Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов, страница 9

Стандартом (ГОСТ21354-87) не предусмотрен расчет зубчатых передач на глубиннуюконтактную выносливость [76], которая имеет определяющее значение длянесущей способности зубчатых колес при низких значениях коэффициентатрения f в зубчатом зацеплении [65].В последних по времени отечественных обобщающих работах повопросам контактного разрушения [77, 78] проблемам глубиннойконтактной выносливости уделено крайне мало внимания. Только в работе[77] проанализированы условия зарождения усталостной трещины безучетаструктурныхнеоднородностейзаисключениемскопленийдислокаций при пересечении плоскостей скольжения и по механизмускольжения границ зерен. Таким образом, особенности контактнойвыносливости многофазных слоев не рассматривали вообще.На сложность и неоднозначность закономерностей возникновенияпиттинга в подшипниках обращено внимание в работах [79-82], в которыхподтвержденоопределяющеевлияниераспределенияконтактныхнапряжений, материала деталей и термической обработки.В работах [1, 13, 63] проанализирована зависимость глубиннойконтактной выносливости теплостойких сталей 12Х2НВФА, 20Х3МВФ-Ш,16Х3НВФМБ-Шотэффективнойтолщиныцементованныхинитроцементованных слоев (в интервале от 1,1 до 1,8 мм), концентрациинасыщающих элементов на поверхности (от 0,8 до 2,0 %), градиентаконцентрации насыщающих элементов в приповерхностной зоне (от 5 до25 %).61Дляцементацииэтогоииспользовалироликовыевысокотемпературнойобразцы,подвергнутыенитроцементации,параметрыдиффузионных слоев которых изменялись в вышеуказанных пределах(рисунок 1.13).а)б)Рисунок 1.13 – Стандартные образцы для испытаний на контактнуювыносливость (диаметр 30,2 мм), аналогичные использованным в работах[13, 63]: а) до испытаний; б) после испытаний, со следами питтингаЗависимость контактной выносливости от концентрации углерода наповерхности не однозначна.

Для теплостойких сталей имеет местомаксимум значений контактной выносливости (см. рисунок 1.12). Этотмаксимум для этих сталей приблизительно совпадает с началом активного62зарождения крупных частиц карбидов цементитного типа. Дальнейшееувеличение объема карбидной фазы, происходящее почти исключительноза счет увеличения размера карбидных частиц, приводит к снижениюконтактной выносливости.Установлено,чтоконтактнаявыносливостьувеличиваетсясувеличением протяженности диффузионного слоя и с уменьшениемградиента концентрации насыщающих элементов (рисунок 1.14), т.е.

вслучаеполученияконцентрационнойкривой,характеризующейсядостаточно протяженной площадкой в приповерхностной области.Аналогичные результаты представлены в обобщающей работе [28].Такие требования диктуются необходимостью затруднить развитиепроцессов контактной усталости. Основу их механизма согласно [63]составляютпроцессынакоплениямакропластическойдеформации,стимулирующие развитие поздних стадий динамического старениямартенсита (отпуск под нагрузкой).Условия для развития микропластической деформации (ведущийпроцесс контактной усталости) создают, с одной стороны, особоенапряженное состояние в зоне контакта, характеризующееся большойдолейкасательныхнапряжений,асдругойстороны,высокиемикронапряжения, свойственные мартенситной структуре цементованногослоя, и усиленные его структурной неоднородностью, а также в результатетехнологических процессов обработки зубчатых колес.Очагами микропластической деформации являются слабые участкиструктуры с высокой концентрацией микронапряжений.

