențială a forței laterale pe

suprafața dorsală a dintelui [N]; FNG –

proiecția normală a forței laterale pe

suprafața dorsală a dintelui [N]; δv –

unghiul de uzură al dintelui [º]; δ – unghiul

de frecare [º]; δz – unghiul de tăiere [º]; γ –

unghiul de degajare [º]; β – unghiul penei dintelui tăietor [º].

În cadrul unui studiu in-situ [30] au fost realizate măsurători pe un excavator SRs

1300 de la cariera Jilț, care a funcționat în regim normal de lucru atât în steril cât și în lignit,

în condiții specifice, fiind utilizat un dinte adecvat (vezi figurile 1.15, 1.16), specific celor

două categorii importante de excavatoare cu rotor din România şi anume SRs 1300 şi EsRc

1400. S-a realizat măsurarea directă, în timp real şi în condiţii normale de lucru a forţelor de

tăiere, de pătrundere şi laterale care acţionează asupra tuturor dinţilor montaţi pe o cupă.

Pe fiecare din cei patru dinţi ai unei cupe au fost montate şase traductoare tensometrice

și au fost efectuate un număr de 19 cicluri de măsurare în cărbune şi 25 în steril, cu durata

unui ciclu de achiziţie de date utile de c.c.a. 2,2 s, ceea ce corespunde unui unghi de

cuprindere de 43o la o înălţime de tăiere de 1,9 m. (vezi fig. 1.27 şi 1.28).

Fig.1.27. Poziţionarea dinţilor pe cupă Fig. 1.28. Poziţionarea cupei pe rotor

În figura 1.29. sunt prezentate pentru exemplificare rezultatele prelucrării datelor

corespunzătoare unui ciclu de tăiere pentru cărbune, referitor la forţa de tăiere Fx, şi anume

diagramele de variaţie ale forţelor de tăiere Fx, pentru cei patru dinţi pe care au fost amplasaţi

traductori. Se observă diferenţa de încărcare între cei 4 dinţi, ca rezultat al poziţionării

Figura 1.26. Modelul mecanic de bază, aplicat

pentru rezolvarea problemelor de încărcare a

elementului tăietor

9

acestora pe cupă precum şi tendinţa crescătoare a valorilor medii pe porţiuni corespunzătioare

variaţiei crescătoare a grosimii aşchiei.

Fig. 1.29. Diagrama variaţiei forţei de tăiere Fx, rezultată din măsurători, pentru cei 4 dinţi. (Fx med 1

= 31,43 kN, Fx med 2 = 44,53 kN, Fx med 3 = 5,63 kN, Fx med 4 = 42,13 kN)

Folosindu-se valorile forţelor de tăiere şi de pătrundere s-au determinat tensiunile din

fibrele cele mai solicitate, în diferite secţiuni de pe lungimea dintelui, prezentate in fig.1.30.

Figura1.30. Graficul de variaţie al tensiunii σ pe intervalul: a) 0…70mm, b) 70…230mm.

Au fost formulate următoarele concluzii:

- pe măsură ce ne îndepărtăm de vârful dintelui, tensiunea σ scade pronunţat de la o valoare

de aproximativ 278 N/mm2 (la distanţa de 5mm de vârful dintelui) până la o valoare de

aproximativ 22 N/mm2

într-o secţiune situată la 70 mm de vârful dintelui;

- pe intervalul 70…220 mm, tensiunea are o variaţie mai lentă, scăzănd de la 22 la 6,3 N/mm2

- pe intervalul 220…250 mm, tensiunea are o uşoară creştere până la valoarea de 8,94 N/mm2,

urmată de o creştere bruscă la 13,95 N/mm2 pentru valoarea de 250 mm a abscisei x1, datorată

variaţiei de secţiune, aria secţiunii scăzând de la 14400 mm2 la 9600 mm

2 (aria în secţiunea de

rezemare a dintelui pe măsea) respectiv 4800 mm2 (aria cozii dintelui)

- variaţia în limite mici a tensiunii pe lungimea dintelui (exceptând un interval de circa 35 mm

din vecinătatea vârfului dintelui) arată că geometria acestuia îi conferă acestuia o comportare

similară barelor de egală rezistenţă la încovoiere.

1.4.2. Aspecte generale referitoare la uzura elementelor tăietoare ale excavatoarelor

În general, comportamentul la uzură al materialelor implicate în procesele specifice

industriei miniere este determinat de mai mulți factori, ce pot fi grupați astfel [3]:

a) proprietățile materialelor supuse la uzură;

b) proprietățile materialelor abrazive;

c) natura și severitatea interacțiunilor material abraziv-suprafața de uzură sau metal-metal.

10

Un alt factor foarte important este legat de funcționalitatea și designul componentelor

supuse fenomenelor de uzură. Tipurile principale de uzură întâlnite în industria minieră sunt

sintetizate în tabelul 1.7 [48].

Tabelul 1.7. Tipurile principale de uzură din industria minieră

Tipul uzurii Abrazivă Adezivă Erozivă Fretaj Corozivă Altele

Gradul de afectare 50 % 15 % 8 % 8 % 5 % 14 %

1.4.3. Metode de reducere a uzurii elementelor tăietoare

Din cauza costului mare de producție al pieselor și subansamblelor utilizate în

industria extractivă, dar și al importanței ridicate pe care acestea o au în buna exploatare și

funcționare a utilajelor, sunt căutate în continuu metode de încetinire a uzurii prin utilizarea

de materiale mai rezistente, dar și de recondiționare a pieselor care au suferit acest proces.

În prezent, metoda uzuală aplicată pentru îmbunătățirea capacității de rezistență la

abraziune a dinților de excavator este durificarea superficială prin sudură. De obicei, în acest

scop sunt utilizate două tipuri principale de materiale [60]: oțeluri aliate cu cu Cr, V și Nb și

materiale cu matrice feritică sudabilă ce conține carburi de W de diferite forme și dimensiuni.

O problemă ce derivă din utilizarea acestei metode este cea dată de necesitatea

utilizării pentru obținerea corpului dintelui, a materialelor cu proprietăți de sudabilitate, ceea

ce face și mai dificilă găsirea materialului care să prezinte un bun echilibru între rezistență și

duritate suficientă în contact cu elementele abrazive din solul excavat.

În literatura de specialitate există diverse studii referitoare la modul de durificare

superficială prin sudură a elementelor active care trebuie să reziste la solicitările combinate la

care sunt supuse în exploatarea utilajelor din industria extractivă. În unul dintre acestea sunt

prezentate geometriile ce pot fi realizate pe suprafețele elementelor tăietoare [61]:

- depuneri sub formă de caroiaj rombic pe fața activă și câteva rânduri de depunere pe muchia

tăietoare (fig.1.51.a.), fiind obținută astfel o muchie cu auto-ascuțire;

- depuneri sub formă de rânduri alternative în sensul solicitării, pe suprafețele active supuse la

compresiune, la înaintarea în materialul excavat și la abraziune și câteva rânduri de depunere

pe muchia tăietoare (fig.1.51.b), fiind obținută astfel o muchie tăietoare cu protecție;

- depuneri sub formă de caroiaj rombic pe fața activă, linii drepte pe muchiile acesteia și

câteva rânduri de depunere pe muchia tăietoare (fig.1.51.c).

Figura 1.51. Element activ cu muchie tăietoare cu sudură prin: a) caroiaj rombic; b) depuneri de

rânduri alternative; c) caroiaj rombic și rânduri alternative.

Dinții de excavator au fost testați în condiții reale, prin montare pe cupa unui

excavator, pentru depunere fiind aplicate trei tehnologii de sudură: a)longitudinală, b)

orizontală și c)caroiaj rombic (figura 1.53.). Aceștia au fost testați timp de 3200h, aspectul

uzurii fiind prezentat în figura 1.54, iar pierderea de masă în cazul fiecăruia în figura 1.55.

11

Figura 1.53. Aspectul suprafețelor durificate (a,b,c) și montajul pe cupa excavatorului (d).

Figura 1.54. Aspectul suprafețelor durificate (a,b,c) după 3200h.

S-a observat că uzura cea mai mică a fost înregistrată în cazul depunerii longitudinale,

urmată de cea în caroiaj rombic și de cea orizontală. În schimb a rezultat o pierdere de

material de circa 3 ori mai mare pe fața inferioară a dintelui, care poate avea ca explicație

frecarea mai intensă a suprafeței în contact cu materialele abrazive din solul excavat. [63]

Alți autori au mai studiat rezistența la uzură abrazivă a trei tipuri de aliaj comercial

(H35Cr, H26Wcu 2,1Mn, FeCCrWNbMoSiV) utilizate pentru durificare superficială prin

sudură a unui substrat de oțel ASTM A36, prin aplicarea mai multor straturi [67]. În figura

1.59. sunt prezentate microstructurile straturilor obținute, iar în figura 1.60. aspecte ale uzurii.

Au fost evidențiate următoarele aspecte:

▪ cazul cu trei straturi și carburi complexe a prezentat cel mai bun comportament, așa cum era

de așteptat, confirmat fiind în literatura de specialitate faptul că o grosime mai mare a stratului

duce la o scădere considerabilă a uzurii liniare [68];

▪ aliajele cu W au prezentat o bună rezistență la uzare chiar în cazul unui singur strat, datorită

combinației unice dintre carburile M6C rezistente și carburile MC dure și masive înglobate

într-o matrice eutectică;

▪ carburile M7C3 joacă un rol crucial în rezistența la uzură a tuturor straturilor deoarece se

comportă ca bariere efective în fața acțiunilor de tăiere și răzuire a particulelor abrazive;

fața

inferioară

fața

superioară

12

Figura 1.59. Microstructurile straturilor de durificare: a) primul strat bogat în Cr, b) al doilea strat

bogat în Cr, c) primul strat bogat în W, d) primul strat cu carburi complexe, e) al doilea strat cu

carburi complexe, f)al 3-lea strat cu carburi complexe.(a,b,d,e–OM, c,f–SEM).

Figura 1.60. Aspecte ale uzurii: a) distribuția carburilor de Cr în al doilea strat de durificare, b)

deformarea plastică a carburilor M6C (”în os de pește”) în zona bogată în W, c) efectul de stopare al

carburilor M7C3 din zonele bogate în Cr.

▪ mecanismele principale de pierdere a masei identificate după analiza suprafețelor uzate au

fost: micro-tăiere, răzuirea și ruperea fragilă a carburilor. Deformarea plastică a fost de

asemenea semnificativă, mai ales în cazul structurilor eutectice.

În cazul dinților pentru excavatoare cu rotor de mare capacitate este recomandată

realizarea de acoperiri prin depunere prin sudură cu cel puțin două straturi de material dur,

până la o treime pe suprafața activă, în scopul asigurării rezistenței la numărul de ore stabilit

pentru fiabilitatea maximă a acestora.

În figura 1.64 de mai jos sunt prezentate două tipuri de dinți uzați, utilizați la echiparea

excavatoarelor cu rotor de mare capacitate, durificați superficial prin depunere de material dur

prin sudură în caroiaj.

O imagine de ansamblu a primului tip de dinte este prezentată în figura 1.64.a, în

figura b este prezentat aspectul feței active – tăietoare ce intră în contact cu solul în timpul

procesului de excavare, iar în figura c este prezentat un detaliu al muchiei. Se observă modul

în care este realizată durificarea superficială prin sudură în caroiaj pe cele două fețe ale

dintelui, dar și modul în care se depreciază stratul depus pe partea activă în urma solicitărilor

mecanice de abraziune intensă din timpul exploatării.

Aspectul de ansamblu al celui de-al doilea dinte analizat este prezentat în figura

1.64.d, în figura e este prezentat aspectul lateral al dintelui, iar în figurile f și g se pot observa

detalii ale celor două fețe și a muchiei tăietoare.

Se observă gradul ridicat de distrugere al dintelui analizat, cauzat atât de deformare

plastică a materialului de bază în diferite zone cât și prin ruperea / smulgerea materialului de

durificare superficială depus prin sudură în urma solicitărilor intense la care acesta este supus

în timpul utilizării pe teren. În figurile f și g este evidențiat faptul că deteriorarea muchiei

13

tăietoare este atât geometrică (prin modificarea dimensiunilor inițiale ale dintelui) cât și la

nivel microstructural în zonele expuse prin smulgerea materialului de durificare superficială

unde este vizibilă modificarea materialului de bază în urma procedeului de sudare.

Figura 1.64. Aspecte ale uzurii zonelor active ale dinților montați pe excavatoare cu rotor de mare

capacitate durificate superficial prin depunere prin sudură de materiale dure

Este clar faptul că, pe lângă problema ce derivă din găsirea unui echilibru între

proprietățile de sudabilitate ale materialelor din care sunt realizati dinții de excavator și cele

de rezistență la solicitări de abraziune extremă, mai apar probleme legate de capacitatea

operatorului de a aplica prin sudură un strat corespunzător de material dur și de stabilitatea

procesului care este dictată de multe variabile.

1.5. Concluzii

Uzura abrazivă determină căderea prematură a multor componente ale utilajelor de

extracție din industria minieră, care duc la creșteri considerabile ale costurilor de exploatare.

Natura abrazivă a majorității rocilor excavate produce o uzură semnificativă în

utilajele care procesează sau transportă materialul brut excavat. În aceste circumstanțe,

diferite procese de uzură sunt luate în calcul, în funcție de natura materialului abraziv, de tipul

încărcăturii și de condițiile de lucru.

Contactul direct al elementelor metalice cu constituenții solului necesită utilizarea de

aliaje care au o bună rezistență atât la rupere cât și la uzură abrazivă. În consecință sunt

necesare valori ridicate ale durității la acele suprafețe pe care se produce frecarea cu

materialul excavat. Din aceste motive, alegerea materialelor care pot fi utilizate trebuie făcută

cu foarte mare atenție și cu o bună fundamentare teoretică și experimentală.

14

Unul dintre cele mai expuse elemente la uzură abrazivă este dintele de excavator.

Materialele utilizate uzual pentru realizarea acestuia sunt aliajele dure – oțelurile, care însă nu

au întotdeauna suficiente proprietăți de rezistență la uzură abrazivă, fiind necesare tehnici de

îmbunătățire a proprietăților superficiale ale acestora.

Excavatoarele dotate cu cupe cu dinți lucrează sub un regim foarte complex, cu

perioade de încărcare-descărcare și în consecință, materialul din care sunt realizate aceste

componente trebuie să fie selectat prin aplicarea unui criteriu echilibrat între o rezistență

relativ bună și o duritate suficientă care să facă față factorilor abrazivi.

Sudabilitatea este o proprietate suplimentară care trebuie luată în calcul la selectarea

materialului de bază din care este realizat corpul dintelui, în scopul permiterii aplicării mai

ușoare a straturilor de acoperire cu material dur în zonele active supuse la uzură extremă.

În ceea ce privește materialele utilizate pentru acoperirea prin sudură, în practică sunt

utilizate de obicei două categorii de aliaje: oțeluri aliate cu Cr, V, Nb și materiale formate

dintr-o matrice feritică sudabilă ce conține carburi de wolfram de diferite forme și dimensiuni.

Remedierea dintilor uzati prin sudura are mai multe inconveniente, dintre care pot fi

enumerate urmatoarele: modificari structurale in zona in care a fost depusa sudura ce fac

dificila remanierea prin sudura si refacarea caroiajului de durificare și spargerea/smulgerea

caroiajului de durificare depus prin sudura ce duce la expunerea la uzura a materialului

dintelui si implicit la scoaterea prematura din functiune a acestuia.

În prezent, un dinte de excavator trebuie înlocuit în medie după circa o săptămână de

exploatare, ceea ce duce la un cost ridicat al mentenanței, acesta reprezentând astfel un factor

economic important în industria minieră.

Apare astfel necesitatea abordării unor soluții de durificare superficială care să:

- asigure rezistența la uzură abrazivă intensă de tipul celei produse în cazul excavării solurilor

de diverse tipuri;

- permită reutilizarea prin remediere a elementelor tăietoare de la excavatoare;

- fie o tehnologie ieftină, modernă, ușor de operat, flexibilă din punctul de vedere al deplasării

pe teren, în zonele de lucru, fără o dizlocare majoră de resurse umane.

Pornind de la datele sintetizate din literatura de specialitate, în cadrul acestei cercetări

au fost stabilite următoarele obiective:

1. stabilirea unei metode optime de depunere termică a unor straturi rezistente la uzură

abrazivă intensă, specifică dinților de excavator cu rotor de mare capacitate;

2. stabilirea tipului de acoperire, respectiv tipului de pulbere optimă pentru solicitările

specifice excavării solurilor;

3. realizarea acoperirilor proiectate pe un substrat din material folosit uzual pentru

producerea dinților de excavator durificați superficial;

4. caracterizarea morfologică a acoperirilor obținute;

5. evaluarea proprietăților tribologice ale straturilor depuse prin efectuarea de teste de

frecare și uzare cu mișcare de alunecare;

6. evaluarea rezistenței la coroziune a acoperirilor depuse în scopul îmbunătățirii

rezistenței la uzură abrazivă a dinților de excavator cu rotor de mare capacitate.

15

Capitolul II. Stadiul actual al cercetărilor privind realizarea acoperirilor

rezistente la uzură abrazivă prin pulverizare termică

2.1. Pulverizarea termică. Noțiuni generale.

În domeniul ingineriei suprafețelor, pulverizarea termică este termenul generic ce

definește un grup de procese în cadrul cărora pulberile fine, transformate în picături lichide,

semi-topite sau chiar sub forma solidă, sunt pulverizate către un substrat [71].

