Введение

Успешное решение одной из важных задач машиностроения – повышение эксплуатационных свойств (надежности, долговечности и безопасности) машин и механизмов тесно связано с проблемой износостойкости конструкционных материалов. Нанесение износостойких и антифрикционных покрытий на активно изнашивающиеся поверхности трения является перспективным направлением в решении этой задачи. Известно множество разнообразных технологий нанесения покрытий, которые условно делятся на несколько групп: термические методы, оказывающие тепловое воздействие; термомеханические методы, сочетающие нагрев и механическое воздействие на обрабатываемое изделие; адгезионные методы, при которых взаимодействие материала покрытия с обрабатываемой поверхностью протекает в результате физической и химической адсорбции.

Нанесение покрытий на изделия не просто улучшает свойства конструкционных материалов, из которых они изготовлены, а приводит к образованию нового композиционного материала с присущим ему комплексом свойств, который должен учитываться при разработке конструкций машин и механизмов. В связи с тем, что допускаемый износ деталей машин мал (обычно не более нескольких десятых долей миллиметра), толщина поверхностного слоя с заданным комплексом триботехнических свойств может быть небольшой.

Среди распространеных методов нанесения покрытий, имеющих триботехническое назначение, можно отметить следующие. Методы химического осаждения из газовой фазы (или газофазные методы), основанные на осаждении покрытий на нагретую подложку в результате разложения газообразных веществ с образованием на поверхности слоя химического соединения. В частности, такие покрытия в несколько раз повышают стойкость инструмента из твердых сплавов.

Широко применяются покрытия, получаемые термовакуумным напылением. Этот метод основан на конденсации на поверхностях деталей пленки металла или химического соединения, переведенного в парообразное состояние нагревом наносимого вещества. Для образования покрытия с хорошей адгезией к основе требуется нагревать ее до температур, обеспечивающих прохождение диффузионных процессов на границе покрытие – основа. Поэтому для образования качественного покрытия при более низких температурах деталей необходимо повысить энергию конденсирующихся на них частиц. В этом случае применяются вакуумные ионно-плазменные покрытия. Эти методы (например, катодное, реактивное, магнетронное распыление и др.) позволяют наносить тугоплавкие и недостаточно стабильные соединения с сохранением их стехиометрического состава, нанесение которых термовакуумными методами невозможно.

Газотермические методы – газоплазменные и электродуговая металлизация – хорошо известны и также достаточно широко применяется в триботехнической практике. Эти методы являются одним из наиболее перспективных направлений порошковой металлургии. Практика показывает, что сопротивление износу и коррозии деталей из обычных конструкционных материалов может быть многократно увеличено при незначительном расходе порошковых материалов.

Распространенным методом модификации поверхности изделий является также гальваническое нанесение покрытий из металлов, сплавов и композиционных материалов. Введение в состав покрытий на основе хрома, железа и никеля частиц других материалов существенно повышает их триботехнические свойства. Введение порошков карбидов, оксидов, боридов, алмаза позволяет существенно повысить износостойкость покрытий; введение халькогенидов, графита, полимеров – антифрикционность покрытий.

Детальные исследования деформационных и диффузионных процессов в зоне деформации покрытий и выявление их роли в условиях трения и изнашивания нагруженных сопряжений позволили сформулировать конкретные условия эксплуатации изделий с покрытиями для машиностроительной практики [1, 2].

Состав покрытий, формируемых разными методами, имеет широкий спектр, но особую роль в них, как показывает триботехническая практика, отводится сплавам на основе меди. Сплавы меди с цинком (латуни) и оловом (бронзы) широко используются для изготовления подшипников трения скольжения, для антифрикционных узлов деталей поршневых компрессоров, колец торцовых уплотнителей, массивных червячных винтов, втулок, вкладышей, работающих в тяжёлых условиях трения.

Применение меди и медных сплавов в качестве антифрикционных материалов и покрытий обусловлено тем, что в зоне контакта они способны реализовать правило положительного градиента механических свойств по нормали к поверхности трения –необходимого условия внешнего трения [3]. Поэтому области применения сплавов на основе меди для триботехнических целей постоянно расширяются. Например, распространено применение меди в композитных материалах триботехнического назначения. Покрытия меди, созданные методом гальванического осаждения, обеспечивают снижение потерь на трение и износ пар скольжения. Распространение получила финишная антифрикционная безабразивная обработка, которая заключается в нанесении на поверхности трения стальных и чугунных деталей тонкого слоя мягкого металла (меди, латуни, бронзы) для придания материалам высоких антифрикционных свойств и повышения долговечности пар трения. Известна практика применения меди в качестве легирующего элемента в покрытиях, полученных направленным высокоэнергетическим воздействием, в частности, лазерной обработкой, электроискровым легированием [4].

