Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 20

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 20)

Как показано в главе 1,недостаток цементации – большие деформации и коробление деталей, дляустранения которых требуется зубошлифование. Этот недостаток вменьшейстепениинтенсификациисвойствененпроцессаХТОвакуумной[64].цементацииДополнительноезасчетнасыщениецеменованного слоя азотом заметно повышает его твердость и несущуюспособность.Основнымзубчатыхколескритериемявляетсяработоспособностиконтактнаятяжело-нагруженныхвыносливость,посколькуприведенные контактные напряжения по модулю кратно превышаютизгибные. Кроме того, максимальные касательные напряжения возникаютна некотором расстоянии от поверхности, где прочностные свойства слояпонижаются [63, 64]. При этом, вызванная контактными напряжениямизародышевая трещина в приповерхностной упрочненной зоне практическимгновенно достигает поверхности и вызывает питтинг, а зародившаяся наповерхности усталостная трещина приводит к разрушению зуба толькопосле распространения на значительную глубину, включающую в себячастично вязкую сердцевину, которое может происходить при достаточнойвязкости сердцевины в течение длительного времени службы зубчатогоколеса [53].В этой связи, несущую способность диффузионного слоя при выбореспособа химико-термической обработки оценивали по его способности132сопротивляться развитию контактной усталости.

Критерием контактнойпрочности является выполнение соотношения:пр ·SH ≤ H lim(2.1)где пр – приведенное напряжение; SH – коэффициент безопасности; H lim– предел контактной выносливости поверхностей зубьев колес.Длярасчетанапряженногосостояния(эпюрыпр)вслоеиспользовали известное решение контактной задачи [251-253]. Механиказацепления зубьев цилиндрических прямозубых колес в процессе работырассматривается как контакт двух цилиндров с параллельными осями,нагруженный силой нормальной к площадке контакта (рисунок 2.3).Рисунок 2.3 – Распределение нормальных напряжений (x, y, z) (а) иприведенных напряжений (б) по толщине z упрочненного слоя [64]При расчете приведенных напряжений использовали уравнения:а) для определения полуширины площадки контакта [251]:12 1  2  11   Р,b2 E  1  2 (2.2)где  – коэффициент Пуассона; E – нормальный модуль упругости Юнга;1 и 2 – приведенные радиусы кривизны сопряженных зубьев [мм];P – удельная нормальная контактная нагрузка, отнесенная к ширинезубчатого венца передачи lв [Н/мм].133б) максимальных нормальных напряжений на площадке контакта[251]: z max 2P;b(2.3)в) распределений нормальных x, y, z и касательныхxy, yz, zxнапряжений под контактной поверхностью [251, 252]:z 2 z 2  x  2 z max 1  2 ,bb z2 z2 z2 y  2 max  1  2  2 1  2bbb z  2 z max 1  xyz f z max exp  ln   b  z max yz  zx b2  z 2bz2  1 exp   ln   b z ``max 2bz2  1  exp   ln   b21,, z z    1 b2  z 2  b z z 1 b b2  z 2 z max 2z2(2.4)  ,b2  z 2b z     1   b   ,22 b  z b2  z 2b z     1   b   ,22 b  z zzгде f – коэффициент трения скольжения, z – координата по нормали кплощадке контакта, ориентированная вглубь от поверхности контакта;г)эквивалентныеприведенныеконтактныенапряженияпр,вычисляемые исходя из принятого М.А.

Савериным [251] условия134усталостной прочности, предложенного С.В. Серенсеном, вытекающего изтеориипрочностиБарзинского-Ягна-Баландина,адекватностьсоотношений которой, как более универсальной, для случая гетерофазныхструктур превосходит адекватность выражений, следующих из теориинаибольших касательных напряжений [254]: пр 1( x   y ) 2  ( y   z ) 2  ( z   x ) 2  6( xy2   yz2   zx2 ). (2.5)2В работе [89] выдвинуты следующие аргументы против примененияформул эквивалентных напряжений (в том числе, энергетических): вопервых, азотированные и цементованные слои не изотропны (наличиевключенийкарбидовикарбонитридов,изменениеконцентрациинасыщающих элементов по протяженности слоя); во-вторых, измененныйХТО химический и фазовый состав приводит к изменению способностиматериала сопротивляться усталостному разрушению. Со вторым доводомнельзя не согласиться.

Влияние изменения химического и фазового составана предел изгибной (контактной) выносливости необходимо учитывать, ноне в выражении приведенного напряжения по соображениям, изложеннымдалее.В части первого довода необходимо отметить следующее. Дажесталь, не упрочненная ХТО, содержит многочисленные структурныедефекты, при чем помимо микроскопических, в ней присутствуют границызерен, остаточный аустенит, различные продукты немартенситногораспада и т.п., что не является препятствием успешному применению дляинженерных расчетов формул эквивалентных напряжений, выдержавшихпроверку временем.Кроме того, увеличение насыщенности металлической матрицыуглеродом либо углеродом и азотом, как известно, существенносказывается на прочностные свойства только в пределах 0,5-0,7 % помассе.