2.2. Procedee de depunere prin pulverizare termică

În literatura de specialitate se recomandă clasificarea proceselor de depunere prin

pulverizare termică în trei mari categorii [72, 87]:

a) categoria de procedee care utilizează sursele de căldură prin combustie: pulverizarea

cu flacără, D-gun și HVOF (high-velocity oxi-fuel);

b) familia de procedee care utilizează energia electrică, fie sub formă de arc electric, fie

sub formă de plasmă;

c) cea mai nouă categorie [88] care utilizează energia produsă de un gaz în expansiune,

cunoscute fiind procedeele CS (cold spray), kinetic spray sau hypersonic spray.

2.3. Proprietățile straturilor depuse prin pulverizare termică

Deși straturile depuse prin pulverizare termică sunt de obicei realizate pentru un anumit

tip de aplicații, există o serie de proprietăți interdependente ale acestor materiale, printre cele mai

semnificative putând fi enumerate următoarele: porozitatea, duritatea, aderența la substrat,

modulul de elasticitate, rezistența mecanică și coeficientul Poisson.

2.4. Pulberi utilizate pentru acoperiri rezistente la uzură

În tabelul 2.4. este prezentată o sinteză a materialelor comerciale utilizate pentru

obținerea acoperirilor prin pulverizare termică asociate cu procedeele de depunere care prezintă

cel mai bun randament. O alegere corectă a materialului utilizat pentru acoperire este decisivă

pentru că de ea depinde eficiența acoperirii realizate și a procedeului utilizat, având deci efect

asupra costurilor finale de producție și mentenanță.

Tabelul 2.4. Materiale comerciale utilizate pentru acoperiri prin pulverizare termică

Tipul pulberii Constituenți Procedee de pulverizare

FS APS HVOF CS VPS

Metal / aliaj metalic

▪Al, Al – Si

▪Cu, Cu-Ni, Cu-Al

▪Ti, Ta

▪FeCr, FeCrNiMo, aliaj pe bază de FeCr

▪MCrAlY (M=Co, Ni, Fe)

▪Mo, cu bază Mo

▪Ni, Ni-Cr, Ni-Al, cu bază Ni

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

Compozite metalice

▪abrazive cu bază Al-Si

▪ abrazive cu bază Co-Ni

▪ abrazive cu bază Ni

▪bronzuri CuAl

X

X

X

X

X

X

Intermetalice ▪CoCrNiWC, cu bază CoCr

▪NiCrSiB, cu bază NiCrSiB, aliaje autofluxante

X

X

X

X

Cermeturi ▪Mo-Mo2C X

16

▪CrC-NiCr, cu bază CrC-Ni

▪WC-Co, WC-Ni, cu bază WC

X

X

X

X

X

X

Ceramice

▪Al2O3, Al2O3-TiO2

▪Cr2O3, Cr2O3-TiO2, Cr2O3-TiO2-SiO2

▪TiO2

▪ZrO2-Y2O3, ZrO2-MgO

X

X

X

X

X

X

2.5. Stadiul actual al cercetărilor privind acoperirile depuse din aliaje pe bază de Ni

În literatura de specialitate sunt disponibile diverse rezultate ale unor cercetări referitoare

la microstructura acoperirilor realizate din aliaje pe bază de Ni, la duritate, porozitate, rezistență

la uzură în diverse medii etc. Deși straturile depuse prin pulverizare termică în flacără prezintă

dezavantajul considerabil al porozității ridicate (10-20%) și al aderenței scăzute la substrat,

retopirea acoperirilor determină o reducere semnificativă a porozității și formarea unei legături

metalurgice cu substratul dar si îmbunătățirea coeziunii particulelor pulverizate [124, 126].

2.6. Concluzii

Pulverizarea termică a devenit în prezent una dintre metodele de realizare a acoperirilor

rezistente la uzură cu cea mai largă utilizare comercială, deoarece au fost dezvoltate un număr

mare de tehnologii care permit o varietate mare a materialelor utilizate și a calității straturilor

obținute.

Prin realizarea studiului de sinteză bazat pe literatura de specialitate ce prezintă

caracteristicile proceselor de depunere prin pulverizare termică, și luând în considerare factorii

tehnico-economici urmăriți a fi atinși prin prezenta cercetare, s-a decis utilizarea procedeului de

depunere termică prin pulverizare în flacără (Flame Spray).

Din studiile referitoare la tipurile de acoperiri utilizate pentru obținerea de straturi

rezistente la uzură disponibile în literatura de specialitate, au reieșit o serie de elemente utilizate

ca date de intrare pentru îndeplinirea etapelor propuse în cadrul prezentului studiu:

- materialele comerciale utilizate pentru realizarea straturilor rezistente la uzură pot fi de mai

multe tipuri: aliaje metalice, compozite metalice, aliaje intermetalice, cermeturi sau materiale

ceramice;

- cu mici excepții, toate materialele mai sus menționate pot fi depuse pe diverse substraturi prin

procedeele Flame Spray sau Atmospheric Plasma Spray, cel mai rentabil din punct de vedere

economic fiind însă procedeul Flame Spray;

- unul dintre aliajele cele mai frecvent utilizat pentru realizarea acoperirilor rezistente la uzură

abrazivă, la oxidare și la coroziune, în condițiile unor costuri reduse de producție, este aliajul

intermetalic pe bază de Ni;

- aplicarea tratamentelor de retopire prin diverse metode a straturilor depuse, duce la o

îmbunătățire a caracteristicilor acestora prin implicarea substratului utilizat, în cadrul

fenomenului metalurgic de fuzionare;

- prezența unor elemente chimice de aliere (de tipul Mo de exemplu) poate determina reducerea

fenomenelor de distrugere a acoperirilor supuse la uzură abrazivă cu condiția asigurării unei

proporții optime de faze care să poată susține mecanic adecvat stratul supus procesului de uzură.

Pentru îndeplinirea obiectivelor propuse în cadrul acestei teze de doctorat s-a decis

utilizarea unor pulberi intermetalice din sistemul NiCrBSi, care vor fi depuse prin metoda Flame

Spray pe un substrat de oțel slab aliat și vor fi supuse unui tratament de retopire care să asigure

fuziunea la interfața dintre cele două materiale.

17

Capitolul III. Cercetări experimentale și rezultate privind obținerea de straturi

rezistente la uzură prin metoda Flame Spray (FS)

3.1. Materiale utilizate la obținerea straturilor rezistente la uzură prin metoda Flame Spray

În cadrul prezentei teze, cercetarea a fost efectuată pe trei tipuri de acoperiri depuse din

următoarele pulberi comerciale:

A. o pulbere pe bază de nichel, cu carburi de crom și bor (produsă de firma Hoganas) denumită în

continuare pulbere tip 1060-00, conform codului de producător de pe certificatul de calitate;

B. o pulbere pe bază de nichel, cu carburi de crom/bor și cu adiție de molibden și cupru (produsă de

firma Hoganas) denumită în continuare pulbere tip 1355-20, conform codului de producător de pe

certificatul de calitate;

C. o pulbere pe bază de nichel, cu carburi de crom și bor (produsă de firma Deloro Stelite) denumită

în continuare pulbere tip JK 586, conform codului de producător de pe certificatul de calitate.

Aliajele utilizate pentru acoperiri, de tip NiCrBSi, sunt rezultate în urma adăugării altor

aliaje la aliajele tradiționale pe bază de Ni, în scopul îmbunătățirii unora dintre proprietățile

acestora. Cromul este elementul care susține rezistența la oxidare și la coroziune la temperaturi

ridicate și mărește duritatea acoperirii prin formarea unor precipitate foarte dure. Borul este

elementul care scade temperatura de topire și care ajută la formarea fazelor dure, mai ales cu Ni, cu

formarea Ni3B [106], care determină creșterea durității acoperirii. Siliciul este adăugat pentru a

crește proprietățile autofondante ale aliajului depus. Carbonul este elementul care determină

formarea carburilor cu grade de duritate foarte ridicate care îmbunătățesc rezistența la uzură

aacoperirilor [115].

Compoziţia chimică a celor trei pulberi este sintetizată în tabelul 3.1, fiind preluată din

certificatele de conformitate eliberate de către producător.

Tabel 3.1. Compoziția chimică a pulberilor utilizate pentru acoperiri

Tipul pulberii 1060-00 1355-20 JK-586

Compoziţia chimică

(% masice) nominală min. max. nominală min. max. nominală

%C 0,78 0,65 0,80 0,54 0,40 0,70 0,70

%Mo - - - 2,96 2,00 4,00 -

%Cu - - - 2,95 2,00 4,00 -

%Fe 3,82 2,40 4,60 2,72 1,50 4,00 4,00

%Cr 14,92 14,00 16,00 15,80 15,00 17,00 15,0

%Si 4,31 3,90 4,90 4,07 3,00 5,00 4,30

%B 3,17 3,00 3,40 3,49 3,00 4,00 3,10

%O 0,031 - - 0,002 - - -

%Ni rest

In scopul indeplinirii obiectivelor propuse, a fost ales pentru realizarea substratului de

depunere al epruvetelor de studiu un otel nealiat prelevat dintr-un dinte de excavator cu rotor de

mare capacitate, care sa indeplineasca cerintele necesare utilizarii in conditiile de uzura intensa si

solicitare la soc mecanic ce caracterizeaza industria prelucrarii solului

18

Tabel 3.2. Compoziția chimică a substratului utilizat pentru acoperiri

Compoziția

chimică %C %Si %Mn %P %S %Cr %Mo %Cu %Ni %Fe

Epruvete de oțel 0,34 0,22 0,56 0,01 0,02 0,07 0,035 0,11 0,081 rest

3.1.1. Caracteristici morfologice și microstructurale ale pulberii tip 1060-00

După cum a fost precizat anterior, pulberea comercială tip 1060-00 a fost achiziţionată de la

firma producătoare Hoganas. Prin analizele morfologice derulate anterior desfăşurării procesului de

pulverizare a fost vizată observarea caracteristicilor menţionate şi, în plus, confirmarea uniformităţii

distribuţiei elementelor chimice componente la nivelul pulberii utilizate.

Fig. 3.4. Difractograma pulberii 1060-00

Prin analiza XRD a fost vizată caracterizarea din punct de vedere al fazelor și constituenților

prezenți în pulberea utilizată. Aceste date sunt foarte importante în procesul de analiză și de evaluare

a comportamentului la diverse solicitări a stratului depus. Au fost identificate astfel următoarele faze

și constituenți: Ni, CrB, Cr7C3, Fe2O3, Ni31Si12, după cum se observă din difractograma

prezentată în fig. 3.4, în proporția cea mai mare fiind evidențiat elementul Ni.

Deoarece s-a sesizat o variație mare a dimensiunilor granulelor utilizate, au fost calculate

granulația medie și gradul de uniformitate al pulberii tip 1060-00 folosind curba granulometrică

construită pe baza datelor din fișa produsului. S-a stabilit că granulația medie (M50) este de cca 44

μm, iar gradul de uniformitate U = 40,34%, este mai mic decât cea utilizat ca referință (U = 60%).

Gradul de uniformitate al unei pulberi este important prin prisma comportamentului

particulelor în timpul etapei de ”zbor”, când dimensiunile mult diferite determină o distribuție,

viteză sau încălzire diferită și o calitate inferioară a acoperirii obținut.

3.1.2. Caracteristici morfologice și microstructurale ale pulberii tip 1355-20

Pulberea comercială tip 1355-20 a fost achiziţionată de la firma producătoare Hoganas. Prin

analizele morfologice derulate anterior desfăşurării procesului de pulverizare a fost vizată

19

observarea caracteristicilor menţionate şi, în plus, confirmarea uniformităţii distribuţiei elementelor

chimice componente la nivelul pulberii utilizate.

Fig. 3.7. Difractograma pulberii 1355-20


prezenți în pulberea utilizată, fiind identificați : Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, CuO, Mo, Cr7C3 după

cum se observă din difractograma prezentată în fig. 3.7.

Pe baza curbei granulometrice 3.8.b s-a stabilit că granulația medie (M50) este de cca 66

μm, iar gradul de uniformitate U = 88,91%, este mai mare decât cel utilizat ca referință (U = 60%).

3.1.3. Caracteristici morfologice și structurale ale pulberii tip JK 586

Pulberea comercială tip JK 586 a fost achiziţionată de la firma producătoare Deloro Stelite.

Prin analizele morfologice derulate anterior desfăşurării procesului de pulverizare a fost vizată

observarea caracteristicilor şi confirmarea uniformităţii distribuţiei elementelor componente.

Fig.3.10. Difractograma pulberii JK 586

20


prezenți în pulberea utilizată, fiind identificați : Cr7C3, Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, după cum se

observă din difractograma prezentată în fig. 3.10.

3.2. Parametrii tehnologici utilizați pentru obținerea straturilor propuse prin metoda Flame

Spray

Cele trei tipuri de pulbere au fost depuse prin metoda de Pulverizare termica cu pulbere in

flacara, procedeu cunoscut în literatura de specialitate sub denumirea Flame Spray (FS), procedeu

descris pe larg în Capitolul 2.

Pentru testele mecanice au fost proiectate câte două geometrii de probe pentru fiecare tip de

pulbere – o probă cilindrică – a) (rolă de diametru 50mm și grosime 10mm) pentru testele de uzură

prin rostogolire respectiv alunecare și două probe paralelipipedice (Proba b - 10x5x100 mm, Proba c

- 20x2x100 mm) pentru testele de duritate, indentare, uzură cu frecare liniară (vezi figura 3.11).

Pulverizarea a fost efectuată pe diametrul exterior al discurilor, respectiv pe una dintre fețele plane

ale probelor paralelipipedice.

Figura 3.11. Geometria epruvetelor utilizate pentru testarea celor trei tipuri de acoperiri.

Prima etapă parcursă pentru realizarea depunerilor a constat în pregătirea probelor, fiind

respectați următorii pași:

- sablarea agresivă cu granule de electrocorindon tip F20 a suprafețelor vizate pentru activare;

- degresarea probelor folosind acetonă, în cuva unei băi cu ultrasunete model UC-50

Acoperirea propriu-zisă a fost executată la o firmă de profil – SC LPG Serv, Roman,

România (fig.3.14), societate înființată în 2004, a cărei activitate de producție este bazată pe

recondiționare reperelor din diverse sectoare industriale prin metalizare. Parametrii de lucru utilizați

pentru depunerea straturilor sunt sintetizați în tabelul 3.3.

Tabel 3.3. Parametrii de lucru ai procesului de depunere prin pulverizare în flacără

Nr.crt. Parameteri Valori

1 Curațarea cu acetonă a substratului da

2 Sablarea agresivă cu electrocorindon F20 da

3 Presiunea oxigenului 3 - 4 bar

4 Presiunea acetilenei 0.7 - 1.5 bar

5 Temperatura atinsă în timpul procesului de depunere 1000°C

6 Distanța între vârful torței (flăcării) și substrat 20 cm

7 Temperatura de preîncălzire a substratului 50 - 80°C

8 Temperatura tratamentului de retopire 800°C

a) b) c)

21

Tratamentul termic a fost realizat prin încălzirea cu flacără oxiacetilenică a probelor

realizate, imediat după finalizarea procedeului de depunere, tot în cadrul SC LPG Serv, necesar

pentru reducerea semnificativă a porozității straturilor și pentru realizarea legăturilor metalurgice

între acoperire și substrat. Ulterior depunerii, toate probele au fost supuse unui proces de reducere a

rugozității superficiale și obținere a cotelor necesare pentru testele proiectate, prin prelucrare

mecanică prin așchiere.

3.3. Rezultate experimentale privind calitatea straturilor depuse prin metoda FS

3.3.1. Caracteristici morfologice ale acoperirii 1060-00 (proba P)

Pentru observarea caracteristicilor acoperirii obținută din pulberea 1060-00 au fost pregătite

metalografic atât probe pentru studiul aspectului stratului superficial cât și în secțiune, prin șlefuire,

lustruire și atac chimic cu reactiv Vilella. Au fost observate și achiziționate atât imagini de electroni

secundari prin microscopie electronică de baleiaj (SEM) prezentate în figura 3.15 a,b, înainte de

atacul metalografic, cât și imagini de microscopie optică (OM) prezentate în figura 3.15.c după

atacul metalografic.

În figura 3.15. a se observă aspectul în secțiune al stratului cu o grosime uniformă de cca

700μm (dreapta) depus pe substratul de oțel (stânga) și interfața acoperire-substrat fără defecte

majore de aderență. În figura 3.15.b se observă aspectul superficial al acoperirii caracterizată de

prezența unui număr mare de faze colorate cu diferite nuanțe de gri. Aceste faze au fost observate și

pe probele atacate metalografic, după cum se poate observa în figura 3.15 c, structurile fiind

cercetate ulterior prin analiza chimică elementală în puncte realizată ulterior.

a) b) c)

Fig. 3.15. Aspecte microstructurale ale acoperirii P: a) in sectiune transversala (stanga-substrat din otel,

dreapta – strat depus)- SEM; b) pe suprafața acoperirii (5000x)-SEM, c) pe suprafața acoperirii (500x)-OM

Pentru a evidenția compușii formați în stratul depus au fost realizate analize EDS în diverse

puncte, pe proba în secțiune, ulterior pregătirii metalografice a acesteia, prin șlefuire, lustruire și

atac metalografic cu apă regală. Criteriul de alegere al zonelor a fost cel al aspectului diferit –

culoarea și profunzimea atacului metalografic, observat și prezentat cu ajutorul microscopiei

electronice în figura 3.19. Rezultatele obținute sunt sinetizate în tabelul 3.4.

În cadrul acestui tip de analiză s-a optat pentru excluderea din lista elementelor analizate a C

și B din cauză că energia specifică a acestora este mică (sub 0,5keV) și se produc suprapuneri cu

elementele de zgomot înregistrate, ceea ce poate determina o eroare de interpretare. Prezența

elementelor C și B este însă foarte bine evidențată prin analiza XRD (figura 3.21).

