BADANIA TARCIA I MECHANIZMÓW ZUŻYCIA STOPU TYTANU Ti6Al4V W SKOJARZENIU Z WĘGLIKIEM SPIEKANYM Z POWŁOKĄ PVD-TiAlN NA TRIBOMETRZE PIN-ON-DISC

Transkrypt

1 T R I B O L O G I A 87 Piotr NIESŁONY *, Joanna MAŁECKA *, Maria HEPNER *, Marta BOGDAN-CHUDY * BADANIA TARCIA I MECHANIZMÓW ZUŻYCIA STOPU TYTANU Ti6Al4V W SKOJARZENIU Z WĘGLIKIEM SPIEKANYM Z POWŁOKĄ PVD-TiAlN NA TRIBOMETRZE PIN-ON-DISC INVESTIGATION OF FRICTION AND WEAR MECHANISMS OF PVD-TiAlN COATED CARBIDE AGAINST Ti6Al4V TITANIUM ALLOY USING A PIN-ON-DISC TRIBOMETER Słowa kluczowe: współczynnik tarcia, zużycie, stop tytanu, pokrywany węglik spiekany Key words: friction coefficient, wear, titanium alloy, coated sintered carbide Streszczenie W artykule przedstawiono wyniki badań tribologicznych stopu tytanu Ti6Al4V w skojarzeniu z węglikiem spiekanym z powłoką PVD-TiAlN w warunkach tarcia suchego. Badania doświadczalne przeprowadzono na tribometrze pin-on- * Katedra Technologii Maszyn i Automatyzacji Produkcji, Wydział Mechaniczny, Politechnika Opolska, ul. S. Mikołajczyka 5, Opole, Polska.

2 88 T R I B O L O G I A disc, który umożliwia ciągłą rejestrację współczynnika tarcia oraz zużycia. Celem identyfikacji występujących mechanizmów zużycia zastosowano mikroskopię elektronową skaningową (SEM) wraz z analizą EDS. WPROWADZENIE Tytan jest jednym z podstawowych metali wykorzystywanych do produkcji wysokowytrzymałych stopów stosowanych w przemyśle lotniczym. Stopy tytanu stosowane są do produkcji kadłubów i elementów silników, przede wszystkim ze względu na wysoką wytrzymałość zmęczeniową, odporność na kruche pękanie, dużą wytrzymałość na rozciąganie, dobrą odporność na pełzanie oraz dobrą odporność na korozję w środowiskach gorących gazów o temperaturze powyżej 800 C [L. 1, 2]. Najszersze zastosowanie znajduje stop Ti6Al4V, o strukturze dwufazowej α+β, który stanowi około 50% całkowitej produkcji tytanu [L. 3]. Jednakże stopy tytanu, podobnie jak wszystkie nadstopy żaroodporne (Heat resistant super alloys HRSA) sklasyfikowane w grupie S-ISO materiałów konstrukcyjnych, są uważane za trudno lub nawet bardzo trudnoskrawalne [L. 1 2, 4 5]. Problemy te wynikają z własności mechanicznych tych materiałów. Mała przewodność cieplna stopów tytanu (15 W/m 2 K) przyczynia się do koncentracji ciepła w strefie skrawania, co powoduje znaczne podwyższenie temperatury na krawędzi skrawającej i powierzchniach kontaktu ostrza z materiałem obrabianym (głównie powierzchni natarcia i przyłożenia). Temperatura na tych powierzchniach może dochodzić do ok C [L. 6], czego konsekwencją jest intensywne zużywanie się ostrza narzędzia. Ponadto wysoka temperatura wytwarzana podczas oddziaływania narzędzia na materiał obrabiany wywołuje zjawisko umocnienia materiału, które może wpływać na niedokładność geometryczną obrabianej części [L. 7]. Z tego też powodu do obróbki stopów tytanu, głównie przy obróbce wykańczającej, zalecane są narzędzia skrawające z węglików spiekanych z powłokami TiAlN nanoszonymi metodą PVD. Powłoka tego typu wpływa na zwiększenie trwałości ostrza, głównie poprzez ograniczenie intensywności wnikania ciepła do materiału narzędzia. Również jej zastosowanie może przyczyniać się do zmniejszenia tarcia, a tym samym ograniczenia lub zminimalizowania tribologicznych efektów wynikających z obróbki skrawaniem stopów tytanu. Z tego powodu w pracy podjęto badania tribologiczne dla pary: stop Ti6Al4V węglik spiekany z powłoką PVD-TiAlN. METODYKA BADAŃ Stanowisko badawcze Badania doświadczalne przeprowadzono na tribometrze typu pin-on-disc (Rys. 1), który umożliwia współpracę pary tribologicznej w układzie próbka

