Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 21

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

Текст из файла (страница 21)

Серию таких кривыхсовмещали с кривыми приведенных напряжений (см. рисунок 2.4). Дляцементации и нитроцементации оптимальной (несущей) является татолщина слоя, для которой выполняется условие контактной прочности; т.е. условие, при котором кривая пр·SH в точке z = h0,соответствующей максимальным приведенным касательным напряжениям,касается кривой H lim (на рисунке 2.4 кривая H lim, для которойвыполняется условие контактной выносливости, выделена жирным).

Для139азотирования наиболее опасной точкой может также являться область,лежащая непосредственно под упрочненным слоем, вследствие егосравнительно малой протяженности (см. рисунок 2.4б).Кривые напряжений H lim, рассчитывали по формулам (2.7 и 2.8 дляслоевразличнойвозможнойтолщины,какцементованных(нитроцеметованных), так и азотированных. Серию таких кривыхсовмещали с кривыми приведенных напряжений (см.

рисунок 2.4). Дляцементации и нитроцементации оптимальной (несущей) является татолщина слоя, для которой выполняется условие контактной прочности; т.е. условие, при котором кривая пр·SH в точке z = h0,соответствующей максимальным приведенным касательным напряжениям,касается кривой H lim (на рисунке 2.4 кривая H lim, для которойвыполняется условие контактной выносливости, выделена жирным). Дляазотирования наиболее опасной точкой может также являться область,лежащая непосредственно под упрочненным слоем, вследствие егосравнительно малой протяженности (см. рисунок 2.4б).Согласно параметрическому соотношению (1.1), модуль зубчатогоколеса, приблизительно соотносится с эффективной толщиной слоя (в мм),определяемойравнойрасстояниюотповерхности,накоторомнасыщенность диффузионного слоя (содержание углерода при цементацииили суммарная концентрация C и N при азотировании и нитроцементации)равна 0,4 % по массе, а соответствующая твердость – 500-550 HV (см.рисунок 2.1) [1, 64], какДанное.соотношениепризванообеспечитьоптимальноесоотношение протяженностей упрочненных приповерхностных зон зубьев(собеихсторонзуба),характеризующихсявысокойтвердостью,прочностью, и, как следствие, сопротивлением зарождению контактной иизгибной трещин, и вязкой сердцевины, препятствующей хрупкому140разрушению зуба и, преимущественно, обеспечивающей замедление ростаусталостной трещины.По определенной эффективной толщине диффузионного слоя и егонесущей способности производится выбор способа ХТО.Для цементуемых зубчатых колес также выполняется расчет насопротивление изгибной усталости по методу [262] и уточненныйпроверочный расчет на сопротивление контактной усталости по методу[263] (см.

рисунок 2.1).Для высокоскоростных передач на втором этапе допольнительноосуществляетсяпроверочныйрасчетнаопределениевозможностиопасного нагрева рабочих поверхностей, приводящего к адгезионномуизносу, схватыванию и заеданию.Дляэтогоразработаличисленныйметодрасчетанагреваповерхностей, который обеспечивает высокую точность определениятемпературы длительного нагрева рабочих поверхностей нагр [264]. Такжеприменяли проверочный расчет на вероятность заедания, разработанныйна основе энергетической модели адгезионного взаимодействия [265].Результатом первого и второго этапов расчета является задаваемаясовокупность определяющих несущую способность диффузионного слояпараметров: распределение насыщенности углеродом (углеродом и азотом)по глубине слоя z.Входетретьегоэтапарасчетавыполнялиопределениетехнологических факторов (рисунок 2.6) процесса вакуумной цементации(нитроцементации), обеспечивающего выполнение установленных напервом этапе расчетных операций предъявляемых к диффузионному слоютребований.141Рисунок 2.6 – Совокупность технологических факторов вакуумнойцементации (нитроцементации) [33, 250]Решениезадачинахожденияоптимальногосоотношениятехнологических факторов цементации (нитроцементации) осуществлялина третьем этапе расчета путем решения прямой (нахождение параметровдиффузионногофакторов)ислояпообратнойизвестнойсовокупности(нахождениетехнологическихтехнологическихфакторов,оптимальных для требуемых параметров диффузионного слоя) задач.Распределения прочностных свойств (твердости) в азотированныхслоях получены по литературным данным [56, 59, 266].