22

Fig. 3.19. Imagini de electroni secundari cu punctele analizate prin EDS: a)6000x; b) 10000x

Tabel 3.4. Compoziția chimică elementală semicantitativă în punctele analizate în figura 3.19

Punct analizat Element (wt %)

O Si Cr Fe Ni

1 1,33 5,62 9,35 6,24 77,45

2 1,05 - 5,93 3,66 89,36

3 4,09 1,48 78,05 2,61 13,77

4 3,39 0,97 57,39 3,48 34,78

5 1,8 5,77 20,76 3,67 68,01

6 2,01 14,58 2,59 1,39 79,42

7 3,29 1,65 61,55 4,91 28,6

8 0 0,94 5,38 3,26 90,42

9 1,08 5,95 7,32 6,72 78,93

Pentru identificarea fazelor și constituenților ce compun stratul depus am plecat de la o serie

de date prezentate în literatura de specialitate: ▪ Bell [138] a fost primul care a prezentat faptul că

aceste tipuri de acoperiri conțin carburi, boruri de Cr, soluție solidă și o fază eutectică; ▪ a fost apoi

raportată prezența carburilor de Cr, Mo și a borurilor de Cr, Mo și Ni [139]; ▪ Spiridonov [140] și

Panin au raportat prezența fazelor Ni, Cr7C3, CrB, Ni3B, Ni3Si2 într-un strat depus și retopit din

pulberi pe bază de Ni; Panin a indicat că stratul depus este format din soluție solidă de Ni fcc ce

conține Cr, C, Ni3B, CrN, CrB, Fe3Al și SiO2.

O dată cu evoluția tehnicilor de investigație au apărut date noi: Otsubo et al [141] a prezentat

faptul că în structura unui astfel de strat sunt prezente mai multe tipuri de cristale (”rodlike” și

”lumpy”) într-o matrice eutectică formată din eutecticul Ni-Ni3B de pe diagrama Ni-B [142] care

conține și precipitate sferoidale fine, iar la interfața acoperire – substrat din oțel s-au format cristale

mari de Fe2B după retopire. În urma analizelor SEM și TEM desfășurate, Otsubo et al [139] au

concluzionat următoarele: cristalele ”lumpy” sunt carburi M6C, unde M = Mo, Cr, Ni; cristalele

”rodlike” mai închise la culoare sunt boruri de Cr M3B2 ce pot conține și Mo; cristalele mai

deschise la culoare sunt carburi de Cr M7C3 cu conținuturi reduse de Mo și Ni; matricea eutectică

Ni (soluție solidă cu structură cubică cu precipitate sferoidale fine LI2) - Ni3B (cu structură

ortorombică).

Plecând de la aceste date pot fi prezentate urmatoarele aspecte referitoare la microstructura

stratului depus din pulberea tip 1060-00:

23

- sunt prezente două tipuri diferite de cristale columnare (”rodlike”) vizibile în figura 3.15.b cu

nuanțe diferite de gri, mai închise decât matricea și un tip de cristal grosolan (”lumpy”) cu o nuanță

de gri mai deschisă decât cele anterior menționate;

- punctul 1, reprezintă matricea eutectică formată din soluție solidă de Ni;

- punctele 2, 4, 5, 9 reprezintă cristale grosolane (Ni31Si12, NiCrO4, Fe2O3)

- punctele 3, 7 reprezintă cristale columnare de tip M7C3, unde M = Cr (Cr7C3);

- punctele 6, 8 reprezintă cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr (Ni3B, CrB).

Fig.3.21. Difractograma stratului depus din pulberea tip 1060-00

Pentru a analiza efectul procedeului de depunere termică am realizat un grafic comparativ

între difractogramele pulberii 1060-00 și stratului depus (P), prezentat în figura 3.22. S-a observat o

creștere vizibilă a procentului de Cr7C3 în stratul depus ce îi conferă duritatea necesară pentru a

rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni și a fazei

NiCrO2, al cărei rol nu a fost încă descoperit.

3.3.2. Caracteristici morfologice ale acoperirii 1355-20 (proba A)

Caracteristicile acoperirii obținută din pulberea 1355-20 au fost observate pe probe pregătite

metalografic atât superficial cât și în secțiune similar cu cele ale probei P ($ 3.3.1.). Sunt prezentate

imagini de electroni secundari obținute prin microscopie electronică de baleiaj (SEM) anterior

atacului metalografic în figura 3.23 a,b și imagini de microscopie optică (OM) în figura 3.23.c,d

după atacul metalografic.

În figura 3.23. a se observă aspectul stratului cu o grosime uniformă de cca 550μm (dreapta)

depus pe substratul de oțel (stânga) și interfața acoperire-substrat fără defecte majore de aderență. În

figura 3.23.b se observă aspectul superificial al acoperirii caracterizată de prezența unui număr mare

de faze colorate cu diferite nuanțe de gri. Aceste faze au fost observate și pe probele atacate

metalografic, după cum se poate observa în figura 3.23 c.


puncte, criteriul de alegere al zonelor fiind cel al aspectului (figura 3.27). Rezultatele obținute sunt

sinetizate în tabelul 3.5.

24

a) b) c)

Fig. 3.23. Aspecte microstructurale ale acoperirii A: a) in sectiune transversala (stanga-substrat din otel,


Fig. 3.27. a) Imagini de electroni secundari pe care sunt precizate punctele analizate prin EDS (6000x); b)

microstructura substratului de oțel (1600x)

Tabel 3.5. Compoziția chimică elementală semicantitativă în punctele analizate.

Punctul analizat Element (wt%)

O Al Si Mo Cr Fe Ni Cu

1 - - 4,13 - 6,26 8,95 75,22 5,44

2 0,71 17,61 74,95 1,75 4,19 0,79

3 6,59 21,76 34,69 3,01 32,41 1,54

4 2,95 0,87 3,14 3,11 38,93 8,19 40,38 2,42

5 2,4 0,58 0,99 13,5 57,65 3,26 19,57 2,04

6 2,77 0,97 3,62 6,01 39,69 3,85 41,28 1,81

7 2,54 0,97 2,38 12,33 48,98 5,08 26,03 1,69

8 2,41 - 1,59 12,43 58,15 2,75 21,11 1,56

9 0,93 0,5 4,21 0,83 6,46 9,25 72,84 4,95

10 2,62 0,91 1,0 5,11 68,55 5,06 15,51 1,23

Plecând de la datele prezentate în literatura de specialite referitoare la compoziția și

micorstructura acoperirilor depuse din aliaje pe baza de Ni (vezi cap. 3.3.1) și luând în considerare

compozițiile chimice ale punctelor analizate împreună cu fazele descoperite în urma analizei XRD,

pot fi prezentate urmatoarele aspecte referitoare la microstructura acoperirii din pulberea 1355-20:

25

- sunt prezente două tipuri diferite de cristale columnare (”rodlike”) vizibile în figura 3.27 cu nuanțe

diferite de gri, mai închise decât matricea și un tip de cristal grosolan (”lumpy”) cu o nuanță de gri

mai deschisă decât cele anterior menționate;

- punctele 1,9 reprezintă matricea eutectică formată din soluție solidă de Ni;

- punctul 6 reprezintă cristale grosolane (Ni31Si12)

- punctele 2,5,7,10 reprezintă cristale columnare de tip M7C3, unde M = Cr, Mo, Cu (Cr7C3),

elementele Mo și Cu fiind prezente în proporții foarte mici;

- punctele 3,4,8 reprezintă cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr, Mo, Cu (Ni3B, CrB).

Fig.3.29. Difractograma stratului depus din pulberea tip 1355-20

Pentru a analiza efectul procedeului de depunere termică am realizat un grafic comparativ

între difractogramele pulberii 1355-20 și stratului depus (A), prezentat în figura 3.30. S-a observat

că faza prezentă în procentul cel mai ridicat în stratul depus este Cr7C3 ce îi conferă duritatea

necesară pentru a rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă

de Ni și prezența nedorită a oxizilor de Fe (Fe2O3, respectiv Fe3O4), procentul ridicat înregistrat în

cazul acestora în urma analizei prin difracție de raze X fiind probabil o consecință a alegerii unei

zone mai oxidate pentru această analiză.

3.3.3. Caracteristici morfologice ale acoperirii JK 586 (proba M)

Pentru observarea caracteristicilor acoperirii obținută din pulberea JK 586 au fost pregătite

metalografic atât probe pentru studiul aspectului superficial cât și în secțiune similar cu cele ale

probelor P și A ($3.3.1., $3.3.2). Sunt prezentate imagini de electroni secundari obținute prin

microscopie electronică de baleiaj (SEM) anterior atacului metalografic în figura 3.31 a,b și imagini

de microscopie optică (OM) în figura 3.31.c,d după atacul metalografic.

În figura 3.31. a se observă aspectul stratului cu o grosime uniformă de cca 900μm (dreapta)

depus pe substratul de oțel (stânga) și interfața acoperire-substrat fără defecte majore de aderență. În

figura 3.31.b se observă aspectul superificial al acoperirii caracterizată de prezența unui număr mare

26

de faze colorate cu diferite nuanțe de gri, Aceste faze au fost observate și pe probele atacate

metalografic, după cum se poate observa în figura 3.31 c.

Pentru confirmarea compoziției chimice au fost realizate analize EDS pe fiecare dintre cele

două zone ale secțiunii probei M, rezultatele fiind comparate cu cele din tabelele 3.1 și 3.2.

a) b) c)

Fig. 3.31. Aspecte microstructurale ale acoperirii M: a) in sectiune transversala (stanga-substrat din otel,



puncte, pe proba în secțiune, ulterior pregătirii metalografice a acesteia, prin șlefuire, lustruire și

atac metalografic. Criteriul de alegere al zonelor a fost cel al aspectului diferit – culoarea și

profunzimea atacului metalografic, observat și prezentat cu ajutorul microscopiei electronice în

figurile 3.35. Rezultatele obținute sunt sinetizate în tabelul 3.6.

Fig. 3.35. Imagini de electroni secundari cu punctele analizate prin EDS: a) 6000x; b) 10000x

Tabel 3.6. Compoziția chimică elementală semicantitativă în punctele analizate.

Punctul analizat Element (wt%)

O Si Cr Fe Ni

1 1,59 16,02 2,24 1,29 78,86

2 1,43 0,49 5,69 4,2 88,2

3 3,09 0,6 86,74 2,49 7,09

4 3,13 0,7 86,57 3,23 6,38

5 3,87 1,04 84,73 3,55 6,81

6 0,85 0,13 6,06 4,03 88,93

7 2,58 0,75 89,92 1,22 5,53

27

8 1,35 4,89 6,40 6,63 80,72

9 1,16 5,82 5,39 6,51 81,12

Plecând de la aceste date și luând în considerare compozițiile chimice ale punctelor analizate

împreună cu fazele descoperite în urma analizei XRD, pot fi prezentate urmatoarele aspecte

referitoare la microstructura stratului depus din pulberea tip JK 586:

- sunt prezente două tipuri diferite de cristale columnare (”rodlike”) vizibile în figura 3.35 cu nuanțe

diferite de gri, mai închise decât matricea și un tip de cristal grosolan (”lumpy”) cu o nuanță de gri

mai deschisă decât cele anterior menționate;

- punctele 8,9 reprezintă matricea eutectică de Ni (soluție solidă cu structură cubică cu precipitate

sferoidale fine LI2, evidențiate în figura 3.36.a)

- punctul 1 reprezintă un cristal grosolan de Ni31Si12;

- punctele 3, 4, 5, 7 reprezintă cristale columnare de tip M7C3, unde M = Cr (Cr7C3);

- punctele 2,6 reprezintă cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr (Ni3B, CrB).

Fig.3.38. Difractograma stratului depus din pulberea tip JK 586

S-a observat o menținere la o valoare ridicată a procentului de Cr7C3 în stratul depus ce îi

conferă duritatea necesară pentru a rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată

din soluția solidă de Ni, dublarea valorii procentuale a fazei Ni31Si12, apariția fazei NiCr2O4 al

cărei rol nu a fost încă descoperit și prezența nedorită a oxizilor de Fe (Fe2O3 și Fe3O4) într-o

proporție relativ mică față de cea prezentă în pulberea inițial utilizată.

3.3.4. Proprietăți mecanice ale straturilor depuse prin metoda Flame Spraying

3.3.4.1. Microduritatea

Pentru măsurarea microdurității, probele au fost pregătite prin debitare, înglobare la cald în

rășină de tip bachelită și slefuire/lustruire, după cum se poate observa în figura 3.40a.

Au fost efectuate câte trei măsurători pentru fiecare probă, valorile obținute fiind sintetizate

în tabelul 3.7. Se observă valorile net superioare ale microdurității celor trei acoperiri obținute în

cadrul acestui studiu raportate la valoarea substratului de oțel utilizat.

28

a b c d

Fig.3 40. Aspecte ale urmelor obținute în urma testelor de microduritate pe: a) proba pregătită – exemplu

proba A; b) stratul 1060-00, c) stratul 1355-20, d) stratul JK-586, e) substratul de oțel.

Tabel 3.7. Valorile obținute în urma testului de microindentare

Proba 1060-00 1355-20 JK-586 oțel

HV HRC HV HRC HV HRC HV HRC

Test 1 722 61,1 673 58,9 625 56,6 187 7,8

Test 2 852 65,5 703 60,3 596 55,1 263 24,4

Test 3 791 63,7 598 55,1 745 62,0 147 0

Media 788,3 63,4 658 58,1 655,3 57,9 199 -

3.3.4.2. Determinarea modulelor de elasticitate

Micro-nano tribometrul UMTR 2M-CTR a fost utilizat cu o configurație de testare cu vârf

de diamant de tip Rockwell, cu raza de 5 mm. În figurile 3.42, 3.43, 3.44 sunt prezentate câte trei

rezultate obţinute pentru fiecare dintre cele trei tipuri de acoperiri. Valorile modulului de elasticitate

și cele ale microdurității generate în urma testelor de indentare sunt prezentate sintetizat în tab. 3.8.

a) b) c)

Figura 3.42.,43,44. Curbele de indentare ”forță-adâncime” generate în cazul acoperirii P, A, M

Tabel 3.8. Modulul de elasticitate și microduritatea acoperirilor

Tipul

acoperirii

Valoarea E în 3 puncte

(GPa)

Valoarea E

medie (GPa)

Microduritatea în 3

puncte (GPa)

Microduritatea

medie (GPa)

1060-00 108,55 118,83 119,9 115,76 4,763 5,28 5,825 5,289

1355-20 100 108 107 105 5,385 5,157 5,42 5,32

JK 586 88,87 87,6 81,43 85,96 5,296 4,99 5,87 5,38

Se observă că în toate cazurile, curbele de indentare ”forță-adâncime” generate au un traseu

asemănător, deci putem concluziona că și structura este omogenă și uniformă pentru fiecare dintre

cele trei acoperiri testate. De asemenea, din datele sintetizate în tabelul 3.8 rezultă că pentru fiecare

dintre cele trei cazuri, modulul de elasticitate al acoperirilor depuse este mai mic decât cel al

materialului substratului, aproximat cu valoarea 210 GPa.

3.4. Concluzii

Au fost stabiliți atât parametrii optimi ai procedeului de depunere termică (Flame Spray) a

celor trei tipuri de straturi pe substratul de oțel slab aliat, cât și parametrii tratamentului de retopire

29

aplicat acestora în scopul producerii fenomenului de fuzionare la interfața acoperire – substrat și de

creștere a compactității acoperirii obținute.


prezenți în pulberile utilizate respectiv în straturile depuse, fiind identificate astfel următoarele faze

și constituenți:

- în pulberea 1060-00: Ni, CrB, Cr7C3, Fe2O3, Ni31Si12, respectiv în acoperirea P: Cr7C3,

Ni31Si12, NiCrO4, Fe2O3, Ni3B, CrB, Ni. S-a observat o creștere vizibilă a procentului de Cr7C3

în stratul depus ce îi conferă duritatea necesară pentru a rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B

în matricea formată din soluția solidă de Ni și a fazei NiCrO2.

- în pulberea 1355-20: Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, CuO, Mo, Cr7C3, respectiv în acoperirea A:

Cr7C3, Ni, Ni31Si12, Ni3B, CrB, Mo, Fe2O3, Fe3O4, Cu2O. S-a observat că faza prezentă în

procentul cel mai ridicat în stratul depus este Cr7C3 ce îi conferă duritatea necesară pentru a rezista

la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni și prezența

nedorită a oxizilor de Fe.

- în pulberea JK 586: Cr7C3, Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, respectiv în acoperirea M: Cr7C3,

Ni31Si12, Ni, Ni3B, CrB, Fe2O3, Fe3O4, NiCr2O4. S-a observat o menținere la o valoare ridicată a

procentului de Cr7C3 în stratul depus ce îi conferă duritatea necesară pentru a rezista la uzura

abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni, dublarea valorii

procentuale a fazei Ni31Si12, apariția fazei NiCr2O4 al cărei rol nu a fost încă descoperit și prezența

nedorită a Fe2O3 și Fe3O4 într-o proporție relativ mică față de cea prezentă în pulberea inițial

utilizată.

Prin analiza vizuală efectuată prin microscopie electronică și optică pe probe pregătite

metalografic, completată de analiza chimică elementală semi-cantitativă tip EDS realizată pe unele

zone selectate pe baza aspectului diferit (culoarea și profunzimea atacului metalografic) și corelate

cu rezultatele obținute în urma analizelor XRD, au putut fi identificate elementele componente ale

microstructurilor acoperirilor obținute, după cum urmează:

- acoperirea P obținută din pulberea 1060-00 este compusă din: matrice eutectică formată din

soluție solidă de Ni; cristale grosolane (Ni31Si12, NiCrO4, Fe2O3); cristale columnare de tip

M7C3, unde M = Cr (Cr7C3); cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr (Ni3B, CrB).