Усиленныевнешними напряжениями, последние достигают значений, достаточныхдля деблокирования заторможенных источников дислокаций Франка-Ридаили образования новых. По мере работы этих источников формируютсязоны деформации, размеры которых определяются интенсивностьювлияния структурного концентратора [63].63H2200lim,МПа21002000 = 10 %19001800 = 20 %170016000,40,60,811,21,4h1,6эфф, мм 1,8а)H2000lim,МПа1900180017001600150015-10215-203 ,%25б)Рисунок 1.14 – Зависимость предела контактной выносливости H lim стали16Х3НВФМБ-Ш: а) от эффективной толщины слоя hэфф при различныхзначениях градиента  (цифры у кривых); б) от градиента приhэфф = 0,9-1,1 мм [1, 13]Скопление дислокаций в этих зонах инициируют интенсивноепоступление через твердый раствор атомов углерода и образование и ростна дислокациях карбидных частиц. Условия, в которых идут эти процессы64– повышенная температура и поле контактных напряжений – ускоряютрост карбидов и обусловливают их специфическую форму, а такжеориентированное строчечное расположение, что является характернымпризнаком поздних стадий динамического старения мартенсита.Вытянутые в строчки и близко расположенные друг от другакарбиды затрудняют релаксацию микронапряжений и, действуя какисточники и как барьеры для дислокаций, создают концентрациюмикродеформиций, достаточную для образования вдоль своих границхрупких микротрещин [63].Исходя из изложенного анализа процессов контактной усталости,основными условиями, затрудняющими их развитие, являются:1) повышение структурной однородности цементованного слоя безослабленных участков;2) увеличениеконцентрациикарбидообразующихлегирующихэлементов в твердом растворе в целях затруднения перераспределенияатомов углерода (азота) и образования карбидных (карбонитридных)строчек.В соответствии с этими условиями повышению контактнойвыносливости способствуют, согласно [1, 13, 63]:- обеспечениенаконтактнойповерхностирациональнойконцентрации углерода (азота), которой отвечает оптимальная для каждойстали (зависит от содержания карбидообразующих элементов) объемнаядоля избыточной карбонитридной фазына поверхности (которойсоответствует конкретное значение концентрации углерода: для стали12Х2НВФА и 20Х3МВФА – 1,5 %, ВКС-5 – 1,3 %);- наличие протяженной площадки равной твердости (насыщенностиуглеродом или углеродом и азотом) вблизи поверхности;- равномерноераспределениевкарбонитридной фазы глобулярной формы.диффузионномслоечастиц65Полученные экспериментальные данные о влиянии характеристикдиффузионного слоя стали ВКС-5 на предел контактной усталостиобобщены в регрессионном выражении [63]:2 H lim  475,1  1259,6hэфф  341,3hэфф 516,7Спов  195,9  6,2 2 ,( R02  0,99),(1.3)где R0 – коэффициент парной корреляции.1.3.3 Износостойкость диффузионных слоев зубчатых колесКак показано в работах [1, 41, 83] наряду с изгибной и контактнойвыносливостью длительная работоспособность зубчатых колес такжелимитируется их износостойкостью.Следует отметить, что износостойкость азотированных слоев, какправило, превосходит сопротивление изнашиванию цементованных сталей[84, 85].

Данное обстоятельство может быть объяснено способностьюазотированного слоя к деформационному упрочнению в процессеэксплуатации [85].Например, по данным [86], износостойкость диффузионного слоястали ВКС-7, упрочненного ионным азотированием составляет 2,8×10-10при твердости 963 HV, а вакуумной цементацией – 2,1×10-10 при твердости795 HV. На дисперсионно-твердеющей стали ВКС-10 различие уровняизносостойкости проявляется еще сильнее: при ионном азотировании оносоставляет 3,7×10-10 при твердости 1089 HV, а при вакуумной цементации –только 1,1×10-10 при твердости 779 HV.Как представляется, в данном случае сравнение проведено не вполнекорректно, так как при цементации в высоким углеродным потенциаломтвердость поверхности и износостойкость возросли бы до значений,сравнимых с результатами азотирования по крайней мере для стали ВКС-7.66Для стали ВКС-10, упрочняемой по особой схеме термической и химикотермической обработки (см.

[33]) и на свойства которой существенноевлияние оказывает присутствие остаточного аустенита, на котороеизвестное влияние оказывает наличие в слое азота, более корректносравнение азотирования с нитроцементацией.Скорость износа при постоянной нагрузке и скорости скольженияуменьшаетсясувеличением(нитридообразующих)элементовсодержаниявстали.карбидообразующихТак,наименьшейизносостойкостью характеризуется азотированный слой на стали 40Х, на17 % возрастает износостойкость азотированного слоя на стали 18ХГТ. Всвою очередь, износостойкость азотированных слоев на сталях 13Х3НВМ2и 38Х2МЮА в среднем на 55-60 % больше, чем на стали 18ХГТ [87].

Приэтом, максимальная износостойкость, практически азотированный слой сбезысностностью, достигаются при оптимизации температурного режиманасыщения стали 38Х2МЮА в газовой атмосфере [88]. Еще большаяизносостойкость азотированного слоя может быть достигнута за счеттемпературной стабильности результирующей структуры при применениикомплексно-легированнойтеплостойкойстали16Х2Н3МФБАЮ-Ш(ВКС-7) [89].Зависимость износостойкости азотированного слоя по данным [90,91] находится практически в прямой пропорциональности от его твердостивне зависимости от класса стали (рисунок 1.15).Другая точка зрения об отсутствии корреляции между твердостью иизносостойкостью при азотировании сталей перлитного и мартенситногоклассов высказана в работе [92].