Распределениятвердости по Виккерсу пересчитали на распределения H lim по формуле(2.8).142При проведении ионного азотирования конкретной стали параметрыупрочненногослоя,восновном,управляющимтехнологическимопределяютсяфактором–толькооднимпродолжительностьюпроцесса. В незначительной степени влияют температура ионногоазотирования и состав среды. Как правило, для конкретной сталипредлагается один вариант насыщающей атмосферы и один-два вариантатемпературы процесса (см. [56, 59, 266]).Ядром прямой задачи является математическая модель вакуумнойцементации (нитроцементации) [267-269].Обратную задачу предлагается решать методом последовательныхитераций следующим образом (см. рисунок 2.1).

Предварительновыбираетсяисходнаярасчетнымпутемсовокупностьопределяютсятехнологическихфакторовсоответствующиеипараметрыдиффузионного слоя (прямая задача). По результатам сопоставления стребуемыми параметрами слоя изменяются технологические факторы, покоторым вновь проводится расчет. Данная операция осуществляется додостижениятребуемыхпараметровдиффузионногослоя,которыесоответствуют заданным эксплуатационным свойствам зубчатой передачи.2.2 Определение требований к диффузионному слою по критериюсопротивления усталостному разрушению при изгибеПоскольку циклическая прочность при изгибе является одним изважнейших эксплуатационных свойств зубчатых колес, в алгоритмрасчетного метода оценки несущей способности диффузионного слоявключили расчет на изгибную выносливость (см.

рисунок 2.1) [262].Условием выносливости зубьев при изгибе является выполнениеследующего неравенства:F lim ≥ изг·SF,(2.11)143где F lim – предел усталости при изгибе; изг – рабочее напряжение изгиба;SF – коэффициент безопасности, принимаемый равным 2,0-2,2 длязубчатых колес высокой ответственности (авиация, иные транспортныесредства).Для определения предела усталости при изгибе разработанарасчетная модель, которая основывается на формуле максимальныхизгибных напряжений, то есть изгибных напряжений на поверхностиупрочненного зуба, рассмотренного как консольная балка, у его основания[270]: изг P,myк(2.12)где P – распределенная нагрузка в зубчатом зацеплении [Н/мм]; yк –коэффициент формы зуба, рассчитываемый по параметрической формуле(при  = 20° – угол зацепления; fh = 1 – коэффициент высоты головки зуба)[270]:yк  0,154 0,912,z(2.13)где z – количество зубьев в колесе.Напряжение F lim определяли по уточненной формуле [190],основанной на оценке влияния на предел усталости концентрациинапряжений по Нейберу и Екобори [52, 271] вблизи упрочняющих частиц,а также размеров зерна матрицы.Согласно [51-54] предел выносливости при изгибе определяетсяхимическим и фазовым составом цементованного (нитроцементованного)слоя, а также размером зерна матрицы (т.е.

мартенситного кристалла).При оценке влияния содержания углерода и карбидной фазытребуется учитывать, что с одной стороны, они эффективно способствуютупрочнению слоя, а с другой – как доказано, карбиды являются в144подавляющем большинстве случаев источниками зарождения усталостнойтрещины [51, 272].В связи с этим перечисленные структурные факторы оказываютвлияние на начальные процессы зарождения и развитие усталостныхтрещин и, как следствие, на сопротивление усталостному разрушению вцелом.Отрицательное влияние повышения содержания цементита насопротивление усталости можно проиллюстрировать данными из работы[73], согласно которым в результате подстуживания после цементацииперед закалкой с 870-880 °С до 830 °С, сопровождающегося выделениемдополнительныхкарбидовизаустенита,результирующийпределвыносливости снизился с 1920 до 1710 МПа, т.е.