Среди разнообразия методов направленного изменения свойств поверхности изделий машиностроения в настоящее время особое место занимает интенсивно развивающийся метод газодинамического напыления
[5, 6]. Он позволяет наносить функциональные покрытия на локальные участки и значительные площади поверхности деталей в заводских и полевых условиях при минимальном разогреве подложки. Метод основан на введении в нагретый поток воздуха, истекающего из сопла распылителя со скоростью выше скорости звука, механической смеси частиц металлов и химического соединения – твёрдого и хрупкого оксида алюминия (корунда), при соударении с которым металлы деформируются, уплотняются, и за счёт этого повышается когезионная прочность нанесённого слоя (когезия) и прочность сцепления с подложкой (адгезия). Свойства покрытий существенно зависят от механических свойств металлов и температуры напыления и, например, для покрытия меди
адгезия достигает 50…55 МПа и когезионная прочность находится в пределах 80…140 МПа [6].

В основе процесса газодинамического напыления и формирования реального покрытия лежит пластическая деформация составляющих порошкового материала без значимого влияния на свойства поверхности обрабатываемого твердого тела. Развитие пластической деформации в частицах меди или медного сплава в процессе формирования покрытия связано с особенностями структурно-фазовых превращений в них, что требует проведения исследований и анализа состояния и состава покрытий с выявлением тех факторов, которые могут оказывать влияние на триботехнические характеристики сопряжений скольжения − одного из перспективных направлений практического применений этого метода обработки изделий в машиностроении.

В данной работе рассмотрено обобщение результатов исследования структурного состояния газодинамического медного покрытия на поверхности стали и сформулированы
представления о механизме организации
трибологических свойств в зоне контактного взаимодействия при испытаниях пар трения скольжения.

Материалы и методики исследования

Покрытие на образец из стали 40Х наносилось с помощью установки ДИМЕТ–404 при скорости перемещения сопла относительно
образца 10 мм/с и расстояния от сопла до
поверхности, равном 10 мм. Применяли три
состава металлических частиц: 1 – меди и
корунда в соотношении 55:45 (масс %);
2 – цинка и корунда в соотношении
55:45 (% масс.); 3 – меди, цинка и корунда в
соотношении 35:35:30 (% масс.) при температуре потока воздуха 270, 360, 450 °С.

Фазовый состав покрытий исследовали на дифрактометре Rigaku Ultima IV. Рентгенофлуоресцентный анализ осуществ-ляли на спектрометре Rigaku PrimusII с использованием трубки с Rh-анодом, в вакууме и диапазоне элементов от Ca до U. Изучение морфологии и элементного состава покрытия проводили на сканирующем электронном микроскопе FEI «Quanta-650» с энерго-дисперсионным рентгеноспектральным анали-затором EDAX.

Описанные примеры результатов
триботехнических испытаний проводили при реверсивном трении, относящемся к тяжелым условиям испытаний с точки зрения деформации поверхностных слоев. Исследование
триботехнических характеристик, связанных с контактной деформацией в условиях
возвратно-поступательного скольжения, позволяет более ярко выявлять роль структурообразования в процессе трения и его влияния
на уровень поверхностного разрушения
покрытия.

Результаты исследований

Рассмотрим особенности структурообразования и формоизменения покрытия в процессе технологической обработки, которые играют важную роль в формировании трибологических свойств газодинамического покрытия в условиях контактной деформации при трении скольжения.

Микрофотография поверхности покрытия на основе смеси частиц меди и корунда, нанесённого при температуре 360 ℃ представлена на рис. 1. Видно, что покрытие имеет достаточно монолитный характер с рельефом, возникшим за счёт устранения хрупких оксидных плёнок по границам частиц металлов. Наблюдаемые замкнутые полости (углубления) разной формы и протяжённости формируются в процессе напыления (служат в качестве индикатора наличия пористости в покрытии), а также в результате удаления частичек корунда при механической обработке поверхности. Они значительно отличаются по размеру, их средняя величина составляет ~ 2 мкм.

Микрофотографии четко фиксируют также частицы корунда разной формы и размера и их тонкие фрагменты, размер которых не превышает 5 мкм. Есть основания полагать, что частицы корунда закреплены в медной основе, а фрагменты частиц корунда – в порах.
 

В девяти хаотично расположенных точках поверхности покрытия меди (визуально не содержащих частиц корунда) был проведён микрорентгеноспектральный анализ. На основе величин интенсивности импульсов спектра меди и алюминия была оценена площадь, занимаемая частицами корунда. Она составляет величину ≈ 0,05 мкм² (по диаметру зондирования ~ 2 мкм и глубине возбуждения спектров 1…2 мкм).