3 T R I B O L O G I A 89 przeciwpróbka [L. 8]. Konstrukcja stanowiska badawczego pozwala na płynną regulację i stabilizację wartości siły normalnej F N oraz prędkości tarcia v s (w zakresie wielkości wejściowych). Podczas testów mierzy się zużycie liniowe pary tribologicznej, rejestruje warunki cieplne przeciwpróbki oraz wyznacza się wartości współczynnika tarcia. Działanie tribometru i akwizycja danych są nadzorowane przez program komputerowy QBTRI7TP.BAS. Rys. 1. Schemat stanowiska badawczego tribometru typu pin-on-disc Fig. 1. Scheme of pin-on-disc tribometer Pomiar zużycia pary tribologicznej odbywał się za pomocą indukcyjnego czujnika przemieszczenia umocowanego w uchwycie i dotykającego trzpieniem pomiarowym tarczy wrzeciona. Skojarzenie ze sobą ustalonych par tribologicznych polegało na zestawieniu względem siebie wykonanej sferycznie ścieżki pomiarowej oraz odpowiednio usytuowanej w stosunku do próbki (tarczy) powierzchni przyłożenia płytki skrawającej.

4 90 T R I B O L O G I A Materiał do badań i przebieg badań Badania prowadzono w układzie stanowiącym klasyczną parę tribologiczną: próbka (płytka skrawająca) przeciwpróbka (tarcza). Materiał przeciwpróbki stanowił stop tytanu Ti6Al4V, którego skład chemiczny przedstawiono w Tabeli 1. Granica wytrzymałości na rozciąganie wynosi Rm = 924 MPa, zaś średnia twardość jest równa 33 HRC. Przeciwpróbkę wykonano w postaci tarczy o średnicy 60 mm z trzema ścieżkami tarcia, wykonanymi w taki sposób, aby otrzymać charakterystyczny profil ścieżki z powierzchnią kontaktu w kształcie promienia o wymiarze r = 1,75 mm. Pozwoliło to w początkowym etapie tarcia uzyskać bardzo wysoki nacisk jednostkowy porównywalny z warunkami spotykanymi w procesie toczenia. Jako materiał próbki zastosowano komercyjną płytkę skrawającą typu CNMG UP KC5010 firmy KENNAMETAL wykonaną z węglika spiekanego typu WC-6%Co pokrytego w procesie PVD powłoką TiAlN o średniej grubości 5 µm. Tabela 1. Skład chemiczny stopu tytanu Ti6Al4V Table 1. Chemical composition of Ti6Al4V alloy Składnik Al V Fe O C H Ti [%] mas. 5,5 3,5 0,3 0,22 0,1 0,0125 reszta Schematycznie położenie próbki względem tarczy przedstawiono na Rys. 2. Badania prowadzono w warunkach tarcia suchego w ruchu jednokierunkowym, z obciążeniem siłą normalną F N = 10, 20, 30 N i prędkością poślizgu v s = 30, 60, 90 m/min. Taki dobór obciążenia wynikał przede wszystkim z warunków procesu skrawania. Ustalono na podstawie badań procesu skrawania dla warunków obróbki wykończeniowej, iż siła normalna w procesie skrawania waha się w granicach N. Dodatkowo, w oparciu o wzory Hertza, można było również wyznaczyć pewną korelację pomiędzy obciążeniem jednostkowym w procesie skrawania i w testach tribologicznych. Związane to jest głównie z odkształceniem sprężystym przeciwpróbki przy styku punktowym, jaki uzyskano dla wyprofilowanej tarczy. Prędkość poślizgu dobrano natomiast w taki sposób, aby uzyskać zbliżone wartości do prędkości poślizgu wióra względem powierzchni natarcia narzędzia podczas toczenia stopu tytanu narzędziami z płytkami z węglika spiekanego.