- acoperirea A obținută din pulberea 1355-20 este compusă din: matrice eutectică formată din

soluție solidă de Ni; cristale grosolane (Ni31Si12); cristale columnare de tip M7C3, unde M = Cr,

Mo, Cu (Cr7C3), elementele Mo și Cu fiind prezente în proporții foarte mici; cristale columnare de

tip M3B2, unde M = Ni, Cr, Mo, Cu (Ni3B, CrB).

- acoperirea M obținută din pulberea JK 586 este compusă din: matrice eutectică de Ni (soluție

solidă cu structură cubică cu precipitate sferoidale fine LI2); cristale grosolane de Ni31Si12; cristale

columnare de tip M7C3, unde M = Cr (Cr7C3); cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr

(Ni3B, CrB).

Prin efectuarea măsurătorilor de microduritate s-a observat că toate cele trei acoperiri sunt

caracterizate de valori net superioare ale microdurității față de cea a substratului de oțel, cea mai

mare fiind cea a acoperirii P. În urma evaluării modulelor de elasticitate prin indentare a fost

observat faptul că fiecare dintre cele trei acoperiri sunt caracterizate de valori mai mici ale acestui

parametru față de valoarea substratului de oțel.

30

Capitolul IV. Rezultate experimentale privind proprietățile tribologice ale


4.1. Rezultate experimentale ale testelor de frecare şi uzare cu mişcare de alunecare

Testele de frecare și uzare cu mișcare de alunecare au fost realizate cu ajutorul mașinii

AMSLER, pe epruvetele pregătite și descrise în capitolul 3. Pentru o analiză cât mai complexă, a

fost studiat comportamentul la frecare al acoperirilor realizate din cele trei tipuri de pulberi în

două configurații de testare:

- cuple de clasa a II-a (tip rola/ rola, prezentat în figura 4.1a), folosind ca epruvete: rola 1 – rola

din otel (aceeasi marca cu cel utilizat ca suport pentru depunere), rola 2 – rola din acelasi otel,

pe care au fost depuse cele trei tipuri de straturi precizate anterior;

- cuple de clasa a III-a (tip rola/ sabot, prezentat în figura 4.1b), folosind ca epruvete:1- rola din

otel, pe care au fost depuse cele trei tipuri de straturi precizate anterior; 2 – sabot din material

abraziv – piatră abrazivă paralelipipedică.

Figura 4.1. Configurații de lucru:

a) cuple de clasa a II-a (contact rolă-rolă); b) cuple de clasa a III-a (contact rolă-sabot) [144]

4.1.1. Instalația de testare

Studierea frecării în cuple cu contact liniar şi pe suprafaţă curbă, respectiv cuple de clasa

a II-a şi a III-a, a fost efectuată prin încercări experimentale utilizând maşina AMSLER cu

epruvete adecvate. În figura 4.3. este prezentată schema de principiu a maşinii AMSLER.

Funcționarea mașinii AMSLER, prezentată în figura 4.4., în cazul testelor de frecare între

cuple de clasa a-II-a, se realizează respectând următoarele etape/recomandări:

- de la electromotor se transmite mișcarea de rotație la cele două epruvete tip rolă 1 şi 2 prin

intermediul lanţurilor cinematice z1-z2, z3-z4, z5-z6 şi respectiv z1-z2, z2-z7, z8-z9;

- epruvetele se rotesc în sens invers, iar la contactul acestora există o mişcare de rostogolire pură

sau cu alunecare (în funcţie de diametrele epruvetelor);

- epruvetele vor avea turații de lucru constante cu valori de 180/360 rpm pentru rola 1 şi 163/326

rpm pentru rola 1 şi 2;

- sensul de rotație al rolei 2 poate fi inversat prin cuplarea roţii z8 cu z11, fiind astfel mărită

alunecarea;

b) a)

31

- modificarea alunecării poate fi realizată prin modificarea diametrelor celor două role, putând fi

obținute alunecări variabile cuprinse în intervalul 0-30%; la diametre egale ale rolelor rezultă o

alunecare de aproximativ 10%;

- rostogolirea pură se poate obţine pentru valori ale raportului D2/D1 = 1,104.

- electromotorul este alimentat printr-un convertizor cu frecvenţă variabilă și funcţionează cu

turaţie variabilă în limita 0…3000 rpm;

- diametrele rolelor variază în limitele 30-60 mm, iar lăţimea trebuie să fie de 10 mm.

Pentru studiul frecării în cuple de clasa a III-a, în locul rolei 2 se introduce un sabot (vezi

fig 4.4), iar roata z9 se decuplează din angrenarea cu roata z8 astfel încât turaţia n2 devine nulă.

Figura 4.4. Maşina de încercare AMSLER

Măsurarea momentului de frecare al unei role cu diametrul D1 pe masina AMSLER a

fost efectuata folosind puntea tensometrica VISHAY P3, prezentată în figura 4.6. Balansierul

masinii AMSLER, a carui miscare este proportionala cu momentul de frecare din contactul

tribologic rola-rolă sau rolă-suprafata plana abraziva, apasa pe o lamela cu marci tensometrice

montata in semipunte. Deformatia marcilor tensometrice va fi direct proportionala cu momentul

de frecare din contactul rola-suprafata plana, supus incarcarii si functionand la o turatie stabilita

de un motor de c.a. comandat de un variator de frecventa ELVAR 3. Folosind scala gradată a

maşinii AMSLER s-a făcut în prealabil etalonarea mărcilor tensiometrice montate pe lamela

elastică, atât în poziţia de zero cât şi la diverse valori ale momentului de frecare, astfel încât

semnalul indicat de puntea P3 va corespunde direct momentului de frecare de pe rolă. Etalonarea

sistemului de achizitie de date s-a realizat cu greutati etalon, iar graficul este redat in fig 4.5.

Mărcile tensiometrice montate pe lamela elastică transmit un semnal care este cules și

introdus în puntea digitală P3 (fig.4.6.), după care acesta este transmis la un PC și stocat pentru

prelucrările digitale ulterioare. Datele introduse în computer se vor stoca sub forma unui șir de

valori ale momentului de frecare culese la un interval de 1 secundă.

32

Figura 4.5. Graficul de etalonare al sistemului Figura 4.6. Punte Vishay P3

de achiziție de date

4.1.2. Cuple de clasa a-IIa. Rezultate experimentale.

In scopul testarii rezistentei la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în cazul

cuplelor de clasa a-IIa, s-au pregatit trei seturi de probe, fiecare set fiind format dintr-o rola de

otel nealiat (provenit dintr-un dinte de excavator uzat) fara strat depus – codificate cu litera Q - si

câte o rola din acelasi tip de otel, pe care au fost depuse cele trei tipuri de pulberi, al căror aspect

este prezentat în figura 4.7.

Cele trei seturi de probe au fost montate pe rand pe masina AMSLER, testate timp de 1

oră, sistemul funcționând cu o frecvență de 10 Hz, incarcat cu o greutate de 5 kg.

Figura 4.7. Epruvetele utilizate pentru testele de uzură: a) role acoperite; b) rolă oțel.

În scopul analizei volumului de material pierdut prin frecare, exprimat gravimetric (Δm),

s-a efectuat cântărirea rolelor, înainte si dupa realizarea testelor, cu ajutorul unei balanțe analitice

marca AGN 200, din dotarea laboratorului de Studiul Materialelor al Facultății de Mecanică. Cu

această balanță a fost posibilă cântărirea precisă, rapidă și stabilă a probelor supuse testelor de

uzură, balanța fiind prevăzută cu sistem de calibrare interna automata si o precizie de 0.0001 g.

Datele rezultate sunt prezentate centralizat în tabelul 4.1.

33

Tabel 4.1. Variația masică a epruvetelor supuse testelor de uzură

Proba Greutate inițială [g] Greutate finală [g] Δm [g] % pierdere masică [g] (din

masa inițială – Δm*100/Gi)

P 135,3671 135,3584 0,0087 0,00641

A 142,1082 142,1072 0,001 0,00073

M 134,6677 134,6603 0,0074 0,00549

Q (P) 96,6988 96,6912 0,0076 0,00785

Q (A) 97,0160 97,0072 0,0088 0,00907

Q (M) 97,3683 97,3612 0,0071 0,00729

Se observă că există o dependență între cantitatea de material pierdută de pe fiecare

epruvetă și tipul acoperirii testate, evidentiată în graficul comparativ din figura 4.8. S-a constatat

astfel că, la solicitarea de contact liniar cu rostogolire, cea mai mare pierdere de material se

înregistrează în cazul probei M, iar cea mai mică pierdere de material în cazul probei A

(susținută valoric și de masa mare de material pierdută de pe rola de oțel).

Figura 4.8. Graficul de pierdere masică a epruvetelor studiate.

Pentru o analiză completă a comportamentului la acest tip de solicitare au fost realizate și

masurători din punct de vedere al rugozitatii si al profilului initial al caii de rulare, datele fiind

centralizate în tabelul 4.2. De asemenea, au fost realizate imagini ale cailor de rulare dupa

testarea acestora la uzare, prezentate în figurile 4.9 și 4.10. Acestea au fost achiziționate cu

ajutorul unui stereomicroscop pe care a fost montată o cameră foto, la puteri de mărire cuprinse

între 30-50x.

Figura 4.9. Aspectul uzurii produsă pe suprafețele în contact ale rolelor acoperite cu: a)pulbere 1060-00

(proba P)40x; b) pulbere 1355-20 (proba A) 30x; c) pulbere JK-586 (proba M)50x.

Pie

rder

ea m

asic

ă, %

Tipul epruvetei studiate

34

Figura 4.10. Aspectul uzurii produsă pe suprafețele în contact ale rolelor din oțel ce au rulat în pereche

cu: a)proba P; b)proba A; c)proba M (30x).

După cum se observă în figurile 4.9-4.10, în urma testului au apărut pe suprafața rolelor

acoperite unele zone cu aglomerări de material, material desprins în timpul testului de uzură de

pe suprafața rolelor de oțel, fapt observat în imaginile a-c din figura 4.10.

Pentru a putea aprecia uzura straturilor depuse pe cele trei tipuri de probe studiate si pe

rolele din material de baza (otel) s-au efectuat masuratori ale adancimii caii de rulare produsa in

urma testarii la uzura. Aceste masuratori s-au efectuat cu ajutorul sistemului Form Talysurf Intra,

prin trecerea cu palpatorul pe directii ce traverseaza calea de rulare. In figurile 4.11a, b – 4.13a,b

sunt prezentate profilele cailor de rulare si rugozitatea masurata intr-o zona a fiecaruia dintre

acestea, iar în tabelul 4.2. sunt prezentate valorile măsurate.

Figura 4.11. Profilul urmelor de uzură pentru:

a) stratul depus din pulberea 1060-00; b) discul de oțel.


a) stratul depus din pulberea 1355-20; b) discul de oțel.

35


a) stratul depus din pulberea JK 586; b) discul de oțel.

Tabel.4.2. Rugozitatea căilor de rulare ale epruvetelor-disc, în timpul testării

Acoperirea

testată

Ra initială a

acoperirii

Ra finală a

acoperirii

Ra initială a

discului de oțel

Ra finală a

discului de oțel

1060 - 00 0.4686 0.5098 3.5245 2.9189

1355 - 20 1.7717 1.7708 3.5378 1.0005

JK 586 0.6868 0.4197 3.4649 2.9009

În urma măsurătorilor efectuate se observă că rugozitatea finală a discurilor de oțel a

scăzut, ca urmare a fenomenului de uzură abrazivă severă ce s-a produs în timpul testelor de

frecare uscată, în timp ce rugozitatea acoperirilor studiate a rămas aproximativ la aceleași valori.

Valorile momentelor de frecare înregistrate pe durata testelor de rezistență la uzură cu

frecare uscată a cuplelor de clasa a-IIa au fost analizate grafic, separat pentru fiecare dintre cele

trei tipuri de straturi depuse prin pulverizare termică. În urma acestor analize au rezultat graficele

de variație a momentului de frecare în timp, care sunt prezentate în figura 4.14. a, b, c.

A fost observată o creștere a valorii momentului de frecare înregistrat, o dată cu timpul de

testare, în toate cele trei cazuri putând fi observate variații din ce în ce mai mari după circa 40

minute de testare. Aceste variații pot fi puse pe seama acumulărilor de material în zona de

contact, material desprins în urma uzurii de adeziune de pe suprafața de contact a discurilor de

oțel.

Mom

entu

l de

frec

are,

[N

·mm

]

Durata derulării testului, [s]

36

Figura 4.14. Variația momentului de frecare: a)proba P; b)proba A; c) Proba M.

4.1.3. Cuple de clasa a-IIIa. Rezultate experimentale.

In scopul testarii rezistentei la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în cazul

cuplelor de clasa a-IIIa, s-au pregatit trei seturi de probe, fiecare set fiind format dintr-o rola de

otel slab aliat pe care au fost depuse cele trei tipuri de pulberi și câte o epruvetă paralelipipedică

de piatră abrazivă, care constituie sabotul utilizat în cadrul acestui experiment. A fost ales acest

tip de sabot deoarece s-a vizat testarea la uzură abrazivă în condiții cât mai apropiate de

condițiile de exploatare.

Diametrul rolei este același ca în cazul testării frecării în cuple de clasa a-IIa, respectiv

50mm. Sabotul a fost prelevat dintr-o piatră abrazivă de uz comercial, având geometria

prezentată în schița din figura 4.15a. Sabotul a fost montat într-un dispozitiv dedicat, ale cărui

dimensiuni respectiv aspect sunt prezentate în figurile 4.15b,c.

Figura 4.15. Dimensiunile și geometria: a) sabotului; b, c) dispozitivului de montaj al sabotului

pe mașina AMSLER

Mo

men

tul

de

frec

are,

[N

·mm

] M

om

entu

l de

frec

are,

[N

·mm

]



37

Configurația de contact rolă-sabot la montajul pe mașina AMSLER a epruvetelor este prezentată

în figura 4.16a,b. Aceasta a fost stabilită în așa fel încât să fie respectat unghiul = 23° dintre

directia verticala si forța normala la suprafața de contact.

Figura 4.16. Configurația de contact rolă-sabot

Testele au fost derulate pentru două cazuri:

1. încărcare constantă de 10 kg respectiv 6 kg, pentru o durată a testului de 5 ore;

2. încărcare progresivă de la 2 la 10 kg (fiecare greutate a fost adaugată după 5 minute, perioadă

minimă necesară pentru stabilizarea sistemului), pentru două viteze diferite de rotație a rolelor:

96 rpm, 192 rpm.

Datele înregistrate în urma derulării testului 1 pe masina AMSLER, privind variatia

momentului de frecare la determinarea intensitatii masice de uzare au fost prelucrate pentru

mediere cu ajutorul programului LabView, în figura 4.17 fiind prezentată imaginea programului,

iar în figurile 4.18-4.23 imaginile grafice generată de program în cazul prelucrării tuturor datelor.

Figura 4.17. Imaginea programului de mediere realizat în LabView

38

Figura 4.19. Rola A, turatia 192 rot/min, incarcare de 10 kg, timp de testare 5 ore

Figura 4.23. Rola A, turatia 192 rot/min, incarcare de 6 kg, timp de testare 5 ore

În urma analizei rezultatelor obținute, putem desprinde următoarele concluzii:

1. conform legii frecării uscate, coeficientul de frecare nu depinde de turaţie, ci doar de

încărcare şi de natura materialelor aflate în contact;

2. comparând graficele, se constată că pentru toate probele momentul de frecare uscată creşte

odată cu sarcina, în conformitate cu teoria;

3. se observă că se obţine un coeficient de frecare global cuprins între 0.3 şi 0.4, tipic pentru

frecarea uscată, cu evidenţierea unui coeficient mai scăzut pentru proba A. Fenomenul de

39

smulgere a particulelor abrazive şi a tocirii acestora este unul dinamic, dupcă cum arată şi

variaţia momentului de frecare în timp şi a coeficienţilor de frecare.

În scopul analizei volumului de material pierdut prin frecare, exprimat gravimetric (Δm),

s-a efectuat cântărirea rolelor, înainte si dupa realizarea testelor, cu ajutorul unei balanțe analitice

marca AGN 200. A fost astfel posibilă cântărirea precisă, rapidă și stabilă a probelor supuse

testelor de uzură, balanța fiind prevăzută cu sistem de calibrare interna automata si o precizie de

0.0001 g. Datele rezultate sunt prezentate centralizat în tabelele 4.3 și 4.4., iar în figurile 4.24

a.b sunt prezentate grafic variațiile masice corespunzătoare.

Tabel 4.3. Variația masică a epruvetelor supuse testelor de uzură pentru o încărcare de 10kg.

Proba Greutate inițială [g] Greutate finală [g] Δm [g] % pierdere masică [g] (din

masa inițială – Δm*100/Gi)

rola P 135,3264 135,1626 0,1638 0,1210

rola A 143,9387 143,7836 0,1551 0,1077

rola M 134,6362 134,5125 0,1237 0,0918

sabot (P) 21,2338 21,2203 0,0135 0,0635

sabot (A) 21,2158 21,2158 0,0045 0,0212

sabot (M) 21,2203 21,2091 0,0067 0,0315

Tabel 4.4. Variația masică a epruvetelor supuse testelor de uzură pentru o încărcare de 6kg

Proba Greutate inițială [g] Greutate finală [g] Δm [g] % pierdere masică (din masa

inițială – Δm*100/Gi)

rola P 135,1626 135,0810 0,0816 0,0603

rola A 143,7836 143,6717 0,1119 0,0778

rola M 134,5125 134,4045 0,1080 0,0802

sabot (P) 23,4155 23,3983 0,0172 0,0734

sabot (A) 23,3778 23,3707 0,0205 0,0303

sabot (M) 23,3983 23,3778 0,0071 0,0876

Figura 4.24. Reprezentarea grafică a variațiilor masice pentru încarcarea: a) 10kg; b) 6kg.