Массовое содержание алюминия в
покрытии в разных точках составляет, %: 1,87; 0,54; 0,49; 0,23; 0,19; 0,17; 0,17; 0,16; 0,09. Следовательно, распределение частиц корунда по площади покрытия меди существенно неравномерно, и от точки к точке может отличаться
в ~ 21 раз. Но при этом частицы корунда достаточно прочно закреплены в матрице и не удаляются при шлифовании – финишной обработке покрытия.

Значимой характеристикой свойств покрытия с трибологической точки зрения является твердость. Технически чистая медь имеет твердость ~ 850 МПа, твердость покрытия меди с корундом после напыления при температурах 180, 360 и 540 ℃ составляет 1445, 1150 и 1100 МПа [7]. Корунд относится группе твердых минералов. По величине твердости он уступает только алмазу (по шкале
Мооса твердость алмаза составляет 10 ед.,
корунда – 9, что соответствует числу истинной твердости ~ 100000 МПа и ~ 21000 МПа соответственно).

Таким образом, рассматриваемое покрытие содержит мягкую структурную составляющую (медь) и твердые включения (Al₂O₃), хаотично распределенные по объему. Такое структурное состояние соответствует основному правилу расположения структурных фаз в сплаве, обеспечивающих его высокие антифрикционные свойства и износостойкость (принцип Шарпи) [8], а при наличии открытой пористости усиливается эффект смазочного действия, что в совокупности повышает качество работы пары трения скольжения, в состав которого входит газодинамическое покрытие.

Также, как и для медного покрытия, в девяти хаотично расположенных точках поверхности цинкового покрытия был проведён микрорентгеноспектральный анализ. На основе величин интенсивности импульсов спектра цинка и алюминия была оценена площадь, занимаемая частицами корунда. Микрорентгеноспектральный анализ состава покрытия на основе частиц цинка показывает, что содержание алюминия (Al₂O₃) существенно отличается от результатов, полученных при исследовании покрытия на основе меди. Массовое содержание алюминия в разных точках покрытия (в порядке убывания) составляет, %: 63,74; 18,13; 15,94; 7,54; 6,21; 5,58; 5,55; 5,31; 3,01 (относительная разница значений также, как и для покрытия меди, составляет ~ 21раз). Такой разброс по величинам интенсивности линий спектра алюминия свидетельствует о существенном отличии размеров частиц корунда и его количестве в исследуемом объеме покрытия. Рассчитывая пропорциональную зависимость интенсивности спектра металлов от площади поверхности (объёма), получаем, что величина частицы корунда занимают площадь, не превышающую 0,544 мкм². Таким образом, можно полагать, что условная частица корунда в покрытии на основе цинка, по крайней мере, на порядок больше таковой в покрытии меди, и кроме того, степень закрепления частиц корунда или его фрагментов в покрытии цинка существенно ниже, что может влиять на процессе фрикционного массопереноса.

Следовательно, структура цинкового покрытия, полученного газодинамическим методом, также, как и покрытие меди, относится к структуре с высокими антифрикционными свойствами: она содержит твердые включения в более мягкой матрице [9]. Такое структурно-фазовое состояние удовлетворяет требованиям подшипниковых материалов: давление передается на твердые включения (частицы Al₂O₃), обеспечивающие невысокий коэффициент трения и не вызывающие задира на сопряженной поверхности; пластичность матрицы (цинка) в условиях повышенных температур в зоне фактического контакта при трении позволяет сопряженному телу принять форму основного образца, исключив тем самым локальные участки, испытывающие высокие контактные давления и формирование задира. Кроме того, благодаря невысокой температуре плавления цинка (~ 420 ℃), происходит более эффективный процесс приработки (сокращается время приработки и потери на износ до достижения установившегося режима трения), достигается равновесная шероховатость [10].

Микрофотографии покрытия, полученного на основе смеси меди, цинка и корунда приведены на рис. 2.
 

Можно видеть качественную аналогию микроструктуры покрытий, состоящих из смеси меди с корундом и меди с цинком и корундом, рис. 1 и 2. Однако наблюдается несколько значимых для трибологических свойств отличий. Во-первых, поры в медно-цинковом покрытии имеют значительно больший размер по сравнению с порами в медном покрытии. Во-вторых, больше присутствует крупных частиц корунда (рис. 2, а). В медно-цинковом покрытии, в отличие от покрытия меди, формируется более выраженная неоднородность по размерам частиц корунда. При этом между разноразмерными частицами корунда и матрицей создается некоторый разрыв − зазор, что косвенно указывает на менее прочное закрепление корунда в покрытии.