5 T R I B O L O G I A 91 W rezultacie macierz eksperymentu zawierała 9 różnych kombinacji testów, w których dla każdej wartości siły normalnej zastosowano trzy prędkości poślizgu. Przed każdym badaniem powierzchnię próbek oczyszczono w myjce ultradźwiękowej w roztworze tetrachloroetylenu (CCl 4 ) i suszono strumieniem powietrza. Po zakończeniu badań, celem analizy skutków procesu tarcia i zużycia, przeprowadzono obserwacje mikroskopowe powierzchni zużycia z zastosowaniem mikroskopii skaningowej SEM i analizy EDS. Rys. 2. Schematyczne ułożenie pary tribologicznej Fig. 2. Configuration of the tested tribo-pair ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ Współczynnik tarcia Zarejestrowany przebieg zmian wartości współczynnika tarcia w funkcji drogi tarcia przedstawiono na Rys. 3 5, natomiast średnie wartości współczynnika tarcia w zależności od prędkości poślizgu i siły normalnej (siły docisku próbki do tarczy) zamieszczono na Rys. 6. Wartości średnie współczynnika tarcia zostały obliczone na podstawie przebiegów zmian wartości współczynnika tarcia w funkcji drogi tarcia dla 3 prób. Na podstawie otrzymanych wyników badań stwierdzono, że dla siły docisku F N = 10 N wraz ze wzrostem prędkości tarcia v s zarejestrowane wartości współczynnika tarcia ślizgowego znacznie maleją (Rys. 3).

6 92 T R I B O L O G I A Rys. 3. Przebieg zmian wartości współczynnika tarcia w funkcji drogi tarcia oraz prędkości poślizgu dla siły F N = 10 N Fig. 3. Recordings of friction coefficient versus sliding distance and slide speed obtained for F N = 10 N Rys. 4. Przebieg zmian wartości współczynnika tarcia w funkcji drogi tarcia oraz prędkości poślizgu dla siły F N = 20 N Fig. 4. Recordings of friction coefficient versus sliding distance and slide speed obtained for F N = 20 N

7 T R I B O L O G I A 93 Dla najmniejszej wartości siły normalnej uzyskano maksymalne uśrednione wartości współczynnika tarcia wyznaczone z całego zakresu drogi tarcia na poziomie µ śr = 0,89 przy v s = 30 m/min. Wraz ze wzrostem prędkości tarcia µ śr maleje, osiągając odpowiednio µ śr = 0,38 przy v s = 60 m/min oraz µ śr = 0,29 przy v s = 90 m/min. Na podstawie przebiegów z Rys. 3 można zauważyć znaczną dynamikę zmian wartości współczynnika tarcia dla dużych prędkości tarcia (v s = 90 m/min). Dla tego przypadku zaobserwowano fluktuację µ w zakresie 0,15 < µ < 0,65. Dopiero po przekroczeniu drogi tarcia równej 1000 m współczynnik tarcia stabilizuje się przy wartości około µ ś = 0,38. Interesującym zjawiskiem jest fakt, że również w obszarze charakteryzującym się znaczną dynamiką zmian wartości µ (dla drogi od 600 do 1000 m) średnia ich wartość wynosi 0,4, co odpowiada współczynnikowi tarcia dla procesu ustabilizowanego. Dla mniejszych prędkości tarcia, przy F N = 10 N, proces zachowuje się stabilnie. Przy wartościach siły docisku wyższych od 10 N (Rys. 4 5) współczynniki tarcia są stabilne i nie przekraczają wartości µ śr = 0,4, z wyjątkiem przypadku przy F N = 30N i v s = 60 m/min wykazującym znaczną fluktuację 0,13 < µ < 0,45. Rys. 5. Przebieg zmian wartości współczynnika tarcia w funkcji drogi tarcia oraz prędkości poślizgu dla siły F N = 30 N Fig. 5. Recordings of friction coefficient versus sliding distance and slide speed obtained for F N = 30 N