Se observă că pierderea procentuală masică cea mai mare s-a produs în cazul probei P

(acoperită cu pulberea 1060-00) în cazul testului cu încărcare de 10 kg – 0,121%, respectiv în

cazul probei M (acoperită cu pulberea JK 586) în cazul testului cu încărcare de 6 kg – 0,0802%.

40

O valoare medie a pierderilor a fost înregistrată în cazul probei A (acoperită cu pulberea 1355-

20), care a pierdut 0,1077% la testul cu încărcare de 10 kg, respectiv 0,0778% la testul cu

încărcare de 6 kg.

O observație suplimentară trebuie făcută referitor la pierderile masice înregistrate în cazul

pietrelor abrazive, care au fost mai mari la testul cu încărcare de 6 kg decât la cel cu încărcare de

10 kg, probabil din cauza formării unei pelicule de lubrefiere care s-a menținut și a permis o mai

bună alunecare în cazul testului cu încărcare mai mare.

Valorile înregistrate în urma derulării testului 2 – uzură cu încărcare progresivă - pe

masina AMSLER, privind variatia momentului de frecare in timpul testarilor sunt prezentate în

tabelul 4.4., iar reprezentările grafice ale variației în figurile 4.25-4.26.

Figura 4.25. Variația momentului de frecare la testele de uzură cu încărcare progresivă

Figura 4.26. Variația coeficientului de frecare la testele de uzură cu încărcare progresivă

Comportamentul înregistrat în timpul testelor poate fi explicat pe baza faptului că, la

turatii mici si sarcini mici - la inceputul testului - cand nu exista acumulare de particule de uzura,

se produce microaschierea iar valorile valorile coeficientului de frecare se apropie de 0,5.

O data cu cresterea sarcinii si trecerea timpului, se produce o crestere a cantității de

particule de uzura (lubrefiant solid) ceea ce duce la o scădere ușoară a coeficientului de frecare.

Se observă de asemenea că la turatii mai mari este favorizata formarea filmului de lubrefiant

41

solid, efectul odata cu trecerea timpului fiind acelasi, respectiv scaderea usoara a coeficientului

de frecare.

4.2. Rezultate experimentale ale testelor de frecare liniară cu mişcare de alunecare

Testele de uzură prin frecare liniară cu

alunecare ale celor trei tipuri de acoperiri

studiate în cadrul acestei teze au fost realizate

folosind microtribometrul UMTR 2M-CTR,

folosind ca element abraziv o piatră abrazivă

conică al cărei vârf a fost aproximat cu

geometrie sferică, montajul de lucru fiind

prezentat în figura 4.27.

Figura 4.27.Configurația de lucru pentru testele

de uzură liniară.

Pentru fiecare dintre cele trei probe, testele au fost desfășurate la o încărcare constantă de

20N, cu o viteză constantă de 10mm/secundă pe o direcție liniară cu lungime de 30mm în ambele

sensuri, timp de 45 minute. Parametrii testelor au fost înregistrați și prelucrați, fiind generate

grafice ale variației coeficientului de frecare în timp, după cum se poate observa în fig.4.28,

pentru cazul probei P.

Figura 4.28. Graficul de variație în timp a COF/Fz în cazul probei P

S-a constatat un comportament aproximativ liniar, cu o creștere graduală a coeficientului

de frecare. În detaliile fiecărei figuri poate fi observată variația ”în dinți de fierăstrau” a

coeficientului de frecare pentru intervale mici de timp, corespunzătoare parcurgerii distanței de

30mm stabilită pentru desfășurarea testelor.

42

După realizarea fiecărui test de uzură liniară a fost analizat gradul de uzură al acoperirilor

prin măsurarea profilului urmei de uzură pe fiecare dintre acestea, cu ajutorul sistemului Form

Talysurf Intra. În toate trei cazurile nu au fost observate modificări majore sau apariția unor

semne vizibile de uzură, ci numai o ușoară modificare superficială a rugozității, toate acestea

confirmând o bună rezistență la uzură a acoperirilor studiate. În figura 4.31 este prezentat profilul

urmei de uzură rezultată în cazul probei M, considerat reprezentativ pentru toate cele trei probe

analizate.

Figura 4.31. Profilul urmei de uzură în cazul probei M.

Pentru evaluarea suplimentară a rezistenței la uzură abrazivă a celor trei probe au fost

prelevate mostre din fiecare epruvetă supusă la frecare liniară, exact din zona în care s-a produs

frecarea. Secțiunea transversală a acestor mostre a fost pregătită metalografic prin șlefuire,

lustruire și atac cu reactiv chimic (nital 5%) pentru evidențierea microstructurii.

Suprafețele astfel obținute au fost analizate prin microscopie electronica atât longitudinal

cât și în secțiune, fiind observat în special modul în care s-a dezvoltat urma de uzură și cum a

fost afectat stratul depus superficial și în profunzime.

Imaginile de electroni secundari achiziționate cu ajutorul microscopului electronic pentru

fiecare dintre cele trei probe sunt prezentate în figurile 4.32 – 4.34. Au fost observate și

evidențiate zonele de alunecare rezultate în urma testelor de uzură liniară.

a) b) c)

Figura 4.32. Imagini de electroni secundari în secțiunea transversală a probei P: a) aspectul la interfață

acoperire – substrat (160x); b) interfața acoperire-substrat (400x); c) detaliul unei urme de uzură(5000x)

În figurile 4.32, a, b, realizate pe proba P se observă atât microstructura stratului depus

depus cât și a substratului de oțel și zona de contact dintre acestea. Nu sunt vizibile modificări

structurale ale celor două materiale, de aici putând fi desprinsă concluzia conform căreia

43

fenomenul de uzură a afectat stratul depus doar superficial, fără a induce în acesta fisuri sau

puncte de rezistență scăzută care ulterior să fie generatoare de exfoliere a acoperirii.

În figurile 4.32,c,d sunt prezentate aspectele a două dintre urmele de uzură rezultate, la

puteri de mărire de 2500x (fig.4.32,c), respectiv 5000x (fig.4.32,d). Este vizibilă păstrarea

microstructurii specifice acestor straturi, evidențiată anterior în Capitolul 3, dar și rolul carburilor

de tip M7C3 de stopare a acțiunilor de tăiere-rupere exercitate de particulele abrazive.

a) b) c)

Figura 4.33. Imagini de electroni secundari în secțiunea transversală a probei A: a) aspectul acoperirii

la suprafață (2000x); b) aspectul acoperirii în adâncime (2000x); c) detaliul urmei de uzură(5000x)

În cazul probei A au fost achiziționate imagini de electroni secundari în zona supusă

uzurii liniare, care evidențiază în cazul imaginilor 4.33,a,b lipsa modificărilor structurale pe

adâncimea stratului depus și microstructura specifică a acestuia: cristale columnare (formate de

carburi de tip M7C3 și de boruri M3B) și cristale grosolane, toate distribuite într-o matrice

metalică formată din soluție solidă de Ni.

În imaginile de electroni secundari din figurile 4.33,c și d sunt prezentate două urme mai

vizibile rezultate în urma testului de uzură liniară, care evidențiază faptul că acestea s-au produs

mai mult din cauza unei deformări plastice a matricei eutectice din soluție solidă de Ni, decât din

cauza unei pierderi masive de material prin smulgere sau tăiere.

a) b) c)

Figura 4.34. Imagini de electroni secundari în secțiunea transversală a probei M: a)aspectul stratului

depus și interfața acoperire-substrat (200x); b) aspectul acoperirii în adâncime (1400x); c) detaliul unei

urmei de uzură(5000x)

44

Similar cu observațiile realizate pe probele P și A, și proba M a fost analizată în zona

rezultată în urma uzurii liniare, în figurile 4.34, a și b fiind prezentate imagini de electroni

secundari ale secțiunii transversale a stratuluidepus, la puteri de mărire de 200x, respectiv 1400x.

Acestea au fost completate de observațiile realizate la puteri mai mari (3000x în figura 4.34,c,

respectiv 5000x în figura 4.34, d) toate confirmând faptul că acest tip de acoperire prezintă o

bună rezistență la uzură datorită microstructurii compusă din carburi rezistente la acțiunea

agresivă a particulelor abrazive și matricea metalică eutectică pe bază de Ni care susține aceste

carburi și reacționează la factorii agresivi printr-o deformare plastică ușoară însoțită de o mică

pierdere de material.

Pentru confirmarea ipotezei legată de pierderea de material au fost efectuate analize tip

EDS ale pulberilor rezultate în urma testului de uzură liniară. De pe fiecare probă a fost colectată

câte o cantitate mică de pulbere foarte fină, de culoare neagră, prin lipirea acesteia pe o bandă de

carbon special utilizată la analizele prin microscopie electronică.

Figura 4.35. a) Imagine de electroni secundari a pulberii reziduale; b) spectrele EDS emise la analiza

chimică elementală a pulberii reziduale; c) valorile rezultate în urma analizei EDS.

În figura 4.35 a se observă aspectul acestei pulberi, iar în figurile 4.33 b și c sunt

prezentate rezultatele obținute în urma analizei EDS. Se observă spectrele obținute în urma

scanării suprafeței, de la analiza semicantitativă fiind însă exclus elementul C, deoarece

substratul din bandă de carbon determină erori de interpretare. În figura 4.33.c sunt prezentate

valorile analizei calitative semicantitative, care relevă o prezență majoră a elementului Ni, însoțit

de elementele Cr și Fe rezultate în urma uzurii superficiale a acoperirii P, dar și elemente

specifice particulelor abrazive: Al și Si, care indică și o uzură ușoară a pietrei abrazive utilizată..

4.3. Evaluarea adeziunii și coeziunii acoperirilor la substrat prin metoda ”scratch”

Testele au fost realizate cu ajutorul Microtribometrului UMTR 2M-CTR, pe care a fost

montat un indentor de tip DFH-20 Dual Friction/Load Sensor, pe care este montată o microlamă

din carbură de wolfram, al cărei vârf are raza de 0,4 mm.

4.3.1. Rezultate experimentale obținute în urma testelor de scratch longitudinal

Metoda utilizată pentru evaluarea celor trei probe (vezi figura 4.36) analizate în cadrul

prezentului studiu este cea a încărcării progresive (PLST – Progessive Load Scratch Test) şi a

fost realizată prin aplicarea treptată a unei forţe (de la 0 – 19N) asupra indentorului pe o durată

definită – 1 min, viteza de înaintare a indentorului fiind de 10 mm/ min.

Element Wt% At%

OK 11.70 28.88

AlK 08.33 12.19

SiK 05.15 07.24

CrK 14.11 10.72

FeK 03.68 02.60

NiK 57.04 38.37

45

Figura 4.36. Epruvetele utilizate pentru testul de scratch longitudinal

După derularea testelor, urmele de scratch au fost analizate folosind microscopul optic (la

o putere de mărire de 20x) și microscopul electronic cu baleiaj cu următorii parametri de lucru:

HV=20kV, putere de mărire de 100x, WD = 15mm, detector ETD, imaginile obținute fiind

prezentate în figurile 4.37-4.39.

Figura 4.37. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba P: a) aspectul la microscopul

optic - 20x, b) imagini de electroni secundari - 100x.

Figura 4.38. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba A: a) aspectul la microscopul


Figura 4.39. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba M: a) aspectul la microscopul


46

Deoarece nu au fost observate distrugeri ale straturilor depuse studiate, s-a decis

analizarea din punct de vedere al compoziției chimice elementale cu ajutorul modulului EDAX

(analiza pe linie) doar pe partea finală a urmei de scratch corespunzătoare încărcării maxime de

20N, rezultatele fiind prezentate în figurile 4.40 – 4.42. S-a observat că nu s-a produs nici o

distrugere completă a acoperirii deoarece nu există variații majore ale amplitudinii spectrelor

EDS emise de elementele prezente în compoziția chimică a acestora (4.40b, 4.41b, 4.42b).

Figura 4.40. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba P: a) aspectul la microscopul

electronic - 500x, b) spectrele emise în urma analizei EDS pe linie.

Figura 4.41. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba A: a) aspectul la microscopul


Figura 4.42. Urmele de scratch rezultate în urma testului PLST pe proba M: a) aspectul la microscopul


a) b)

a) b)

a) b)

47

Profilul urmelor de scratch a fost analizat cu ajutorul sistemului Form Talysurf Intra

(Taylor-Hobson, Leicester, England), putând fi observat în imaginile 4.44 pentru proba A.

A fost realizată o măsurătoare inițială a zonei pe care a fost ulterior condus testul

”scratch” pentru a putea fi utilizată ca referință la interpretarea rezultatelor (figurile 4.44a). Au

fost apoi măsurate adâncimile urmelor de scratch în trei zone diferite, corespunzătoare a trei forțe

de încărcare aplicate pe durata derularii testului: zona inițială rezultată la încărcare max 5N

(figurile 4.44b), zona mediană rezultată la încărcare 8-11N (figurile 4.44c), (încărcare 8-11N);

zona finală rezultată la încărcare 18-20N (figurile 4.44d).

Figura 4.44. Profilele înregistrate în cazul probei A: a) profil de referință; b) profilul zonei inițiale a

urmelor de scratch (încărcare max 5N); c) profilul zonei mediane a urmelor de scratch (încărcare 8-

11N); d) profilul zonei finale a urmelor de scratch (încărcare 18-20N)

În toate cele trei cazuri se observă aceeași tendință generală de creștere a ratei de uzură o

dată cu creșterea încărcării. Valorile adâncimilor de pătrundere a indentorului în două dintre cele

trei zone precizate anterior sunt sintetizate în tabelul 4.5.

Tabelul 4.5. Valorile adâncimilor de pătrundere

Tipul pulberii utilizate

pentru depunere

Adâncimea în zona mediană a

urmelor de scratch

(încărcare 8-11 N)

Adâncimea în zona finală a

urmelor de scratch

(încărcare 18-20 N)

1060-00 6 µm 6 µm 6 µm 11 µm 15 µm 15 µm

1355-20 10 µm 8 µm 9 µm 13 µm 14 µm 12 µm

JK 586 5 µm 6 µm 6 µm 8 µm 8 µm 8 µm

48

4.3.2. Rezultate experimentale obținute în urma testelor de scratch pe secțiune transversală

Testele au fost realizate prin metoda încărcării constante (CLST - Constant Loading Scratch

Test) a indentorului căruia i s-a comandat o mișcare liniară ce a pornit de pe substratul de oțel, a

traversat acoperirea analizată și s-a finalizat în rășina de înglobare. Încărcarea normală pe

secțiunea transversală a probei a fost constantă pe toată durata testului, care s-a derulat pe o

distanță de 4 mm, cu o viteză de 10 mm/secundă. Au fost realizate câte patru teste cu încărcări

diferite de 5N, 10N, 15N, 20N, pe fiecare probă pregătită.

După realizarea testelor, probele au fost observate atât cu ajutorul microscopului optic la o

putere de mărire de 50x (vezi figura reprezentativa 4.46), cât și cu ajutorul microscopului

electronic cu baleiaj cu următorii parametrii de lucru: tensiunea de accelerare HV = 20kV, putere

de mărire de 250x și 1000x, WD = 15mm, detector LF (Large Field).

Pe baza datelor din literatura de specialitate [148, 149, 150, 151, 152], au fost realizate

următoarele măsurători ale geometriei conurilor rezultate în urma ruperii stratului depus la

interfața acestuia cu suportul de înglobare de rășină: adâncimea (a), lungimea conului (b), aria

proiectată a conului (A = (axb)2), aceasta din urmă fiind considerată cel mai important factor

caracteristic de comparație, deoarece demonstrează o relație de directă proporționalitate cu forța

de încărcare folosită la testul ”scratch”.

a) 5N b) 10N c) 15N d) 20N

Figura 4.46. Imagini de microscopie optică (50x) ale urmelor rezultate în urma testului de scratch pe

secțiunea probei P, la diferite încărcări

Pentru a putea compara în ansamblu efectele forțelor diferite de încărcare au fost realizate

imagini reprezentative cu toate cele patru urme de scratch pe două dintre probele analizate,

acestea fiind prezentate în figura 4.49.

Figura 4.49. Imagini de microscopie optică ale urmelor rezultate în urma testului de scratch pe: a)

secțiunea probei P, b) a) secțiunea probei A.

49

Rezultatele obținute ne arată că aria conului de rupere crește o dată cu forța de încărcare

aplicată în timpul testelor. Pentru toate probele, respectiv forțele de încărcare, se observă că

vârful conului de rupere își are originea în stratul depus, astfel încât rezistența acestuia poate fi

evaluată în funcție de gradul de afectare al marginii de rupere. Pot fi observate și urmele formate

la trecerea indentorului de pe substratul de oțel pe stratul depus, care au de asemenea formă

conică cu originea vârfului pe suprafața celui din urmă.

Se observă continuitatea urmei și lipsa ruperilor sau exfolierilor la interfața substrat –

acoperire, fapt ce ne confirmă formarea unor foarte bune legături mecanice și metalurgice între

cele două materiale, ceea ce le recomandă pentru utilizarea la aplicații cu grad ridicat de uzură.

În fig.4.50 sunt prezentate imagini de electroni secundari ale urmelor de scratch produse

pe secțiunea transversală a probei P, la diferite încărcări (5N, 10N, 15N, 20N) și puteri de mărire.

a) 5N (250x) b) 10N (1000x)

c) 15N (250x) d) 20N (1000x)

Figura 4.50. Imagini de electroni secundari ale urmelor de scratch pe secțiunea transversală a probei P

Mecanismul principal de distrugere a acoperirii a fost cel de fisurare, caracterizat de

apariția a trei tipuri de fisuri în secțiune transversală: fisuri prezente pe urma de scratch cu

direcție normală cu aceasta, fisuri propagate din interior către exteriorul conului și fisuri foarte

fine observate la interfața substrat de oțel – strat depus.

50

Pentru evaluarea suplimentară a rezistenței celor trei tipuri de acoperiri au fost calculate

toate ariile conurilor de rupere si au fost analizate comparativ, graficul de variație al ariilor

conurilor de rupere cu forța de încărcare a indentorului fiind prezentat în figura 4.51.