Важной особенностью процесса формирования покрытия тройного состава (Cu, Zn, Al₂O₃) от двойных (Cu, Al₂O₃ и Zn, Al₂O) является модификация частиц цинка за счёт диффузии меди, в результате чего формируются фазы, характерные для латуней разного состава [11]. При этом содержание цинка, меди и новых структурных составляющих в покрытии зависит от температуры и продолжительности напыления (количества циклов), что связано с энергетическими особенностями метода газодинамического напыления, табл.1.
Следует подчеркнуть, что формирование структуры покрытия при его напылении определяется не только диффузионным перераспределением меди, но и перемещением частиц твердой фазы (корунда и его фрагментов) в процессе финишной обработки. Основываясь на результатах рентгеноспектрального анализа,  проведённого по трассе, начинающейся на частице меди,  проходящей по частице цинка и заканчивающейся на частице меди (трасса представляет собой частицы Сu-Zn-Cu), рис. 3, рис. 4, можно качественно описать последовательность структурно-фазовых диффузионных процессов при формировании покрытия, а также высказать представления о механизме миграции частиц корунда в процессе контактного взаимодействия и их роли при трении и фрикционном массопереносе.
 

На первом участке, рис. 3 кривая 1,
рис. 4, концентрация меди снижается от 100 %
до ≈ 95 % и затем резко падает до точки перегиба, где ее массовая доля составляет ≈ 60 %. В соответствии с диаграммой состояния Cu-Zn рассмотренную область следует отнести к
α-твёрдому раствору Cu-Zn, а ближе к содержанию меди 60 % − к области существования
α-фазы и βʹ-твёрдого раствора электронного типа на базе Cu-Zn. С увеличением трассы сканирования по частице цинка и приближении к частице меди ее концентрация повышается
до ≈ 90 %, что соответствует α-твёрдому
раствору Cu-Zn.

Учитывая особенности диффузии элементов, соотношение характеристик механических свойств структурных составляющих, а также составляющих порошковой смеси, можно представить следующие характерные особенности механизма формирования покрытия и взаимного расположения его структурных составляющих. Мелкие частицы корунда, прочно закреплённые в частицах меди, в процессе контактной деформации способны эффективно занимать дефекты (полости), которые создаются крупными частицами корунда, повышая микрогеометрические характеристики поверхности трения медно-цинкового покрытия. Крупные частицы корунда, слабо закрепленные в частицах цинка, рис. 2, оторвавшиеся от поверхности напылённого слоя, перемещаясь по поверхности медно-цинкового покрытия, могут встретиться с частицами меди, чистого и модифицированного цинка, деформируя или разрушая их. Так как предел прочности меди составляет 210…220 МПа, при пластичности 38 %, а цинка 120 МПа при пластичности 22 %, то можно допустить, что частицы меди и цинка не способны остановить перемещение твёрдой частицы корунда. Но в контакте с модифицированными в результате диффузии меди частицами цинка, которые имеют переменные состав и механические характеристики, частицы оксида алюминия могут тормозиться за счет увеличения сопротивления перемещению, так как прочность цинка меняется в зависимости от содержания компонентов (меди, цинка) и может возрасти до
300 МПа, что соответствует латуни марки Л90, Л80. При смещении частицы оксида далее к центру модифицированной частицы цинка с увеличением содержания цинка и уменьшением содержания меди предел прочности возрастает до 400…450 МПа, как для латуней марки Л63, Л59 [12] (рис. 3, 4). Эта зона незначительна по толщине и может существенно затормозить частицу корунда, но вероятность задержать ее достаточно мала. Преодолев это незначительное по величине препятствие, частица корунда попадает в область с содержанием меди 8…10 %, прочность которой составляет 30…50 МПа и разрушает её, тем самым, попадая «в карман» (рис. 4). Так как далее за этой областью опять возникает участок частицы модифицированного медью цинка прочностью 400…450 МПа, то эта частица не будет иметь возможность перемещаться далее и нарушать целостность покрытия.

Таким образом, при газодинамическом напылении порошка, состоящего из смеси меди, цинка и корунда, происходит  два основных процесса, принципиально важных с точки зрения формирования износостойкой структуры. Во-первых, в условиях высокоскоростного ударного контакта частиц реализуются процессы диффузионного взаимодействия металлов (Cu и Zn) и образования фаз, присущих латуням. Изменяя режимы напыления, можно получать в структуре покрытия преимущественно одну фазу типа α-твердого раствора или другие сочетания фаз (в соответствии с диаграммой металлического состояния Cu-Zn), которые отвечают требованиям по характеристикам механических свойств и заданным условиям эксплуатации узлов трения. Во-вторых, формируется гетерофазная структура, состоящая из относительно мягких фаз на основе меди и цинка и твердой фазы корунда, хаотично распределенного по объему покрытия. Такое структурное состояние металлического материала относится к типу износостойких гетерофазных структур. Твердые включения не только воспринимают и перераспределяют высокие локальные давления на поверхности трения, но создают характерный микрорельеф на поверхности контакта, способствующий удержанию смазочного материала в зоне трения.