При этом, на основные механические свойства, определяющиедеформацию и ее энергию – нормальный модуль упругости и модуль135сдвига стали – изменение содержания насыщающих элементов оказываетнезначительное влияние. Среднее значение модулей упругости цементитаи мартенсита в стали отличается примерно на 5-7 %.Можно оценить влияние введения 3 % специальных карбонитридов,средний модуль сдвига которых G' может быть оценен, как 158 ГПа [255],при модуле сдвига мартенсита G", составляющем около 82 ГПа, наэффективный модуль сдвига по формуле [256]:GэффG' 1151  1  G" / G' pкн,7  5  24  5 G" / G'(2.6)где – коэффициент Пуассона матрицы,  = 0,2; pкн – объемная долясферических частиц включений.В результате расчета по формуле Gэфф/G' = 99,0.

Аналогичнымобразом, введение небольшого количества специальных карбонитридовмалозначительно сказывается и на значение эффективного нормальногомодуля упругости. Таким образом, влияние специальных карбидов(карбонитридов)наизменениеэнергиидеформации,являющеесятеоретической основой выражения (2.7), пренебрежимо мало.Главныйрезультатрасчета–распределениепотолщинеупрочняемого слоя приведенных напряжений пр = пр(z), умноженных накоэффициент безопасности SH, который принимали для авиационных ииныхтранспортныхзубчатыхколесравным1,25,(рисунок 2.4).Напряжения пр·SH имеют максимум в точке, соответствующей глубинеz = h0,гдевозможноразвитиемикропластическихдеформацийиобразование глубинной трещины контактной усталости [257].Эпюру приведенных напряжений пр c учетом коэффициентабезопасностиSHсравнивалисхарактернымидляцементации,нитроцементации и азотирования кривыми распределения предельныхконтактных напряжений H lim (см.

рисунок 2.4), которые определялисогласно действующему стандарту (ГОСТ 21354-87), согласно которому136для цементованных и нитроцементованных зубчатых колес пределконтактной выносливости тем выше, чем выше твердость поверхности, тоесть сопротивление пластической деформации:H lim = 23 HRC.(2.7)Рисунок 2.4 – Характерные эпюры приведенных контактных напряжений(пр·SH) и семейства кривых распределения предельных контактныхнапряжений(1H lim,технологическим2H lim,режимам:3H lim,),соответствующиха) цементациииразличнымнитроцементации;б) азотирования ( – напряжение; z – координата по нормали к полюсуконтакта)137Соотношение (2.7) равнозначно следующему соотношению, где HVи H lim имеют размерность МПа:H lim = 1,25 HV.(2.8)Такая же эмпирическая зависимость рекомендована Р.Р.

Гальпером[258, 259] для оценки предела контактной выносливости азотированныхслоев. Для них согласно ГОСТ 21354-87 H lim ограничивается значением1050 МПа.При твердости азотированного слоя 850 HV: H lim = 1,25 × 850 ≈ 1060МПа, что практически согласуется с требованием стандарта [64].Распределение твердости может быть предварительно установленопутем анализа экспериментальных данных или рассчитано в соответствиис концентрационной кривой диффузионного слоя и его фазового состава.Так для цементованных (нитроцементованных) слоев легированныхсталей, содержащих карбидную (карбонитридную) фазу, твердость можетбытьпредварительноопределенавсоответствииспринципомаддитивности по формуле [1]:HV  pц HVц  pк HVк  1   pц  pк HVм (Сн ) ;(2.9)где HVц, HVк – соответственно, твердость по Виккерсу цементита испециальных карбидов и (или) карбонитридов (средняя в слое);HVм = HVм(Сн) – твердость по Виккерсу мартенсита, являющаяся функциейсуммарной концентрации насыщающих элементов Cн; pц, pк – объемныедоли частиц цементита и специальных карбидов (карбонитридов),определяемые металлографическим анализом.

Рост твердости мартенсита сувеличением концентрации C и N существенно замедляется, поэтомунелинейную функцию HVм = HVм(Сн) (функция HB от Cн без учетаупрочнения от легирования на рисунке 2.5; перевод из HB в HV выполненсогласно стандарту DIN EN ISO 18265 [260]), при приближенномпервоначальном расчете аппроксимировали регрессионным выражениемвторой степени:138HVм  60,2  1097 ,2Сн  425 ,9Cн2 , ( R0  0,995 ).(2.10)Рисунок 2.5 – Зависимость твердости HB углеродистой стали отнасыщенности диффузионного слоя углеродом C [261]Кривые напряжений H lim, рассчитывали по формулам (2.7 и 2.8 дляслоевразличнойвозможнойтолщины,какцементованных(нитроцеметованных), так и азотированных.

Характеристики

Список файлов диссертации