Figura 4.51. Graficul de variație a ariilor conurilor de rupere cu forța de încărcare

Din acest grafic se observă că aria conului de rupere al probei P a fost mai mare decât cea

înregistrată în cazul celorlalte acoperiri, iar cea mai mică distrugere a acoperirii a fost înregistrată

în cazul probei A, ceea ce înseamnă că această acoperire este caracterizată de o bună rezistență la

rupere și coeziune în strat.

Pe baza datelor înregistrate pe durata testelor au fost realizate pentru fiecare dintre cele

trei probe la încărcările de 5N, 10N, 15N și 20N, graficele de variație a coeficientului de frecare,

coeficientul de frecare, forța de încărcare, viteza indentorului și forței Fx cu distanța de 4 mm

parcursă de indentor, cu ajutorul softului din dotarea microtribometrului UMTR 2M-CTR,

prezentate în figura 4.52 – reprezentativa pentru cele trei probe.

a) 5N b) 10N

c) 15N d) 20N

Figura 4.52. Variația COF, vitezei de înaintare a indentorului, a forțelor Fx și Fz cu lungimea

de derulare a testului de scratch pe secțiunea transversală a probei P

51

În toate cazurile este vizibil comportamentul diferit cauzat de trecerea de la un tip de

material la altul a indentorului în timpul testului de scratch. Se observă o creștere graduală a

coeficientului de frecare o dată cu forța de încărcare aplicată. Pe fiecare grafic rezultat este

vizibil momentul de trecere de pe acoperire pe rășină deoarece se înregistrează fluctuații foarte

mari ale parametrilor înregistrați.

Faptul că nu se observă același tip de variații majore la trecerea de pe substratul de oțel

pe stratul depus, ne dă indicii valoroase asupra faptului că există o foarte bună aderență între cele

două materiale.

4.4. Concluzii

În scopul validării posibilității de utilizare a straturilor depuse din aliaje autofluxante pe

bază de Ni pentru acoperirea dură a dinților de excavator cu rotor de mare turație, s-a decis

efectuarea în regim uscat a următoarelor încercări:

A. teste de rezistență la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în cazul cuplelor de

clasa a-IIa.

S-a constatat că, la solicitarea de contact liniar cu rostogolire, cea mai mare pierdere de

material se înregistrează în cazul probei M, iar cea mai mică pierdere de material în cazul probei

A (susținută valoric și de masa mare de material pierdută de pe rola de oțel).

A fost observată pe suprafața rolelor acoperite apariția unor zone cu aglomerări de

material, desprins în timpul testului de uzură de pe suprafața rolelor de oțel.

A fost înregistrată o creștere a valorii momentului de frecare înregistrat, o dată cu timpul

de testare, variațiile fiind din ce în ce mai mari după circa 40 minute de testare.

B. teste de rezistență la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în cazul cuplelor de clasa a-

IIIa (sabotul fiind o epruvetă paralelipipedică de piatră abrazivă), derulate cu încărcări diferite

respectiv cu viteze diferite de rotație.

S-au observat următoarele aspecte: coeficientul de frecare nu depinde de turaţie, ci doar

de încărcare şi de natura materialelor aflate în contact; pentru toate probele momentul de frecare

uscată creşte odată cu sarcina; se obţine un coeficient de frecare global cuprins între 0.3 şi 0.4,

tipic pentru frecarea uscată, cu evidenţierea unui coeficient mai scăzut pentru proba A.

În ceea ce privește volumul de material pierdut prin frecare, se observă că pierderea

procentuală masică cea mai mare s-a produs în cazul probei P (acoperită cu pulberea 1060-00) în

cazul testului cu încărcare de 10 kg – 0,121%, respectiv în cazul probei M (acoperită cu pulberea

JK 586) în cazul testului cu încărcare de 6 kg – 0,0802%. O valoare medie a pierderilor a fost

înregistrată în cazul probei A (acoperită cu pulberea 1355-20), care a pierdut 0,1077% la testul

cu încărcare de 10 kg, respectiv 0,0778% la testul cu încărcare de 6 kg.



52



de frecare.

C. teste de uzură prin frecare liniară cu alunecare (pe microtribometrul UMTR 2M-CTR,

folosind ca element abraziv o piatră abrazivă conică).

S-a constatat un comportament aproximativ liniar, cu o creștere graduală a coeficientului

de frecare, valoarea cea mai mare a acestuia (împreună cu variația ”în dinți de fierăstrau”) fiind

înregistratăîn cazul probei A.

Suprafețele de uzură rezultate au fost analizate prin microscopie electronica atât

longitudinal cât și în secțiune, fiind observat în special modul în care s-a dezvoltat urma de uzură

și cum a fost afectat stratul depus superficial și în profunzime. S-a observant că toate acoperirile

prezintă o bună rezistență la uzură datorită microstructurii compusă din carburi rezistente la

acțiunea agresivă a particulelor abrazive și matricea metalică eutectică pe bază de Ni care le

susține și reacționează la factorii agresivi printr-o deformare plastică ușoară însoțită de o mică

pierdere de material.

D. evaluarea adeziunii și coeziunii acoperirilor la substrat prin metoda ”scratch”, aplicată atât

longitudinal pe suprafața acoperirilor cât și transversal pe secțiunea acestora.

După derularea primului tip de test s-a observat aceeași tendință generală de creștere a

ratei de uzură o dată cu creșterea încărcării, dar mai ales faptul că nu s-a produs nici o distrugere

completă a stratului depus prin pulverizare termică.

În cazul celui de-al doilea test s-a observant că mecanismul principal de distrugere al acoperirilor

a fost cel de fisurare, caracterizat de apariția a trei tipuri de fisuri în secțiune transversală: fisuri

prezente pe urma de scratch cu direcție normală cu aceasta, fisuri propagate din interior către

exteriorul conului și fisuri foarte fine observate la interfața substrat de oțel – strat depus.

S-a observat că aria conului de rupere al probei P a fost mai mare decât cea înregistrată în cazul

celorlalte acoperiri, iar cea mai mică distrugere a acoperirii a fost înregistrată în cazul probei A,

ceea ce înseamnă că această acoperire este caracterizată de o bună rezistență la rupere și

coeziune în strat.

Faptul că nu se observă același tip de variații majore la trecerea de pe substratul de oțel

pe stratul depus în timpul testului, ne dă indicii valoroase asupra faptului că există o foarte bună

aderență între cele două materiale.

53

Capitolul V. Rezultate experimentale privind rezistența la coroziune a


O problema legata de rezistenta la coroziune a straturilor depuse prin pulverizare termica

este data de insusi modul de formare a acestora: depunerea stratificata a pulberilor incalzite pana

la temperatura de topire accelerate catre substrat de catre un gaz purtator. Se produce astfel o

structura cu morfologie lamelara, aderenta la substrat, cu porozitate variabila si cu posibile

microfisuri si interstraturi oxidate, care ar putea permite patrunderea agentului coroziv pana la

substrat și distrugerea acestuia si a interfetei cu acoperirea [153, 154].

Din acest motiv, mai ales in cazul pulberilor auto-fluxante, se aplica un tratament termic

ulterior, care duce la o micsorare a gradului de porozitate, la formarea unor legaturi metalurgice

puternice intre stratul depus si substrat, fiind obtinuta astfel o crestere a rezistentei la coroziune.

În cadrul acestui studiu s-a optat pentru verificarea rezistenței la coroziune a straturilor

depuse prin electrocoroziune.

5.1. Electrocoroziunea

În cadrul experimentului proiectat, testele de electrocoroziune au fost realizate în

Departamentul de Inginerie Chimică al Facultății de Inginerie Chimică și Protecția Mediului Iași,

iar observarea suprafețelor rezultate a fost făcută cu ajutorul microscopului electronic Quanta

200 3D, din dotarea Laboratorul de Studiul Materialelor alfacultății de Mecanică.

S-a optat pentru observarea procesului de coroziune prin metoda spectroscopiei de

impedanță electrochimică (electrochemical impedance spectroscopy - EIS), deoarece această

metodă (realizată în curent

alternativ) are avantajul că poate

monitoriza o serie de modificări

electrochimice în timp, spre

deosebire de metodele de

polarizare în curent continuu.

Un alt avantaj este dat de

faptul că este o metodă

nedistructivă, staționară, capabilă

să ofere informații referitoare la

fenomene de relaxare ai căror

timpi variază la diferite ordine de

mărime, asigurând un nivel mare

de precizie prin medierea în

cadrul aceluiași experiment. Figura 5.2. Instalația de electrocoroziune

Experimentele au fost derulate la temperatura camerei, într-o celula de coroziune din

sticlă model CA145/170 A 50T110, compusa dintr-un electrod de referinta (electrod saturat de

calomel), un electrod auxiliar inert din platina si electrodul de lucru reprezentat de proba de

studiat in sine, după cum se poate observa în figura 5.2. Intervalele de măsurare a spectrelor de

impedanță alese pentru acest experiment: 1 oră, 1 zi și 7 zile.

54

Înregistrarea măsurătorilor a fost realizată cu ajutorul unui potențiostat controlat de un

computer, dotat cu softul PowerCorr. Caracterizarea datelor din punct de vedere cantitativ a fost

posibilă prin utilizarea unui program de cuantificare a circuitului echivalent tip ZsimpWin-PAR

(USA). Achiziția de date a fost realizată cu software-ul VersaStudio Electrochemistry, iar

modelaea EIS a fost posibilă cu ajutorul software-ului Princeton Applied Research.

Pentru o analiză cât mai apropiată de condițiile reale de lucru s-a optat pentru realizarea

testelor de electrocoroziune pe probe prelevate din cele supuse anterior la testele de uzură liniară

prezentate în Cap.4. A fost decisă utilizarea a doar două probe – A și M (deoarece compozițiile

chimice ale probelor P și M sunt aproximativ identice).

Aceste probe au fost debitate și pregatite dimensional astfel încât suprafața supusă

electrocoroziunii a fost de 0,95 cm2.

S-a decis utilizarea ca mediu coroziv a unei solutii ce simulează ploaia acidă, cu un pH de

3,9 [158, 159], compoziția chimică a acesteia fiind prezentata în tabelul 5.1.

Tabel 5.1. Compozitia solutiei corozive

Compozitia

chimica

pH SO42-

Cl- CH3COO2

- NO3

- NH4

+ Na

+ Ca

2+ Mg

2+

Ploaie acida

naturala (μM)

3,5-

5,5

1-

150

0,5-

1800

1-10 0,3-

50

0,1-

39

4-

2200

2-

500

2-

160

Solutie simulata 3,9 55 1800 5 50 30 2200 480 120

5.2. Rezultate obținute în urma testelor de electrocoroziune

După fiecare perioadă de timp stabilită pentru înregistrare, datele au fost prelucrate și

reprezentate sub două forme: diagrama Nyquist ce prezintă partea imaginară a impedanței Zim în

funcție de partea reala a acesteia Zre și spectrele Bode ce prezintă impedanța |Z| respectiv unghiul

de fază Ф (grade) în funcție de frecvența f (dependența unghiului de fază cu frecvența indică

faptul că pot exista una sau mai multe constante de timp).

Spectrele de impedanță ale celor două probe la potențial în circuit deschis sunt prezentate

sub forma diagramelor Nyquist și Bode, în figurile 5.4 și 5.5.

Figura 5.4. Spectrele de impedanță măsurate (puncte individuale) și simulate (spectrele teoretice

reprezentate cu linie continuă) înregistrate pentru proba A după intervale diferite de imersare în ploaie

acidă simulată, la temperatura camerei: (A) diagrama Nyquist, (B) spectru Bode.

55

Figura 5.5. Spectrele de impedanță măsurate (puncte individuale) și simulate (linie continuă)

înregistrate pentru proba M după intervale diferite de imersare în ploaie acidă simulată, la temperatura

camerei: (A) diagrama Nyquist, (B) spectru Bode.

Din spectrele Bode corespunzătoare rezultă o singură constantă de timp ce poate fi

observată datorită prezenței unui singur maxumum pe diagramele rezultate. Spectrul fiecărui

material poate fi astfel ușor de recunoscutfiind caracterizate de o singură constantă de timp și

poate fi analizată satisfăcător folosind același circuit echivalent (CE).

Valorile parametrilor (Rct, QdL) obținuți în urma procedurii de ajustare a datelor

experimentale sunt prezentate în tabelul 5.2. Rezistența soluției test de electroliză (Rsol) a avut o

valoare constantă de 167 ± 4 Ω cm2, pentru fiecare dintre probe, indiferent de timpul de imersie.

Tabelul 5.2. Valorile parametrilor electrici ai circuitului echivalent prezentat în figura

5.3, obținuți prin ajustarea datelor experimentale, în funcție de timpul de imersie în soluție de

ploaie acidă simulată.

Proba Timpul de imersie 10

4QdL

(S·cm-2

sn)

n

10-3

Rct

(·cm2)

Proba A

(strat depus din pulbere 1355-20

1 oră 0.7 0.81 35.4

1 zi 0.8 0.81 28.1

7 zile 2.2 0.79 7.9

Proba M

(strat depus din pulbere JK – 586)

1 oră 2.4 0.79 4.1

1 zi 2.4 0.78 3.9

7 zile 2.6 0.78 2.8

Din datele prezentate în tabelul 5.2 corelate cu diagramele din figura 5.4, 5.5. Se observă

că rezistența Rct a acoperirilor studiate scade o dată cu timpul de expunere în ploaie acidă

simulată. Cu toate acestea, o dată cu creșterea perioadei de imersie (> 7 zile) s-a observat și o

creștere a intensității procesului de coroziune.

Probele studiate în cadrul acestui experiment au fost supuse de asemenea și testelor de

polarizare liniară în același tip de soluție de ploaie acidă simulată. Curbele de polarizare liniară

au fost trasate în intervalul de potențial de -1,0 … +1,0 VSCE, cu o viteză de baleiere de 1

mV/secundă. Curbele de polarizare liniară prezentate în figura 5.6 au fost reprezentate în

56

coordonatele densitate de curent (j) / potențial

(E), permițând evidențierea parametrilor

potențial de coroziune (Ecor) și curenți de

coroziune (jcor).

Figura 5.6. Curbele de polarizare liniară ale

probelor acoperite A și M, după o perioadă de

imersie de 7 zile în ploaie acidă simulată, la

temperatura camerei, în coordonate semi-

logaritmice.

Valorile medii ale parametrilor Ecor și

jcor obținute prin prelucrarea curbelor de

polarizare liniară ale celor două probe sunt

prezentate în tabelul 5.3.

Tabel 5.3. Paramerii coroziunii (împreună cu valorile deviației standard) determinați pe baza

testelor de polarizare liniară pentru cele două probe considerate, imersate în soluție de ploaie acidă

simulată, la 25 ± 1ºC, pentru 7 zile.

La analiza curbelor de polarizare liniară prezentate în figura 5.6. pot fi observate o serie

de diferențe între acestea. Gradul de deteriorare a materialului este caracterizat reprezentativ de

valorile curenților de coroziune jcor, care în acest caz sunt de ordinul zecilor de µA/cm2 în ambele

cazuri, cea mai mare valoare fiind însă înregistrată pentru stratul depus din pulberea JK 586.

Compoziția chimică a materialelor depuse prin pulverizare termică a determinat

obținerea de valori combinate mai puțin pozitive (nobile) ale potențialelor de coroziune Ecor cu

valori mai ridicate ale curenților de coroziune prin straturile oxidice superficiale. Rezultatele

obținute sugerează că stratul depus pe proba A are un efect mai ridicat de blocare al

conductivității electrolitice decât cel al probei M.

5.3. Analiza suprafețelor corodate cu ajutorul microscopiei electronice

În figurile 5.7 – 5.9 sunt prezentate aspectele microstructurale ale suprafețelor celor trei

probe studiate în cadrul prezentei teze de doctorat, atât în cazul urmelor de uzura rezultate după

testele de frecare liniară cât și în cazul zonelor supuse coroziunii electrochimice.

În figurile 5.7.a, 5.8.a. și 5.9.a se poate observa o ușoară urmă de uzură produsă după

derularea testului de frecare liniară, care este cauzată parțial de îndepărtarea de material, dar și de

o ușoară curgere a acestuia în zona marginală a contactului liniar. Este ușor de remarcat faptul că

suprafața probelor are un aspect uniform, fără defecte de tipul porilor, particulelor topite

incomplet, microfisurilor, zonelor lamelare sau incluziunilor, datorat în principal tratamentului

termic de retopire aplicat după depunere.

În figurile 5.7.b, 5.8.b. și 5.9.b sunt prezentate aspecte ale uzurii dupa acțiunea agentului

coroziv, la diferite puteri de mărire. Se observă faptul că toate cele trei probe au un

Proba Ecor

(mVSCE)

-βc

(mV/dec)

βa

(mV/dec)

jcor

(µA/cm2)

Proba A (strat depus din

pulbere 1355-20)

-629 (17)

165 (14)

201 (12)

23.3 (1.3)

Proba M (strat depus din

pulbere JK – 586) -695 (19) 149 (13) 192 (16) 61.1 (1.8)

57

comportament asemănător le coroziune. Datorită densității crescute a acoperirii, agentul coroziv

nu a afectat substratul metalic, în schimb se observă un strat uniform de compuși intermediari de

tipul ClMO rezultați în urma reacțiilor chimice cu soluția corozivă, mai ales din cauza

elementului Cl- care poate determina deteriorarea acoperirii.

a) b) c)

Figura 5.7. Imagini de electroni secundari ale suprafeței probei A: a) urmă de uzură liniară (1516x), b)

urmă de uzură după coroziune (1200x), c) aspect al suprafeței corodate (5000x)

a) b) c)

Figura 5.8. Imagini de electroni secundari ale suprafeței probei M: a) urmă de uzură liniară (1500x), b)

urmă de uzură după electrocoroziune (600x), c) aspect al suprafeței corodate (5000x)

a) b) c)

Figura 5.9. Imagini de electroni secundari ale suprafeței probei P: a) urmă de uzură liniară (1500x), b)

urmă de uzură după electrocoroziune (600x), c)aspect al suprafeței corodate (5000x).