Следовательно, метод газодинамического напыления порошковых смесей, состоящих из частиц (Cu и Al₂O₃), (Zn и Al₂O₃), (Cu, Zn и Al₂O₃), позволяет формировать покрытия, структурно-фазовое состояние которых отвечает правилу Шарпи и относится к гетерофазным износостойким структурам [13].

Испытания в условиях трения без смазочного материала. По схеме палец-диск испытывалась покрытие меди при трении по стали ШХ15 при скорости скольжения 1 м/с и давлении 0,2 МПа. Проводили сравнительные испытания износостойкости медного газодинамического покрытия с износостойкостью монолитных образцов из латуни Л68 [14]. Показано, что на достаточно большом пути трения (~ 24 км) интенсивность изнашивания покрытия меди, нанесенного при 270 ℃, составляет
~ 5,3·10^-10, образцы латуни Л68 показывают практически такое же значение интенсивности износа
(разница соответствует пределу точности эксперимента). При этом покрытие меди, полученное при 450 ℃ напыления, показало более низкое значение интенсивности изнашивания
(~ 4,5·10^-10).

С помощью модельного трибосопряжения, состоящего из кольцевого стального
образца (ЭП302М) и стальной пластины (контртела) с напыленным покрытием, по схеме линейного контакта цилиндр − плоскость в условиях возвратно-поступательного движения (амплитуда колебаний 0,5 мм, частота 30 Гц, нормальная нагрузка 10 Н) без смазочного материала проводили сравнительные триботехнические испытания (при фреттинге) двух покрытий: (Cu, Al₂0₃) и (Cu, Zn, Al₂0₃), напыленных при температуре 450 ℃. Основные результаты экспериментов приведены в табл. 2.
 

Суммарное количество перенесенных меди и цинка составляет 73 %, что незначительно отличается от массы меди (76 %) перенесённой из покрытия (Cu + Al₂O₃₎, рис. 5. Эти характерные особенности фрикционного массопереноса указывают на механический процесс переноса материала покрытия в процессе нагруженного контактного взаимодействия.

На машине возвратно-поступательного движения в среде индустриального масла
И-20А и пластичного смазочного материала Литол-24 при средней скорости скольжения 0,19 м/с испытывалась пара трения сталь ШХ15 с покрытием (Cu + Al₂O₃), напыленным при 270 и 450 ℃, по стали ШХ15 в условиях ступенчатого нагружения в интервале до 98 Н.

Экспериментально установлено, что в условиях тяжело нагруженного контакта, к которым относится реверсивное трение, покрытия меди, показали низкую интенсивность изнашивания, соизмеримую с её показателями при трении в режиме избирательного переноса, когда потери на износ предельно малы [16]. Следовательно, покрытие меди, нанесённое как при низкой так и при высокой температуре потока воздуха, обладает высокой работоспособностью при испытаниях в условиях граничного трения: интенсиность изнашивания I_h  (покрытия) ≈ (1,1…1,5)·10^-10 и I_h (контртела)
≈ (0,3…0,4)·10^-11 при смазке маслом И-20А; I_h  (покрытия) ≈ (2…5)·10^-10 и I_h (контртела)
≈ 0,2·10^-11 при трении в среде в Литол-24 [11]. Основываясь на данных по суммарному износу меди, отмечается, что при испытаниях пары в среде масла И-20А покрытие, нанесенное при 450 ℃, обладает более высокой износостойкостью; при трении в среде Литол-24, содержащей поверхностно-активные вещества, более эффективно сопротивляется износу покрытие, нанесенное при 270 ℃.

При низком уровне разрушения поверхности образцов пары трения медное
покрытие – сталь проявляется характерная особенность изменения величины износа в зависимости от внешней нагрузки, функциональная зависимость интенсивности изнашивания от давления на контакте имеет скачкообразный характер на всем пути трения. Частота и амплитуда скачков интенсиности износа зависит от природы смазочной среды: в среде, содержащей поверхностно-активные составляющие эффект скачков более выражен. Он связан с явлением фрикционного массопереноса меди на поверхность стали и защиты сопряженной поверхности от разрушения.