8 94 T R I B O L O G I A Zaobserwowana niestabilność procesu tarcia i zużycia spowodowana jest obecnością luźnych, ruchomych cząstek plastycznych (nalepów) o znacznych wymiarach, ślizgających się pomiędzy ciałami trącymi, co obrazują Rys. 8, 10, 12. Porównanie wartości średnich współczynnika tarcia (Rys. 6) pary trącej przy sile normalnej F N = 10 N dla zmiennej prędkości poślizgu v s = 30, 60 i 90 m/min wskazuje na zdecydowaną tendencję obniżania się tej wartości wraz ze wzrostem prędkości poślizgu. Rys. 6. Średnie wartości współczynnika tarcia w funkcji prędkości poślizgu Fig. 6. Average values of friction coefficient for variable sliding velocity Z tego powodu wartości współczynnika tarcia różnią się znacząco między sobą w zakresie od 0,29 do 0,91. Przy wzroście siły docisku średnie wartości współczynnika tarcia maleją, a przebiegi ich zmian w funkcji drogi tarcia są bardziej stabilne i mniej wrażliwe na zmiany prędkości poślizgu. W całym badanym zakresie prędkości przyjmują niskie wartości nieprzekraczające 0,26 0,36. Najniższą wartość współczynnika tarcia równą µ śr = 0,26 otrzymano dla siły normalnej równej F N = 30N i prędkości tarcia v s = 60 m/min, a więc przy skrajnych, maksymalnych wartościach założonych w tym planie badań (Tab. 2).

9 T R I B O L O G I A 95 Tabela 2. Średnie wartości współczynnika tarcia i siły tarcia Table 2. Average values of friction coefficient and friction force Lp. Siła normalna F N, N Prędkość poślizgu v s, m/min Średnia wartość współczynnika tarcia µ śr Średnia wartość siły tarcia F Tśr, N ,91 9, ,36 3, ,29 2, ,34 6, ,28 5, ,34 6, ,28 8, ,26 7, ,34 10,2 Zmiany intensywności zużycia liniowego pary trącej przedstawiono na Rys. 7. Intensywność zużycia zwiększa się wraz ze wzrostem wartości siły normalnej F N dla każdej zastosowanej prędkości tarcia i zasadniczo rośnie wraz ze wzrostem prędkości tarcia. Zaobserwowano bardzo zróżnicowane przebiegi procesu zużywania pary trącej przy małej sile normalnej (F N = 10 N). Dla najmniejszej prędkości tarcia (v s = 30 m/min) zaobserwowano ujemny wzrost zużycia, czyli nabudowywanie się trwałego trzeciego ciała pomiędzy trącymi powierzchniami. Jako przyczynę tego zjawiska można wskazać tworzenie się silnych sczepień adhezyjnych na styku współpracujących powierzchni, powstawanie masywnego narostu na próbce i płynięcie powierzchniowe złuszczających się plastycznych nalepów o nieregularnym kształcie i objętości. Na występowanie takiego mechanizmu zużycia wskazują zdjęcia krateru zużycia na próbce pokrytej w znacznej części narostem przeniesionym z powierzchni ścieżki tarcia przeciwpróbki (Rys. 8, 10, 12). Mimo podobnego mechanizmu zużywania tak znaczna niestabilność nie jest obserwowana dla większych wartości siły F N. Maksymalną wartość intensywności zużycia k z = 80,1 µm/km uzyskano dla skojarzenia F N = 30 N i v s = 90 m/min, a więc przy maksymalnym obciążeniu. Wartość minimalną wskaźnika k z (-19,5 µm/km), a właściwie narastanie materiału w parze trącej otrzymano dla minimalnych wartości obciążenia i prędkości tarcia (F N = 10 N, v s = 30 m/min) testowanych podczas badań. Na Rys. 8, 10, 12 przedstawiono obrazy zużycia powierzchni próbki dla zastosowanej w badaniach