În figurile 5.7.c,d, 5.8. c,d. și 5.9. c,d sunt prezentate imagini de electroni secundari ale

suprafețelor corodate la puteri de mărire superioare, fiind vizibile straturile subțiri de produși de

coroziune, aglomerați în cateva zone cu profil neregulat, specifici fenomenului de coroziune

ușoară. Existența acestor produși de coroziune a fost evidențiată prin analizele chimice

elementale EDS realizate pe suprafețele corodate, rezultatele fiind prezentate în paralel cu cele

ale analizelor realizate pe suprafețele necorodate în Tabelul 5.4.

58

Tabelul 5.4. Elementele chimice prezente pe suprafetele probelor înainte și după coroziune.

Probe Elemente chimice (wt %)

O Si Mo Cl Ca Cr Fe Ni Cu

A, uzura fara coroziune - 3,13 3,8 23 5,18 60,75 4,14

A, uzura cu coroziune 2,15 3,98 7,5 0,68 0,57 25,13 4,68 52,52 2,79

M, uzura fara coroziune - 3,82 - - - 23,71 4,06 68,41 -

M, uzura cu coroziune 2,05 3,89 0,7 0,28 0,24 24,08 3,49 64,75 0,69

P, uzura fara coroziune - 3,27 - - - 21,3 4,04 71,39 -

P, uzura cu coroziune 1,85 4,27 1,43 0,31 0,38 19,73 4,27 66,76 0,99

Se observă prezența elementelor Cl, ca și O care în combinație cu alte elemente existente

în straturile depuse formeaza produși chimici complecși de coroziune. Prezența acestora

demonstrează că fenomenul de coroziune al stratului depus s-a produs datorită ionilor clorură

transportați către suprafața probei în timpul testelor de polarizare anodică.

5.4. Concluzii

În cazul straturilor depuse prin pulverizare termică, din cauza structurii lenticulare

specifice, coroziunea se poate dezvolta de-a lungul căilor formate de pori, incluziuni,

microfisuri, particule netopite și structuri lamelare. O dată cu dezvoltarea fenomenului de

coroziune, unele părți ale acoperirilor vor fi treptat separate din stratul depus, de acțiunea

mediului coroziv și de existența produșilor de coroziune, astfel încât se va produce în final

exfolierea acestora și înlăturarea lor din structură.

Comportamentul electrochimic al acoperirilor pe bază de Ni a fost evaluat prin aplicarea

testelor de polarizare liniară și EIS în mediu simulat de ploaie acidă, la temperatura camerei (25º

± 1ºC). S-a observat că acoperirea realizată pentru proba A este mai nobilă decât cea pentru

proba M și asigură o protecție suficientă penru substratul de oțel în mediul corosiv. Curbele de

polarizare liniară demonstrează o îmbunătățire a rezistenței la coroziune în cazul acoperirii A

față de acoperirea M. Densitatea curentului de coroziune (jcor) al probei A este de circa două ori

mai mare decât cel înregistrat în cazul probei M. Forma curbelor de impedanță arată că ambele

probe sunt caracterizate de valori inferioare ale rezistenței de transfer. Cu toate acestea, pentru

ambele probe, valorile rezistenței de transfer Rct obținute pe baza spectrelor EIS înregistrează o

scădere direct proporțională cu creșterea timpului de imersie. După 7 zile de expunere la agentul

corosiv, rezultatele EIS indică o ușoară desprindere a ionilor de Ni de pe suprafețele acoperirilor.

Cu toate acestea, conținutul ridicat de Cr al straturilor depuse asigură o bună protecție a

substratului pe durata timpului de expunere la agentul corosiv de tipul ploaie acidă simulată.

Datorită compactității straturilor depuse în cazul celor trei probe analizate nu s-au format

zone diferențiate (de tipul porilor, incluziunilor, microfisurilor etc) care să acționeze ca centri de

inițiere a coroziunii profunde. Astfel, agentul coroziv nu a pătruns în interiorul stratului depus și

nu se observă aspecte ale coroziunii avansate de tipul exfolierii sau peeling-ului laminar care ar

putea determina distrugerea completa a acoperirii.

Compactitatea bună a stratului depus a fost obținuta în urma tratamentului termic de auto-

fluxare, prin retopirea particulelor depuse, fiind create astfel premisele unui strat compact, cu un

procent scazut de pori, microfisuri, particule netopite, lamele oxidate superificial. Acest lucru

este demonstrat de aspectul suprafeței în zona de uzura liniară cu frecare uscată, unde nu se

observa modificări ale structurii, de tipul apariției unui profil specific urmei de uzură.

59

Capitolul VI. Concluzii și contribuții personale

6.1. Concluzii

Uzura abrazivă determină căderea prematură a multor componente ale utilajelor de

extracție din industria minieră, ceea ce duce la creșteri considerabile ale costurilor de exploatare.

Natura abrazivă a majorității rocilor excavate produce o uzură semnificativă în utilajele

care procesează sau transportă materialul brut excavat. În aceste circumstanțe, diferite procese de

uzură sunt luate în calcul, în funcție de natura materialului abraziv, de tipul încărcăturii și de

condițiile de lucru.

Unul dintre cele mai expuse elemente la uzură abrazivă este dintele de excavator.

Materialele utilizate uzual pentru realizarea acestuia sunt aliajele dure – oțelurile, care însă nu au

întotdeauna suficiente proprietăți de rezistență la uzură abrazivă, fiind necesare tehnici de

îmbunătățire a proprietăților superficiale ale acestora.

Remedierea dintilor uzati prin sudura are mai multe inconveniente, dintre care pot fi

enumerate urmatoarele: modificari structurale in zona in care a fost depusa sudura ce fac dificila

remanierea prin sudura si refacarea caroiajului de durificare și spargerea/smulgerea caroiajului

de durificare depus prin sudura ce duce la expunerea la uzura a materialului dintelui si implicit la

scoaterea prematura din functiune a acestuia.

Apare astfel necesitatea abordării unor soluții de durificare superficială care să:

- asigure rezistența la uzură abrazivă intensă de tipul celei produse în cazul excavării solurilor de

diverse tipuri;

- permită reutilizarea prin remediere a elementelor tăietoare de la excavatoare;

- fie o tehnologie ieftină, modernă, ușor de operat, flexibilă din punctul de vedere al deplasării pe

teren, în zonele de lucru, fără o dizlocare majoră de resurse umane.

Din studiile referitoare la tipurile de acoperiri utilizate pentru obținerea de straturi

rezistente la uzură disponibile în literatura de specialitate, au reieșit o serie de elemente utilizate

ca date de intrare pentru îndeplinirea etapelor propuse în cadrul prezentului studiu:

- materialele comerciale utilizate pentru realizarea straturilor rezistente la uzură pot fi de mai

multe tipuri: aliaje metalice, compozite metalice, aliaje intermetalice, cermeturi sau materiale

ceramice;

- cu mici excepții, toate materialele mai sus menționate pot fi depuse pe diverse substraturi prin

procedeele Flame Spray sau Atmospheric Plasma Spray, cel mai rentabil din punct de vedere

economic fiind însă procedeul Flame Spray;

- unul dintre aliajele cele mai frecvent utilizat pentru realizarea acoperirilor rezistente la uzură

abrazivă, la oxidare și la coroziune, în condițiile unor costuri reduse de producție, este aliajul

intermetalic pe bază de Ni;

- aplicarea tratamentelor termice de retopire prin diverse metode a straturilor depuse, duce la o

îmbunătățire a caracteristicilor acestora prin implicarea substratului utilizat, în cadrul

fenomenului metalurgic de fuzionare;

- prezența unor elemente chimice de aliere poate determina reducerea fenomenelor de distrugere

a acoperirilor supuse la uzură abrazivă cu condiția asigurării unei proporții optime de faze care să

poată susține mecanic adecvat stratul supus procesului de uzură.

60

Au fost stabiliți atât parametrii optimi ai procedeului de depunere termică (Flame Spray)

a celor trei tipuri de straturi pe substratul de oțel slab aliat, cât și parametrii tratamentului de

retopire aplicat acestora în scopul producerii fenomenului de fuzionare la interfața acoperire –

substrat și de creștere a compactității acoperirii obținute.

Prin analiza XRD au fost identificate următoarele faze și constituenți:

- în pulberea 1060-00: Ni, CrB, Cr7C3, Fe2O3, Ni31Si12, respectiv în acoperirea P:

Cr7C3, Ni31Si12, NiCrO4, Fe2O3, Ni3B, CrB, Ni. S-a observat o creștere vizibilă a procentului

de Cr7C3 în stratul depus ce îi conferă duritatea necesară pentru a rezista la uzura abrazivă,

apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni și a fazei NiCrO2.

- în pulberea 1355-20: Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, CuO, Mo, Cr7C3, respectiv în

acoperirea A: Cr7C3, Ni, Ni31Si12, Ni3B, CrB, Mo, Fe2O3, Fe3O4, Cu2O. S-a observat că faza

prezentă în procentul cel mai ridicat în stratul depus este Cr7C3 ce îi conferă duritatea necesară

pentru a rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni

și prezența nedorită a oxizilor de Fe.

- în pulberea JK 586: Cr7C3, Ni, CrB, Fe2O3, Ni31Si12, respectiv în acoperirea M:

Cr7C3, Ni31Si12, Ni, Ni3B, CrB, Fe2O3, Fe3O4, NiCr2O4. S-a observat o menținere la o

valoare ridicată a procentului de Cr7C3 în stratul depus ce îi conferă duritatea necesară pentru a

rezista la uzura abrazivă, apariția fazei Ni3B în matricea formată din soluția solidă de Ni,

dublarea valorii procentuale a fazei Ni31Si12, apariția fazei NiCr2O4 al cărei rol nu a fost încă

descoperit și prezența nedorită a Fe2O3 și Fe3O4 într-o proporție relativ mică față de cea

prezentă în pulberea inițial utilizată.

Prin analiza efectuată prin microscopie electronică pe probe pregătite metalografic,

completată de analiza chimică elementală semi-cantitativă tip EDS realizată pe unele zone

selectate pe baza aspectului diferit (culoarea și profunzimea atacului metalografic) și corelate cu

rezultatele obținute în urma analizelor XRD, au putut fi identificate elementele componente ale

microstructurilor acoperirilor obținute, după cum urmează:

- acoperirea P obținută din pulberea 1060-00 este compusă din: matrice eutectică formată

din soluție solidă de Ni; cristale grosolane (Ni31Si12, NiCrO4, Fe2O3); cristale columnare de tip

M7C3, unde M = Cr (Cr7C3); cristale columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr (Ni3B, CrB).

- acoperirea A obținută din pulberea 1355-20 este compusă din: matrice eutectică formată

din soluție solidă de Ni; cristale grosolane (Ni31Si12); cristale columnare de tip M7C3, unde M

= Cr, Mo, Cu (Cr7C3), elementele Mo și Cu fiind prezente în proporții foarte mici; cristale

columnare de tip M3B2, unde M = Ni, Cr, Mo, Cu (Ni3B, CrB).

- acoperirea M obținută din pulberea JK 586 este compusă din: matrice eutectică de Ni

(soluție solidă cu structură cubică cu precipitate sferoidale fine LI2); cristale grosolane de

Ni31Si12; cristale columnare de tip M7C3, unde M = Cr (Cr7C3); cristale columnare de tip

M3B2, unde M = Ni, Cr (Ni3B, CrB).

Prin efectuarea măsurătorilor de microduritate s-a observat că toate cele trei acoperiri

sunt caracterizate de valori net superioare ale microdurității față de cea a substratului de oțel, cea

mai mare fiind cea a acoperirii P. În urma evaluării modulelor de elasticitate prin indentare a fost

observat faptul că fiecare dintre cele trei acoperiri sunt caracterizate de valori mai mici ale

acestui parametru față de valoarea substratului de oțel.

În urma derulării testelor de rezistență la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în

cazul cuplelor de clasa a-IIa, s-a constatat faptul că cea mai mare pierdere de material se

61

înregistrează în cazul probei M, iar cea mai mică pierdere de material în cazul probei A

(susținută valoric și de masa mare de material pierdută de pe rola de oțel). A fost înregistrată o

creștere a valorii momentului de frecare înregistrat, o dată cu timpul de testare, variațiile fiind

din ce în ce mai mari după circa 40 minute de testare.

În urma derulării testelor de rezistență la uzura cu frecare uscata a straturilor depuse, în

cazul cuplelor de clasa a-IIIa au fost observat următoarele aspecte: coeficientul de frecare nu

depinde de turaţie, ci doar de încărcare şi de natura materialelor aflate în contact; pentru toate

probele momentul de frecare uscată creşte odată cu sarcina; se obţine un coeficient de frecare

global cuprins între 0.3 şi 0.4, tipic pentru frecarea uscată, cu evidenţierea unui coeficient mai

scăzut pentru proba A.

În ceea ce privește volumul de material pierdut prin frecare, se observă că pierderea

procentuală masică cea mai mare s-a produs în cazul probei P (acoperită cu pulberea 1060-00) în

cazul testului cu încărcare de 10 kg – 0,121%, respectiv în cazul probei M (acoperită cu pulberea

JK 586) în cazul testului cu încărcare de 6 kg – 0,0802%. O valoare medie a pierderilor a fost

înregistrată în cazul probei A (acoperită cu pulberea 1355-20), care a pierdut 0,1077% la testul

cu încărcare de 10 kg, respectiv 0,0778% la testul cu încărcare de 6 kg.





de frecare.

În urma derulării testelor de uzură prin frecare liniară cu alunecare s-a constatat un

comportament aproximativ liniar, cu o creștere graduală a coeficientului de frecare, valoarea cea

mai mare a acestuia (împreună cu variația ”în dinți de fierăstrau”) fiind înregistratăîn cazul

probei A. Suprafețele de uzură rezultate au fost analizate prin microscopie electronică atât

longitudinal cât și în secțiune, fiind observat că toate prezintă o bună rezistență la uzură datorată

microstructurii compusă din carburi rezistente la acțiunea agresivă a particulelor abrazive și

matricea metalică eutectică pe bază de Ni care le susține și reacționează la factorii agresivi

printr-o deformare plastică ușoară însoțită de o mică pierdere de material.

La evaluarea adeziunii și coeziunii acoperirilor la substrat prin metoda ”scratch” a fost

observată aceeași tendință generală de creștere a ratei de uzură o dată cu creșterea încărcării, dar

mai ales faptul că nu s-a produs nici o distrugere completă a stratului depus prin pulverizare

termică. Mecanismul principal de distrugere al acoperirilor în cazul testului pe secțiunea

transversală a fost cel de fisurare, caracterizat de apariția de fisuri prezente pe urma de scratch cu

direcție normală cu aceasta, fisuri propagate din interior către exteriorul conului și fisuri foarte

fine observate la interfața substrat de oțel – strat depus.

S-a observat că aria conului de rupere al probei P a fost mai mare decât cea înregistrată în

cazul celorlalte acoperiri, iar cea mai mică distrugere a acoperirii a fost înregistrată în cazul

probei A, ceea ce înseamnă că această acoperire este caracterizată de o bună rezistență la rupere

și coeziune în strat.

Comportamentul electrochimic al acoperirilor pe bază de Ni a fost evaluat prin aplicarea

testelor de polarizare liniară și EIS în mediu simulat de ploaie acidă, la temperatura camerei (25º

62

± 1ºC). S-a observat că acoperirea realizată pentru proba A este mai nobilă decât cea pentru

proba M și asigură o protecție suficientă penru substratul de oțel în mediul corosiv. Curbele de

polarizare liniară demonstrează o îmbunătățire a rezistenței la coroziune în cazul acoperirii A

față de acoperirea M. Densitatea curentului de coroziune (jcor) al probei A este de circa două ori

mai mare decât cel înregistrat în cazul probei M. Forma curbelor de impedanță arată că ambele

probe sunt caracterizate de valori inferioare ale rezistenței de transfer. Cu toate acestea, pentru

ambele probe, valorile rezistenței de transfer Rct obținute pe baza spectrelor EIS înregistrează o

scădere direct proporțională cu creșterea timpului de imersie. După 7 zile de expunere la agentul

corosiv, rezultatele EIS indică o ușoară desprindere a ionilor de Ni de pe suprafețele acoperirilor.

Cu toate acestea, conținutul ridicat de Cr al straturilor depuse asigură o bună protecție a

substratului pe durata timpului de expunere la agentul corosiv de tipul ploaie acidă simulată.

Datorită compactității straturilor depuse în cazul celor trei probe analizate nu s-au format

zone diferențiate (de tipul porilor, incluziunilor, microfisurilor etc) care să acționeze ca centri de

inițiere a coroziunii profunde. Astfel, agentul coroziv nu a pătruns în interiorul stratului depus și

nu se observă aspecte ale coroziunii avansate de tipul exfolierii sau peeling-ului laminar care ar

putea determina distrugerea completa a acoperirii.

Compactitatea bună a stratului depus a fost obținuta în urma tratamentului termic de auto-

fluxare, prin retopirea particulelor depuse, fiind create astfel premisele unui strat compact, cu un

procent scazut de pori, microfisuri, particule netopite, lamele oxidate superificial. Acest lucru

este demonstrat de aspectul suprafeței în zona de uzura liniară cu frecare uscată, unde nu se

observa modificări ale structurii, de tipul apariției unui profil specific urmei de uzură.