К основным критериям оценки триботехничеких характеристик (интенсивность изнашивания – критерий износостойкости и коэффициент трения – критерий механических потерь) относится также критерий предельно допустимого давления Р_д (критерий несущей способности сопряжения), при котором испытуемые пары работают устойчиво, т.е. с наименьшими интенсивностями изнашивания обеих деталей для данного сочетания конструкционных и смазочных материалов [13]. Зависимости I_h = f (Р) для обоих материалов пары трения позволяют определять диапазон работоспособности сопряжения в целом.

На трибометре для исследования реверсивных пар трения скольжения МТ-8 оценивали несущую способность пары трения сталь ШХ15 – сталь 40Х с покрытием (Cu + Zn + Al₂O₃), напыленным при температуре 450 ℃ (рис. 6).

Видно, что на всем пути трения при всех внешних нагрузках имеет место прямой и обратный фрикционный массоперенос материала покрытия. Износ сопряженного образца (контртела стали ШХ15) при всех нагрузках не наблюдается, поверхность трения полностью защищена покрытием от разрушения.
 

Следовательно, на основе результатов длительных испытаний в условиях тяжелонагруженного контакта можно сделать вывод, что пара трения сталь − сталь с покрытием на основе меди, полученным газодинамическим методом, в результате фрикционного массопереноса в зоне контакта обладает высокой работоспособностью при давлении более 50 МПа.

Таким образом, триботехнические испытания при разных внешних условиях: отсутствии и наличии смазочной среды разной природы, разных схемах испытаний, разных внешних нагрузках и скоростях взаимного перемещений контактирующих тел показали высокую работоспособность нагруженных сопряжений, в состав которых входит покрытие, полученное методом холодного газодинамического напыления. При испытании пар трения наблюдается характерное явление – фрикционный массоперенос, составляющий основу защиты контактирующих поверхностей от разрушения в широком диапазоне контактных давлений.

Обсуждение результатов

Массоперенос материала с одной поверхности на другую является универсальным эффектом, являясь одним из важных составляющих, которые влияют на уровень поверхностного разрушения, несущую способность контакта и ресурс узла трения в целом. На основе результатов экспериментальных исследований в [17] описаны представления о наиболее распространенных механизмах фрикционного массопереноса. Наибольший эффект повышения износостойкости материала наблюдается при фрикционном массопереносе в условиях избирательного переноса [18]. Суть механизма состоит в формировании в зоне контакта слоя меди в результате физико-химических факторов при трении в поверхностно-активной смазочной среде и его последовательного переноса на сопряженную поверхность и обратно. Этот процесс имеет циклический характер, вызванный перераспределением дислокационной структуры и легирующих элементов, в результате чего пара трения переходит в режим практической безызносности. Важная роль в эффекте массопереноса при реализации явления избирательного переноса отводится твердым частицам, присутствующим в зоне контакта (абразиву зернистостью ~ 3 мкм), влияющим не только на формирование фактической площади контакта, но и на деформационные процессы в поверхностных слоях, формирующих комплекс их трибологических свойств [19].

Фрикционный массоперенос металла является характерным эффектом при трении подшипниковых сплавов, в составе которых содержится мягкая структурная фаза, например, включения свинца или олова [20]. Вследствие резких различий характеристик механических свойств металлических фаз подшипникового сплава в процессе силового контактного взаимодействия на его поверхность выдавливается более мягкая из них. При достижении определенной толщины пленки переноса процесс контактного взаимодействия переходит в установившийся режим трения, характеризующийся взаимным переносом мягкой пленки на контртело и обратно. Практика показывает, что такая структура обеспечивает высокую работоспособность, например, алюминиевого антифрикционного сплава в результате отсутствия разрушения при заедании как при сухом, так и при граничном трении [21].

Покрытия (Cu + Al₂O₃), (Zn + Al₂O₃), (Cu + Zn + Al₂O₃) имеют гетерофазную структуру, т.е. они относятся к композиционным материалам, которые состоят из двух или более фаз с существенно различающимися характеристиками механических свойств. В основе структуры содержатся твердые, прочные, износостойкие зерна (включения) корунда в значительно менее прочной, но более пластичной цементирующей матрице (меди, цинка или сплава на их основе). Высокая работоспособность при трении таких материалов связана с особенностями контактного взаимодействия стального контртела с составляющими гетерофазной структуры [8].