на 11 %.Особенно важно учитывать структурные факторы в высокопрочныхсталях, поскольку, согласно данным работы [51], при твердости выше 40HRC нарушается прямая пропорциональность циклической и статическойпрочности (так, твердость 40 HRC достаточно точно соответствует пределувыносливости -1 = 550 МПа). При более высоких значениях твердостиопределенного соответствия ее пределу выносливости не существует.Как обосновано в работе [52], отсутствие точного соответствияпрочностных свойств и твердости, с одной стороны, и пределавыносливости, с другой, в основном, обусловливается влиянием на пределвыносливости величины зерна матрицы (кристаллов мартенсита), а такжеразмера и морфологии частиц карбидных фаз.Основу расчетного соотношения составило выражение, полученноеТ.

Екобориизтеоретическогоподходакопределениюпределавыносливости в зависимости от концентрации напряжений по Нейберувблизиупрочняющихчастиц,атакже(мартенситного кристалла) [52, 53, 273]:размеровзернаматрицы14511 22D20 1  21  3      i E    ,d3 d   (2.14)где D – диаметр частицы специального карбида (изменяющийся взависимости от условий науглероживания и химического состава стали впределах 0,3-1,0 мкм); d – средний диаметр зерна матрицы (мартенситногокристалла) (d ≈ 0,01 мм); i – напряжение внутреннего трения вмартенсите;  – коэффициент, характеризующий теоретическую прочностьна отрыв; E – нормальный модуль упругости; 0 – размер критическойобласти концентрации напряжений (соизмерим с расстоянием междуисточниками Франка-Рида, равным примерно 100-200 нм [274] и которыйпри изгибе, согласно Нейберу, принимает минимальные значения [271]).Напряжение внутреннего трения, т.

е. сопротивления движениюдислокаций,определялиисходяизследующихсоображений.Нанапряжение внутреннего трения заметно большее влияние оказываютпримеси внедрения, чем примеси замещения; при этом при температурахвыше 400 К влияние взаимодействия дислокаций и иных факторовмалозначительноколичественную[275].Призависимостьэтомустановитьнапряжениятеоретическивнутреннеготренияотсодержания элементов внедрения не представляется возможным. В работе[52]предлагаетсянаходитьiзначениепоэкспериментальноустановленному пределу выносливости при известных характеристикахдиффузионногослояпутемподстановкиполученныхзначенийвсоотношение (2.12).Для этого использовали экспериментальные данные, приведенные вработах [53, 273], согласно которым измеренное напряжение внутреннеготрениядлянизкоуглеродистойстали,содержащей0,16 %(масс.)свободного углерода, равно 75 МПа. При этом также учитывалирезультаты, полученные А.Н.Уткиной, В.И.

Громовым, А.А.Верещагиной,146согласно которым предел выносливости в сердцевине стали ВКС-5составляет 560 МПа, а в цементованном слое – 940 МПа.При подстановке экспериментальных данных в выражение (2.14)получилипараметрическоесоотношение,дающиевозможностьрассчитывать напряжение внутреннего трения (в МПа): i  75  10 6  1  0,8С0  0,75 ,(2.15)где С0 – концентрация свободного растворенного углерода в % (ат.).Коэффициент  приняли равным 1/30 по Коттреллу [276] с учетомнесжимаемости атомов, согласно которому рекомендованное в работе [52]значение данного коэффициента, равное 1/10, является завышенным.Согласно Келли коэффициент  принимает значения в интервале от 1/20до 1/30 [277].Карбиды цементитного типа были рассмотрены как концентраторынапряжений, ослабляющие упрочненный слой, в связи с чем формулу(2.12) модифицировали следующим образом:11 22D20 1  2 1  3     i E     K к ,3d  d   (2.16)где Kк – интегральный коэффициент концентрации напряжений, равный:K к  (1  K к0 pц  pц ) 3 ,(2.17)где K0к – коэффициент концентрации напряжений вблизи частицыцементита; pц – объемная доля результирующего содержания цементита вданной точке слоя после цементации, охлаждения, нагрева до 910° изакалки, зависящая от содержания в слое углерода.

Характеристики

Список файлов диссертации