10 96 T R I B O L O G I A Rys. 7. Wartości współczynnika intensywności zużycia liniowego Fig. 7. Values of intensity of linear wear siły i prędkości poślizgu. W charakterystycznych mikroobszarach wykonano analizy składu chemicznego EDS. Zaobserwowano, że charakter zużycia powierzchni jest porównywalny dla wszystkich próbek. W wielu miejscach, gdzie następował kontakt próbki z przeciwpróbką, nastąpiło częściowe usunięcie powłoki, co świadczy o zużyciu ściernym. Dla wszystkich analizowanych w pracy skojarzeniach parametrów ustawczych tribometru stwierdzono występowanie nalepień o charakterze adhezyjnym i pozostałości przeniesionego materiału przeciwpróbki. Uzyskane wyniki analizy składu chemicznego EDS (Rys. 9, 11 i 13) pozwalają na stwierdzenie, iż podczas tarcia następowało wzajemne przemieszczanie się materiałów i nanoszenie w obszarze kontaktu. W zużytych obszarach tworzą się narosty materiału przeciwpróbki, co może świadczyć o dużym udziale adhezji w złożonym mechanizmie zużycia badanych próbek. Powłoka TiAlN ulega systematycznemu zużyciu ściernemu, widoczne są jej ubytki (miejsca oznaczone jako #1 na Rys. 8, 10, 12) oraz adhezyjne sczepienia materiału przeciwpróbki, w postaci nieciągłej warstwy materiału przeniesionego (miejsca oznaczone #2 na Rys. 8, 10, 12). Świadczyć to może o adhezyjnym mechanizmie zużycia. Ilość przeniesionego materiału przeciwpróbki zwiększa się wraz ze wzrostem prędkości względnej ciał trących.

11 T R I B O L O G I A 97 rdzeń płytki skrawającej (starta powłoka TiAlN) x1 x2 x3 obszar niezużytej płytki skrawającej naniesiony materiał przeciwpróbki Rys. 8. Zdjęcie SEM powierzchni płytki zużytej dla siły docisku F N = 10 N oraz prędkości poślizgu vs = 90 m/min Fig. 8. SEM image of wear scars for normal load F N = 10 N and variable sliding velocity vs = 90 m/min a) b) c) Rys. 9. Widmo EDS w punkcie #1 (a), #2 (b) i #3 (c) wg Rys. 8 Fig. 9. EDS spectra performed at points #1 (a), #2 (b) and #3 (c) in Fig. 8

12 98 T R I B O L O G I A obszar niezużytej płytki skrawającej x3 naniesiony materiał przeciwpróbki x1 x2 rdzeń płytki skrawającej (starta powłoka TiAlN) Rys. 10. Zdjęcie SEM powierzchni płytki zużytej dla siły docisku F N = 20 N oraz prędkości poślizgu vs = 60 m/min Fig. 10. SEM image of wear scars for normal load F N = 20 N and variable sliding velocity vs = 60 m/min a) b) c) Rys. 11. Widmo EDS w punkcie #1 (a), #2 (b) i #3 (c) wg Rys. 10 Fig. 11. EDS spectra performed at points #1 (a), #2 (b) and #3 (c) in Fig. 10

13 T R I B O L O G I A 99 rdzeń płytki skrawającej (starta powłoka TiAlN) obszar niezużytej płytki skrawającej x3 x1 x2 naniesiony materiał przeciwpróbki Rys. 12. Zdjęcie SEM powierzchni płytki zużytej dla siły docisku F N = 30 N oraz prędkości poślizgu vs = 60 m/min Fig. 12. SEM image of wear scars for normal load F N = 30 N and variable sliding velocity vs = 60 m/min a) b) c) Rys. 13. Widmo EDS w punkcie #1 (a), #2 (b) i #3 (c) przedstawionych na Rys. 12 Fig. 13. EDS spectra performed at points #1 (a), #2 (b) and #3 (c) in Fig. 12

