Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 22

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

Текст из файла (страница 22)

Коэффициентконцентрации напряжений принят равным третьей степени от выражения(1  K к0 pц  pц ) , исходя из статистических представлений, посколькучисло закритических зародышей трещины пропорционально третьейстепени от объема цементитной фазы.147Цементит является более прочной структурной составляющей посравнению с мартенситной матрицей в одном направлении (нормальныймодуль упругости E = 300 ГПа) и ослабленной в двух других (E = 140–150ГПа) [278]. С учетом повышенной вероятности образования зародышаусталостной трещины при разрушении сравнительно крупной частицыцементита по наименее прочным направлениям при оценке сопротивленияразрушению использовали более низкие значения модуля E.При соотношении модулей нормальной упругости в цементите (дляослабленных кристаллографических плоскостей, в которых наиболеевероятно зарождение усталостной трещины) и в мартенситной матрице (всреднем E = 208 ГПа), равном приблизительно 0,75:1, рекомендуетсяпринимать коэффициент концентрации напряжений, равным 0,8 [52].Однако это значение рекомендовано без учета количества карбидной фазы,вызывающейконцентрациюнапряжений,идругихсущественныхфакторов, влияющих на снижение несущей способности слоя.В связи с этим, принимая во внимание заметную неравномерностьраспределениявключенийцементита,различиякоэффициентовтермического расширения цементита и мартенсита (учитывая, что деталииз теплостойких сталей, применяемых в авиационных и рекомендованныхк применению в высоконагруженных автомобильных зубчатых передачахзачастую эксплуатируются при температурах выше 300 °С), искаженнуюформу частиц, особенно при их сращении (рис.

2.7), еще болееувеличивающуюконцентрациюнапряжений,микроскопическийкоэффициент концентрации напряжений приняли равным 0,8 K0к. Этозначение нельзя считать заниженным, так как из элементарного расчета поформуле (2.17) следует, что при объемной доле цементита, равной 20 %,интегральный коэффициент концентрации напряжений Kк = 0,88.Послеразработаннойвыполненныхмоделиуточненийиспользовалидляпроверкиполученныевадекватностиработе[60]экспериментальные значения предела выносливости при изгибе -1 для148двухсимметричныхрежимоввакуумнойцементациикомплексно-легированной теплостойкой стали 16Х3НВФМБ-Ш (ВКС-5), химическийсостав которой указан в таблице 1.2.Рисунок 2.7 – Типичная микроструктура диффузионного слоя теплостойкой стали после вакуумной цементации: выделяются активнаякарбидная зона (1), где присутствуют наряду со специальными карбидамиболее крупные частицы легированного цементита; зона дисперсныхтугоплавких карбидов (2)Принятая полная термическая обработка этой стали представляетсобой цементацию в атмосфере ацетилена низкого давления (вакуумную149цементацию) при температуре 930-950 °С, охлаждение на воздухе, закалкуот 910 °С в потоке аргона и низкий отпуск при 200-250 °С.Карбидная фаза в стали ВКС-5 после цементации и закалки (см.рисунок 2.7) включает в себя крупные (1–3 мкм) частицы легированногопреимущественно хромом цементита, а также дисперсные (0,3–0,7 мкм)частицывысокопрочногокарбидамолибдена(Mo2C)иособовысокопрочных карбидов типа WC, VC и NbC, упругие свойства которыхизвестны.

Кроме того, в составе карбидной фазы содержится некотороеколичество соединений хрома и железа на базе карбида Cr6C3.Частицы цементита при обычной температуре процесса (около940 °С) характеризуются преимущественно глобулярной (близкой ксферической или кубической) формой. Частицы специальных карбидов нафотографияхмикроструктурпредставляютсяввидеточек(см.рисунок 2.7).

При этом они могут иметь наряду с округлой и вытянутуюформу. Установить соотношение осей их частиц по микрофотографиишлифа затруднительно.Предварительный расчет параметров диффузионного слоя, включаяколичество, фазовый состав и морфологию карбидной фазы, необходимыхдля расчета предела выносливости по формуле (2.16), проводили пометодике [267].Известно, что при усталостном разрушении зуба вследствиеприложения изгибных нагрузок зарождение трещины происходит вповерхностной области (согласно данным [52] не далее расстояния отповерхности, равного 0).

В связи с этим в формулу (2.16) подставлялирассчитанныезначенияпараметровдиффузионногослоя,соответствующие поверхностной области металла.Прочностные свойства, а также параметры диффузионых слоев,полученные экспериментально в работе [60] по принятым режимам150вакуумной цементации, сопоставляли с результатами расчета по модели,включающей в себя формулу (2.16) (таблица 2.1).В сердцевине получили значение предела выносливости, равное590 МПа, что близко к данным, полученным А.Н.Уткиной, В.И.

Громовым,А.А.Верещагиной.Таким образом установили, что расчетные результаты находятся вудовлетворительном соответствии с экспериментальными данными.Таблица 2.1–Экспериментальныеирасчетныезначенияпределавыносливости стали ВКС-5 после вакуумной цементации по двум режимамРежим вакуумнойЭкспериментальныеРасчетные данныецементацииданные [60]по моделиНомеррежимаt, °Cформулеτа,τп,n,СС, %hэфф,-1,СС, %hэфф,-1,(1.2),минминцикл.(масс.)ммМПа(масс.)ммМПаМПа1.940112121,070,79801,080,697010802.940110451,451,39101,511,29301400τа – продолжительностьτп-1 по–продолжительностьактивнойпассивнойстадиистадиидиффузионногонасыщения;выравнивания;СС – концентрация углерода на поверхности; n – количество циклов технологическогорежима вакуумной цементации; -1 – предел выносливости при изгибеДля сравнения провели расчет -1 по формуле (1.2).