Допустим, что материал матрицы имеет предел текучести σ₁, а частиц второй фазы – σ₂, (σ_{2 ≩} σ₁), тогда характеристика трещиностойкости структурных составляющих будет находиться в обратном соотношении: К_1с1 ˃ К_1с2. В условиях трения по стали ШХ15 локальные напряжения в зоне контакта структурных составляющих покрытия с выступами шероховатости контртела не превышают величины σ_л. Следовательно, частицы твердой фазы не деформируются, но нагрузка от контртела, передаваемая через них на матрицу, становится распределенной по площади контактного взаимодействия. Поэтому напряжения в матрице σ_м ˂ σ_л, но σ₁ ˃ σ_м. Таким образом, за счет перераспределения напряжений между структурными составляющими в зоне деформации реализуются оптимальные условия их работы.  При ступенчатом повышении нагрузки в узле трения возможна релаксация напряжений в зоне контакта за счет пластической деформации матрицы, что может увеличивать ресурс работоспособности. В условиях, когда имеет место хрупкое разрушение частиц корунда, то оно распространяется на весь размер включения, а трещина остановится на межфазной границе с матрицей, не приводя к локальным разрушениям.

Приведенная схема механизма реализации процессов при контактном взаимодействии, создающих высокую работоспособность медных газодинамических покрытий, указывает на перспективность направления дальнейшего совершенствования структуры покрытий, основанном на разработке соотношений количества структурных составляющих и характеристик их механических свойств.

Как отмечалась выше, характерной особенностью трения гетерофазного медного покрытия, полученного методом газодинамического напыления, по стали является фрикционный массоперенос, который приводит к реализации режима практической безызносности. Основываясь на особенностях механического взаимодействия составляющих контакта покрытия и стали, можно предположить следующий механизм фрикционного массопереноса при трении такой пары. На начальном этапе трения в контакт вступают две псевдоповерхности. Одну из них составляют частицы корунда, выступающие над поверхностью покрытия, а вторую – вершины профиля микронеровностей, имеющие характеристики R_a, R_z и R_t. При нагружении пары и смещении поверхностей относительно друг друга частицы корунда врезаются в вершины микронеровностей контртела на глубину выступающих частиц корунда, что значительно меньше параметров микрогеометрии стали, улучшая таким образом качество поверхности. Остальная часть вершин микронеровностей, не подвергшихся механическому воздействию частиц корунда, как инструмент врезается в поверхность покрытия и срезает слой металла, который остаётся на поверхности контртела, увеличивая его массу. В этих условиях в результате съёма металла покрытия повышается размер выступающей над поверхностью части включений корунда и уширением их основания.

При увеличении пути трения и ступенчатом повышении внешнего давления наиболее выступающие частицы корунда оказывают существенное влияние на формирование профиля поверхности контртела, что может сопровождаться обратным переносом на покрытие не только ранее «захваченных» микрообъёмов меди, но и стальных фрагментов микронеровностей контртела, тем самым изменяя массу образца с покрытием. В результате сформировавшийся микрорельеф контртела механически воздействует на покрытие и переносит его значительную массу, что способствует формированию тонкой плёнки металла, прочно закреплённой в углублениях микрорельефа поверхности контртела. Эти процессы циклически повторяются при увеличении пути трения. Следует отметить, что при механическом воздействии частиц корунда энергия поверхности контртела будет увеличиваться, что способствует созданию более прочных связей материала покрытия с поверхностью контртела, защищающих его от разрушения.

Особенности реализации фрикционного массопереноса при трении определяются размером и характером распределения частиц твердой фазы в матрице, характеристиками механических свойств составляющих фаз материала покрытия, условиями контактного взаимодействия. Поэтому универсальное явление фрикционного массопереноса является многофакторным.

Выводы

1. Показано, что механизм формирования структуры и трибологических свойств газодинамических покрытий состава (Cu + Al₂O₃), (Zn + Al₂O₃), (Cu + Zn + Al₂O₃) соответствует закономерностям формирования комплекса свойств гетерофазной структуры, представляющей собой композиционные материалы, состоящие из двух или более фаз с существенно различающимися характеристиками механических свойств. В основе структуры содержатся твердые, прочные, износостойкие зерна (включения) корунда в значительно менее прочной, но более пластичной цементирующей матрице (меди, цинка или сплава на их основе).
2. Результаты лабораторных триботехнических испытаний газодинамических покрытий на основе меди в паре со сталью при сухом трении, в условиях фреттинга и при граничной смазке показали высокую износостойкость материалов покрытий, соизмеримую с ее показателями, когда реализуется режим практической безызносности (явление избирательного переноса при трении). Установлено, что при трении таких пар в разных условиях испытаний наблюдается характерная закономерность, повышение работоспособности сопряжения связано с явлением фрикционного массопереноса в зоне контакта.
3. С позиций соотношения характеристик механических свойств структурных составляющих материала покрытия и условий их роли при формировании фактической площади контакта в условиях скользящей пары трения описаны представления о механизме формирования пленок фрикционного массопереноса.