6.2. Contribuții personale

În cadrul cercetărilor desfășurate pentru îndeplinirea obiectivelor stabilite am realizat

următoarele:

- s-a ales o metodă optimă de depunere termică a unor straturi rezistente la uzură abrazivă

intensă, specifică dinților de excavator cu rotor de mare capacitate;

- s-a ales tipul de acoperire, respectiv tipul de pulbere optim pentru solicitările specifice

excavării solurilor;

- s-a ales tipul de material optim pentru substratul de testare;

- s-au realizat acoperirile proiectate pe un substrat din material folosit uzual pentru producerea

dinților de excavator durificați superficial;

- s-a realizat caracterizarea microstructurală a pulberilor utilizate și a acoperirilor obținute pe

baza analizelor XRD și de microscopie electronică;

- s-a conceput, planificat și realizat un set de teste mecanice pentru evaluarea proprietăților

tribologice ale straturilor depuse: teste de frecare și uzare cu mișcare de alunecare pentru cuple

de clasa a-IIa respectiv pentru cuple de clasa a-IIIa și teste de uzură prin frecare liniară cu

alunecare;

- s-a conceput, planificat și realizat un set de teste pentru evaluarea adeziunii și coeziunii

acoperirilor la substrat prin metoda ”scratch”;

- s-a evaluat rezistența la coroziune a acoperirilor depuse prin electrocoroziune;

- s-au analizat rezultatele obținute prin prisma utilizării acoperirilor proiectate și realizate pentru

îmbunătățirea proprietăţilor fizico-mecanice ale elementelor tăietoare de la excavatoarele cu

rotor de mare capacitate prin depuneri metalice.

63

LISTA DE LUCRĂRI

1. C Paulin, C Axinte, Al Bârcă, P Avram, and C Munteanu, 2012, Bending behavior

investigation of WC-Co-Cr coatings applied in excavator buckets teeth, Proceedings of

International Conference ACME 2012 1-33, ISSN 2285-2301, Buletinul Institutului Politehnic

din Iaşi Publicat de Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi“ din Iaşi, Tomul LVII (LXI), Fasc.

2, 2012, Secţia Construcţii de Maşini

2. P Avram, C Axinte, Al Bârcâ, C Paulin, and C Munteanu, 2012, Thermal deposition coatings

corrosion resistance on aggressive solution, Proceedings of International Conference ACME

2012 1- 28, ISSN 2285-2301, Buletinul Institutului Politehnic din Iaşi Publicat de Universitatea

Tehnică „Gheorghe Asachi“ din Iaşi, Tomul LVII (LXI), Fasc. 2, 2012, Secţia Construcţii de

Maşini

3. Al Bârcă, C Axinte, P Avram, C Paulin, and C Munteanu, 2012, Thermal deposition coatings

analysis used in automotive applications, Proceedings of International Conference ACME 2012,

1-30ISSN 2285-2301, Buletinul Institutului Politehnic din Iaşi Publicat de Universitatea Tehnică

„Gheorghe Asachi“ din Iaşi, Tomul LVII (LXI), Fasc. 2, 2012, Secţia Construcţii de Maşini

4. Munteanu, C., Pintilei, G.L., Paulin, C., Barbînţa, C.I. , Structural studies of the plasma-

sprayed layers deposited on the steam turbine blades, 11th IMEKO TC15 Youth Symposium on

Experimental Solid Mechanics 2012, Pages 291-296, Brasov; Romania.

5. Băsescu Gică, Narcis; Crîşmaru, Ionuţ Vasile; Papatoiu Biniuc, Carmen; Constantin, Paulin;

Lozneanu, Marian Vasile; Munteanu, Corneliu, Structural, morphological and adherence

assessment of a 40Cr130 coating deposited in electric arc, Scientific Research & Education in

the Air Force - AFASES . 2013, Vol. 2, p489-494. 6p.

6. Băsescu Gică Narcis, Crîșmaru Ionuț Vasile, Marian Vasile Lozneanu, Bărbînţă Andreea

Carmen, Paulin Constantin, Munteanu Corneliu, The wear resistance of different coatings used

for camshaft improvements in ehd lubrication conditions, Tehnomus 2013.

7. Petru Avram, Bogdan Istrate , Marius Stelian Imbrea, Marian Vasile Lozneanu, Constantin

Paulin & Corneliu Munteanu, 2013, Friction Studies Over Idlers sprayed with Al2O3 powder

Using Athmosferic Plasma Spraying Method, Advanced Materials Research, Volume 1036, Pages

218-222, 10.4028/www.scientific.net/AMR.1036.218

8. Crîșmaru Ionuț Vasile, Pintilei Geanina Laura, Marian Vasile Lozneanu, Paulin Constantin,

Papatoiu Biniuc Carmen, Munteanu Corneliu, The adherence of a ZrO2/20%Y2O3 ceramic

coating on a Ni base super alloy for turbine blades application, Tehnomus 2013

64

9. Petru Avram, Bogdan Istrate , Marius Stelian Imbrea, Marian Vasile Lozneanu, Constantin

Paulin, Sorin Iacob Strugaru Claudiu & Corneliu Munteanu, 2014, Contact Wear Studies Over

Idlers Sprayed With NiAlSi Powder Using Athmosferic Plasma Spraying Method, Advanced

Materials Research, Volume 1036, Pages 184-188, 10.4028/www.scientific.net/AMR.1036.184

10. Bǎsescu, G.N. , Crîşmaru, I.V., Strugaru Claudiu, S.I., Paulin, C., Bârcǎ, E.S., Munteanu,

C. , The stress distribution of a layered contact cam mechanism using finite element , Advanced

Materials Research, Volume 837, 2014, Pages 316-321, 2013 ModTech International Conference

on Modern Technologies in Industrial Engineering; Sinaia; Romania.

11. Pintilei, G.L. , Sorin Claudiu, I.S., Papatoiu, C.B., Paulin, C., Bârcǎ, A., Munteanu, C. ,

Dilatometry and DTA analyses of a sample made of Ni base super alloy with a ZrO2/20%Y2O3

ceramic layer, Advanced Materials Research, Volume 837, 2014, Pages 705-710, 2013

ModTech International Conference on Modern Technologies in Industrial Engineering; Sinaia;

Romania.

12. PAULIN, Constantin; CHICET, Daniela; ISTRATE, Bogdan; AVRAM, Petru;

MUNTEANU, Corneliu, A Study on Wear Behaviour of NiCrBSi Flame Sprayed Coatings,

Advanced Materials Research . 2015, Vol. 1128, p332-337. 6p.

13. Panţuru, M., Chicet, D. , Paulin, C., Alexandru, A., Munteanu, C., Wear aspects of internal

combustion engine valves, IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, Volume

147, Issue 1, Article number 012036, 7th International Conference on Advanced Concepts in

Mechanical Engineering, ACME 2016; Iasi; Romania.

14. Paulin, C., Chicet, D.L. , Istrate, B., Panţuru, M., Munteanu, C., Corrosion behavior

aspects of Ni-base self-fluxing coatings, IOP Conference Series: Materials Science and

Engineering, Volume 147, Issue 1, Article number 012034, 7th International Conference on

Advanced Concepts in Mechanical Engineering, ACME 2016; Iasi; Romania.

15. M. Panțuru, D. Chicet, C. Paulin, Ș. Lupescu, C. Munteanu, Microstructural aspects of

TBC`s deposited on internal combustion engine valve materials, BRAMAT 2017, Brașov,

România.

16. Daniel MARECI, Constantin PAULIN, Daniela Lucia CHICET, Corneliu MUNTEANU,

Afrodita MĂRCULESCU, Lucia Carmen TRINCĂ, Electrochemical and wear behavior of self-

fluxing ni-base coated steel alloys in simulated urban acid rain, trimisă spre publicare în Revue

Roumaine de Chimie, august 2016.

https://www-scopus-com.am.e-nformation.ro/authid/detail.uri?authorId=57191411139&eid=2-s2.0-84989955104






https://www-scopus-com.am.e-nformation.ro/sourceid/19700200831?origin=recordpage

65

BIBLIOGRAFIE

[1] ,,STRATEGIA INDUSTRIEI MINIERE, pentru perioada 2012-2035” – sursa:

http://www.minind.ro.

[5] Dumitru Fodor, Ionuţ Predoiu, Dezvoltarea Exploatării Zăcămintelor De Lignit Din Oltenia

Prin Inovare Şi Modernizarea Tehnologiilor De Lucru, Lucrările celei de-a X-a ediţii a Conferinţei

anuale a ASTR, 2015, 94-101

[12]. V. A. Polovinko, A. I. Fedulov, Geometry Of The Working Part Of An Excavator Tooth,

Mining Mechanization And Automation, pp 115-121, Translated from FizikoTekhnicheskie

Problemy Razrabotki Poleznykh Iskopaemykh, No. 2, pp. 16-23, March-April, 1993.

[13] Gábor Ladányi, István Sümegi, Bucket And Cutting Tooth Developments For The Bucket

Wheel Excavators Of Mátra Power Station LLC, Annals of the University of Petroşani,

Mechanical Engineering, 12 (2010), 151-162.

[16] Marian Ion, Kovacs losif, Nan Marin-Silviu, „Manualul inginerului de mine.”, Volumul V,

secţiunea Transport minier, Editura Tehnică, Bucureşti, 1989. ISBN 973-31-0082-X, 314p

[17] Kovacs losif, lliaş Nicolae, Nan Marin-Silviu, „Regimul de lucru al combinelor miniere”,

Editura Universitas, Petroşani, 2000, ISBN 973-8035-55-4, 400p

[18] Nan Marin-Silviu, Tiberiu Iacob Ridzi, Dandea Liviu Dan, “Teoria sistemelor de transport”,

Editura Universitas 2012, ISBN 978-973-741-294-2. 314p

[25] Florea Carmen, Nan Marin, Stănilă Sorina, Problematica Modelarii Structurale Si Materialele

Pentru Fiabilizarea Dintilor De Excavator, Analele Universităţii “Constantin Brâncuşi” din Târgu

Jiu, Seria Inginerie, Nr. 2/2011, pp.235-240.

[26] I.R. Sare, J.I. Mardel, A.J. Hill, “Wear-resistant metallic and elastomeric materials in the

mining and mineral processing industries – an overview”, Wear, 2001, Vol 250, pp1-10

[27] E. Olejnik, S. Sobula, T. Tokarski, G. Sikora, Composite Zones Obtained By In Situ

Synthesis In Steel Castings, Archives Of Metallurgy And Materials, Volume 58 2013 Issue 3,

DOI: 10.2478/amm-2013-0069, 769-773

[28]. Nan Marin Silviu, Kovacs Iosif, Mihăilescu Sorin, Andraş Andrei, Laboratory Research

About The Forces For The Sterile Rocks Cutting Performed At Rosiuţa Open Pit, Scientific

Bulletin Series C, Fascicle Mechanics, Tribology, Machine Manufacturing Technology, Volume:

XIX, Part: 1, 2005.

[34]. M . G. Moiseenko, P.V. Ostapenko, The Cutting Resistance Of Hard Rocks During Working

By A Rotor Excavator, UDC 622.271.4, Translated from Fiziko-Tekhnicheskie Problemy

Razrabotki Poleznykh Iskopaemykh, No. 4, pp. 92-96, July-August, 1974, Original article

submitted January 2, 1973.

[35]. Srđan Bošnjak, Nenad Zrnić, Zoran Petković, Bucket Wheel Excavators And Trenchers –

Computer Added Calculation Of Loads Caused By Resistance To Excavation, Machine Design,

Communications at the 48th annivesary of the Faculty of Techn Sciences, Novi Sad, Serbia, 2008.

[37]. Carmen Florea, Marin S. Nan, Monica Leba, The Wear of Composite Metallic Materials

Analysis for Productivity Costs Improvement, Proceedings of the International Conference on

Applied Computer Science, Malta, 2010, http://www.wseas.us/e-library/conferences/2010

/Malta/ACS/ACS-100.pdf, pp.619-622, 2010.

[41]. Marko Popovic, Development Of Modular Cutting Teeth For Bucket Chain Excavator ERS

1000/20, Special Issue vol. XVIII no. 3 METALURGIA INTERNATIONAL, 206-210, 2013.

[50] K.M.Masloosh, Abrasive wear with particular reference to digger teeth, PhD thesis,

Department of Materials Technology, Brunei University, 1987.

[51]. P.J.Mutton, Abrasion Resistant Materials for the Australian Minerals Industry, vol.1,

Australian Minerals Industries Research Association Limited, Melbourne, Australia, 1988.

[63]. M. Jovanovic, V. Lazic, M. Mutavdic, D. Adamovic, Selection of optimal technology for

reparatory hard facing of bucket teeth, Welding and welded structures, 50 (2005) 1, 11–20

[67]. M.F. Buchely, J.C. Gutierrez, L.M. Leon, A. Toro, The effect of microstructure on abrasive

http://www.minind.ro/

http://www.wseas.us/e-library/conferences/2010%20/Malta/ACS/ACS-100.pdf

http://www.wseas.us/e-library/conferences/2010%20/Malta/ACS/ACS-100.pdf

66

wear of hardfacing alloys, Wear 259, 52–61, 2005.

[71] Davis J. R. (Ed), Handbook of thermal spray technology, ASM International, Materials Park,

OH, USA, 2004.

[72].L. Pawlowski, The Science and Engineering of Thermal Spray Coatings, Wiley, Chichester,

2008

[103] S. Houdkova, F.Zahalka, M. Kasparova, L -M. Berger, Comparative Study of Thermally

Sprayed Coatings Under Different Types of Wear Conditions for Hard Chromium Replacement,

Tribol Lett (2011) 43:139–154

[105] E. Fernandez, M. Cadenas, R. Gonzalez, C. Navas, R. Fernandez, J. de Damborenea, Wear

behaviour of laser clad NiCrBSi coating, Wear 259 (2005) 870–875.

[106] P. Niranatlumpong, H. Koiprasert, The effect of Mo content in plasma-sprayed Mo-NiCrBSi

coating on the tribological behavior, Surface & Coatings Technology 205 (2010) 483–489

[115] R. Gonzalez, M. Cadenas, R. Fernandez, J.L. Cortizo, E. Rodrıguez, Wear behaviour of

flame sprayed NiCrBSi coating remelted by flame or by laser, Wear 262 (2007) 301–307

[116] C. Navas, R. Colac¸o, J. de Damborenea, R. Vilar, Abrasive wear behaviour of laser clad

and flame sprayed-melted NiCrBSi coatings. Surf. Coat. Technol. 200, 6854 (2006)

[125] S. Harsha, D.K. Dwivedi, A. Agrawal, Investigation on the abrasive wear behavior of flame

sprayed Ni–Cr–Co–Si alloy deposited on mild steel substrate. ISIJ Int. 46, 1473 (2006)

[126] H. Kim, S. Hwang, C. Lee, P. Juvanon, Assesment of wear performance of flame sprayed

and fused Ni-based coatings, Surf. Coat. Technol. 172 (2003) 262–269.

[127] J. Fincke, W. Swank, R. Bewley, D. Haggard, M. Gevelber, D.Wroblewski, Surf. Coat.

Technol. 146–147 (2001) 537

[128] P. Gougeon, M. Lamontagne, V. Lacasse, G. Gaudreuil, P. Cielo, in: C. Berndt, S. Sampath

(Eds.), Thermal Spray Industrial Applications, ASM International, Materials Park, OH, USA,

1994, p. 431.

[129] K. Dobler, H. Kreye, R. Schwetzke, J. Therm. Spray Technol. vol. 9, (3), ASM

International, 2000, p. 407

[130] M. Laribi, N. Mesrati, A.B. Vannes, D. Treheux, Adhesion and residual stresses

determination of thermally sprayed molybdenum on steel, Surf. Coat. Technol. 166 (2003) 206.

[131] B. Hwang, S. Lee, J. Ahn, Correlation of microstructure and wear resistance of molybdenum

blend coatings fabricated by atmospheric plasma spraying, Mat. Sci. Eng. A. 366 (2004) 152.

[134] S. Usmani, S. Sampath, Time-dependent friction response of plasma-sprayed molybdenum,

Wear 225–229 (1999) 1131.

[140] N. Spiridonov, T. Opekunova, and A. Pankov: Phys. Chem. Mater. Treatment, 1989, vol.

23, pp. 325-30

[141] F. Otsubo, H. Era, and K. Kishitake, Interface Reaction between Nickel-Base SelfFluxing

Alloy Coating and Steel Substrate, Journal of Thermal Spray Technology Volume 9(2) June 2000,

pp. 259 – 263

[142] T.B. Massalski: Binary Alloy Phase Diagrams, ASM INTERNATIONAL, Metals Park,

OH, 1986, vol. 1, pp. 370.

[143] CETR UMT Multi-Specimen Test System Hardware Installation & Applications Manual,

Center For Tribology 1715 Dell Ave, Campbell CA 95008, USA.

[154] Flores J F, Neville A, Kapur N and Gnanavelu A 2012 Corrosion and Erosion-Corrosion

Processes of Metal-Matrix Composites in Slurry Conditions JMEPEG 21 pp 395–405

[157] Alexandru I et al., Alegerea și utilizarea materialelor metalice, Ed.Didactică și Pedagogică,

București, 1997

[158] T.E. Graedel, Corros. Sci., 1987, 7, 685-94.

[159] D. Mareci, I. Rusu, R. Chelariu , G. Bolat , C. Munteanu, D. Sutiman , R.M. Souto, Eur. J.

Sci. Theol., 2013,9(6),189-99.

[160] M. Stern, A. Geary, Electrochemical polarization. I. A theoretical analysis of the shape of

polarization curves, J. Electrochem. Soc., 1957, 104: 56-63.

STUDIUL POSIBILITĂȚILOR DE CREȘTERE ALE … Teza.pdf · Procesul tehnologic de tăiere –...

Documents

Transcript of STUDIUL POSIBILITĂȚILOR DE CREȘTERE ALE … Teza.pdf · Procesul tehnologic de tăiere –...