14 100 T R I B O L O G I A WNIOSKI 1. Intensywność zużywania próbki (płytki skrawającej) rośnie zarówno ze wzrostem siły normalnej, jak i wzrostem prędkości względnej ciał trących. Średnia wartość współczynnika tarcia dla pary tribologicznej stop tytanu Ti6Al4V węglik spiekany z powłoką TiAlN waha się w przedziale od µ śr min = 0,26 do µ śr max = 0, Dla przyjętego w pracy zakresu wartości siły normalnej i prędkości poślizgu uzyskano wartości współczynnika tarcia w przedziale µ ś r = 0,26 0,36. Jedynie dla najmniejszej wartości siły normalnej (F N = 10 N) i prędkości poślizgu (v s = 30 m/min) wartość średniego współczynnika tarcia jest znacznie wyższa od pozostałych i wynosi µ ś = 0, Dominującym mechanizmem zużycia, poza zużyciem ściernym, jest zużycie adhezyjne. Jego obecność wynika z dużego powinowactwa chemicznego w bezpośrednim kontakcie próbki z przeciwpróbką. Można stwierdzić, iż w początkowym etapie zachodzi zużycie ścierne i zużywanie się powłoki, która przeciwdziała pojawianiu się narostów, a po jej usunięciu tworzą się narosty z materiału przeciwpróbki i występuje dodatkowo zużywanie adhezyjne, co potwierdzają odpowiednie widma analiz EDS. 4. Uzyskane dla wyższych F N oraz v s małe i ustabilizowane wartości współczynnika tarcia, dla przypadku badanej pary tribologicznej w warunkach tarcia technicznie suchego, mają istotne znaczenia poznawcze. Potwierdzony fakt uzyskania w badanym zakresie parametrów technologicznych, stabilnych, małych wartości µ można będzie wykorzystać podczas projektowania procesów obróbki skrawaniem stopu tytanu przy obróbce bez chłodziwa. Wydaje się, że w tym przypadku szczególną uwagę należy zwrócić na zapewnienie odpowiedniej, wysokiej prędkości skrawania oraz zabezpieczenia funkcjonowania powłoki narzędziowej z TiAlN. LITERATURA 1. Grzesik W.: Advanced Machining Processes of Metallic Materials. Elsevier (2008) Amsterdam. 2. Yang X., Liu C.R.: Machining Titanium and its Alloys. Machining Science and Technology 1/3(1999) Arrazola P.J., Garay A., Iriarte L.-M., Marya S., Le Maitre F.: Machinability of titanium alloys (Ti6Al4V and Ti555.3). Journal of Materials Processing Technology 209/5 (2009) High-temperature machining guide Ulutan U., Ozel T.: Machining Induced Surface Integrity in Titanium and Nickel Alloys: A Review. International Journal of Machine Tools and Manufacture 51 (2011)

15 T R I B O L O G I A Ezugwu E.O.: Key improvements in the machining of difficult-to-cut aerospace superalloys. International Journal of Machine Tools & Manufacture 45 (2005) Oczoś K.E.: Kształtowanie ubytkowe tytanu i jego stopów w przemyśle lotniczym i technice medycznej. Część I, Mechanik 8 9 (2008) Grzesik W., Zalisz Z., Niesłony P.: Friction and wear testing of multilayer coatings on carbide substrates for dry machining applications. Surface and Coatings Technology 155 (2002) Summary In this paper, the tribological behaviour of the TiAlN coated carbide inserts in dry sliding against Ti6Al4V titanium alloy was investigated. A pin-on-disc device was used to record both the friction coefficient and the linear wear of the tribo-pair vs. the sliding distance. Scanning electron microscopy (SEM) and X-ray microanalyses by EDX were applied for observations of wear scars and wear products, and the identification of the predominant wear mechanisms that occurred.