1. Конструкционные материалы. Справочник. Под общей редакцией Б.Н. Арзамасова. М.: Машино-строение, 1990. 688 с.

2. Елагина О.Ю. Методы создания износостойких покрытий. М.: НЕДРА, 2010. 570 с.

3. Крагельский И.В., Добычин М.Н., Комбалов В.С. Ос-новы расчетов на трение и износ. М.: Машиностроение, 1977. 526 с.

4. Архипов В.Е., Куксенова Л.И., Пугачев М.С., Козлов Д.А., Москвитин Г.В. Влияние модифициро-ванных медью поверхностных слоев на работоспособ-ность пар трения скольжения сталь – сталь // Трение и износ, 2023. Т. 44. № 4. С. 322−334.

5. Алхимов А.П., Клинков С.В., Косарев В.Ф., Фомин В.М. Холодное газодинамическое напыление. Теория и практика. М.: ФизМатЛит, 2010. 536 с.

6. Архипов В.Е., Лондарский А.Ф., Москвитин Г.В., Пугачев М.С. Газодинамическое напыление: структура и свойства покрытий. М.: КРА-САНД, 2017. 240 с.

7. Архипов В.Е., Дубравина А.А., Куксенова Л.И., Лондарский А.Ф., Москвитин Г.В., Пугачев М.С. Структура и свойства покрытий, нанесенных га-зодинамическим напылением // Упрочняющие техноло-гии и покрытия. 2015. № 4. С.18−24.

8. Тушинский Л.И., Потеряев Ю.П. Проблемы материаловедения в трибологии. Новосибирск: НЭТИ, 1991. 64 с.

9. Крагельский И.В. Трение и износ. М.: Машино-строение, 1968. 480 с.

10. Комбалов В.С. Влияние шероховатости твер-дых тел на трение и износ. М.: Наука, 1974. 108 с.

11. Куксенова Л.И., Архипов В.Е., Пугачев М.С., Козлов Д.А. Структурно-фазовые превращения, массо-перенос и триботехнические характеристики газоди-намических медно-цинковых покрытий при трении скольжения // Наукоемкие технологии в машинострое-нии. 2025. № 2. С. 11−22.

12. Ефремов, Б. Н. Латуни. От фазового строения к структуре и свойствам. М: ИНФРА-М, 2020. 314 с.

13. Куксенова Л.И., Герасимов С.А., Лаптева В.Г. Изно-состойкость конструкционных материалов. М.: Изд-во МГТУ им.Н.Э.Баумана, 2011. 273 с.

14. Архипов В.Е., Лондарский А.Ф., Матвиенко Ю.Г., Москвитин Г.В., Пугачев М.С., Широкова Н.В. Модификация поверхностей деталей нефтегазового оборудования газодинамическим напы-лением // Наука и технологии трубопроводного транс-порта нефти и нефтепродуктов. 2018. Т. 8. № 2. С. 172−179.

15. Сачек Б.Я., Мезрин А.М., Архипов В.Е., Лондарский А.Ф. Модифицирование поверхностей трибосопряжений напылением металлических покры-тий как средство повышения их фреттингостойкости // Трение и износ. 2018. Т. 39. № 4. С. 376−381.

16. Kuksenova L.I. and Savenko V.I. System-Structural Analysis of Tribological Behavior of Antifriction Materials in Friction Pairs Operating in Surfactants// Jour-nal of Friction and Wear, 2024, Vol. 45, No. 5, pp. 294–307.

17. Погосян А.К., Оганесян К.В. Явление фрикци-онного переноса: основные закономерности и методы исследования. // Трение и износ. 1986. Т. 7. № 6. С. 998−1008.

18. Kuksenova L.I., Savenko V.I. Physicochemical Tribomechanics of Antifriction Materials Operating in Heavy-Loaded Friction Pairs in Active Lubricating Media // Friction and Wear. 2023. V. 44. № 6. P. 333−345.

19. Бортник Г.И., Ханин Д.Е., Кострома В.В. Ис-следование влияния величины зерна абразива на изна-шивание металлов при трении в режиме избирательно-го переноса // Труды Всесоюзной научно-технической конференции «Электрохимические прицессы при тре-нии и использование их для борьбы с износом». Одесса: КМБ ВСНТО, 1973. С. 134−136.

20. Буше Н.А., Алексеев Н.М., Трушин В.В., Маркова Т.Ф. Механические процессы формирования вторичных структур подшипниковых сплавов // Трение и износ. 1981. Т. 11. № 2. С. 212−220.

21. Буше Н.А., Маркова Т.Ф., Берент В.Я. Оценка характеристик схватывания алюминиевых антифрик-ционных сплавов // Трение и износ. 1990. № 2. С. 253−258.