По известнымданным о пределе текучести (1150 МПа) и временном сопротивленииразрыву (1300 МПа) стали ВКС-5 до цементации [1] получили значение660 МПа, что заметно отличается от экспериментальных результатов,полученных в работе А.Н.Уткиной, В.И. Громовым, А.А.Верещагиной.Значения прочностных характеристик в диффузионном слое сталиВКС-5 также оценивали расчетным путем по методике [267]. Для этогосуммировали вклад в упрочнение свободного растворенного углерода151мартенситной матрицы, а также некогерентных частиц цементита помодели Анселла-Ленела и специальных карбидов по более точной моделиОрована [279, 280]. По результатам расчета оценили механическиесвойства диффузионных слоев стали ВКС-5, полученные после вакуумнойцементации по режимам № 1 (0,2 = 1925 МПа, B ≈ 2200 МПа) и № 2(0,2 = 2580 МПа, B ≈ 2800 МПа).Рассчитанные на их основе по формуле (1.2) значения пределавыносливости в диффузионном слое после цементации по режимам № 1 и№ 2 также существенно отличаются от экспериментальных результатов[60] в сторону увеличения (см.

таблицу 2.1). При этом рассчитанное такимспособом значение предела выносливости после цементации по режиму№ 2 превосходит соответствующее ему экспериментальное значениепримерно в 1,5 раза, что абсолютно неудовлетворительно.Принципиальным недостатком параметрической формулы (1.2) и ейподобных является односторонний подход к оценке влияния карбиднойфазы, которая, играя ведущую роль в упрочнении стали, как сказано выше,одновременно является основным источником зарождения усталостныхтрещин.

Вместе с тем, приведенные выше формулы вполне пригодны дляпредварительных расчетов сопротивления усталости низкоуглеродистыхсталей, в которых, как показано в работе [51], достаточно точновыполняется прямая зависимость между статическими и циклическимипрочностными свойствами.Существуетболеесовременнаяпараметрическаяформула,связывающая предел усталости и твердость по Виккерсу (HV) и размервыделений [281-283]:16 1  1,56HV  120 / L ;(2.18)где L – размер включения, мкм. Существенным недостатком даннойформулы является ее ограниченная область адекватности: 5 мкм < L < 1000мкм.

Вместе с тем, при цементации теплостойких сталей размер частиц152цементита, как правило, не превышает 3 мкм, редко достигает 5 мкм [13,113]. Выполнен расчет по формуле (2.18) для диффузионного слоя,полученного на теплостойкой стали при L = 5 мкм; твердость 63 HRC или770 HV. Получили -1 = 1060 МПа, то есть значение, превышающееэкспериментальные данные по режиму №2(см.таблицу 2.1),характеризующемуся более высокой насыщенностью диффузионного слояуглеродом, на 16 %. Таким образом, данный метод расчета можетприменяться только для предварительной оценки -1.В связи с этим уточненную формулу (2.16) целесообразно принять вкачествезамены параметрических соотношений между механическимисвойствами стали и пределом выносливости, в том числе формулы (1.2).Согласно расчетным данным по формуле (2.16) установилизависимость предела выносливости при вакуумной цементации сталиВКС-5 от концентрации углерода на поверхности (рисунок 2.8).Результатырасчетовудовлетворительносогласуютсясэкспериментальными данными.Следует отметить, что данная модель не применима к расчетупредела выносливости в газовых окислительных атмосферах, так какпомимо обезуглероживания в них происходит выделение игольчатыхчастицоксидов,коэффициентамисоответственно,характеризующихсяконцентрациизначительносущественнонапряжений,болеенизкимичембольшимикарбиды,значениямии,пределавыносливости по сравнению с рассчитанными по предлагаемой модели[60].В согласии с экспериментальными результатами, полученными вработе [60] для цементованных слоев, концентрации углерода от 0,85 до1,05 % соответствуют области наиболее высоких расчетных значенийпредела выносливости при изгибе.153Рисунок 2.8 – Расчетнаязависимостьпределавыносливостидиффузионного слоя стали ВКС-5 от содержания углерода на поверхностидетали,подвергнутойвакуумнойцементациивацетилене,иэкспериментальные данные: (■) – данные А.Н.Уткиной и др.; (□) – [60];(▲) - экспериментальные значения предела усталости цементованногослоя стали типа ВКС-5 – 20Х3МВФ-Ш [28, 46]Левая ветвь кривой предела выносливости при изгибе существенноболее крутая, чем правая (см.

рисунок 2.8). Это обусловлено тем, что притвердости в пределах 40 HRC (т.е. при относительно небольшихконцентрациях углерода) предел выносливости прямо пропорционалентвердости и статической прочности, а, следовательно, содержаниюнасыщающих элементов. С ростом насыщенности слоя углеродом154возрастает внутреннее трение, кроме того, увеличивается количествомелкодисперсных тугоплавких карбидов, которые способствуют ещебольшемуупрочнениюдислокаций,диффузионноговынужденныхогибатьслоязасчетвысокопрочныеторможениячастицыподдействием приложенной нагрузки.Точке максимума на рисунке 2.8 соответствует начало выделениячастиц цементита после завершения полной термической обработки.Правая ветвь кривой нелинейная и более пологая. Это обусловленотем, что с увеличением концентрации углерода и, соответственно,объемной доли цементитной фазы, возрастает средний размер частицыкарбида типа (Fe, Cr)3C.

Характеристики

Список файлов диссертации