Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 23

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

Текст из файла (страница 23)

Этот размер приблизительно пропорционаленкорню третьей степени от объемной доли избыточной фазы, котораявследствиеотносительно малого количества карбидов других типов вповерхностнойзоне,прямопропорциональнанасыщенностислояуглеродом. Увеличение размера частицы карбида цементитного типа, какуказано выше, повышает вероятность усталостного разрушения.Вместе с тем, оптимальная насыщенность поверхности слояуглеродомдостиженияявляетсянеобходимым,максимальногононесопротивлениядостаточнымусталостиприусловиемизгибе.Образовавшаяся усталостная трещина в некоторых случаях способна костановке роста, условием чего является достаточно большая площадьвязкой сердцевины детали.Для этого в зубчатых колесах эффективную толщину диффузионногослоя устанавливают в зависимости согласно соотношению (1.1), которое,как указано выше, представляет собой компромиссное решение междуоптимальнымизначениямипротяженностислоев,обеспечивающихотносительно высокие значения предела выносливости на изгиб, иконтактной выносливости.В связи с этим в более тонких диффузионных слоях, несоответствующих условию (1.1), за счет снижения сопротивления155глубинным контактным напряжениям могут быть достигнуты болеевысокие значения предела выносливости при изгибе в результатеторможения распространения усталостных трещин вязкой сердцевиной,чем рассчитанные по модели, основанной на формуле (2.16).Замедлениелегированнойобусловлендействиемразвитиястали,подвергнутойперестроениемвнешнихусталостнойисходнойциклическихтрещиныцементациивкомплексно-(нитроцементации)субзереннойнапряженийструктуры.Подконфигурациядислокационных субграниц в вершине трещины перестраивается.

Такаяэволюция дислокационной структуры сопровождается многократнымувеличением плотности вакансий [284], взаимодействие которых, а такжевакансий, как известно, приводит к образованию множества микропор,которые, примыкая к вершине трещины, увеличивают ее радиус, вызываяее затупление. Преодоление трещиной зоны пластической деформации,вероятно, связано с разрывом перемычек между порами. Данный механизмразвития трещины подтверждается микроструктурой поверхности излома(рисунок 2.9).Так, в сердцевине усталостная трещина развивается по механизмувязких усталостных бороздок, перпендикулярных по отношению кнаправлению ее развития (см.

рисунок 2.9б). При этом, скорость ростатрещины существенно меньше, чем в цементованном слое. Отчетливовидны следы продвижения трещины усталости за цикл и следы ееветвления. Характер рельефа усталостной зоны практически одинаков длясердцевины всех типов цементованных и нитроцементованных образцов.Поверхность области долома на образцах имеет черты вязкогоразрушения (см.

рисунок 2.9в). В этой зоне прекращается усталостныймеханизм и действует статическое разрушение. Участки верхней частиизлома состоят из крупных чашек, окруженных множеством мелкихчашек.156а)б)в)Рисунок 2.9 – Микрофрактограммы поверхности усталостного разрушенияцементованных образцов из стали ВКС-7, ×300: а) в цементованном слое;б) в сердцевине; в) в участке доломаТаким образом, положительный эффект поверхностного упрочненияпри оптимальной насыщенности углеродом (углеродом и азотом)обусловленвысокойнесущейспособностьюформируемогодиффузионного слоя, а также вязкой и прочной сердцевиной (вследствиеприменениятеплостойкойсталиВКС-7,характеризующейсямаксимальными прочностными свойствами сердцевины [1]). Действиеэтих факторов проявляется как на стадии зарождения трещины усталостина поверхности зуба, так и на стадии ее развития через его сердцевину.2.3 Определение требований к диффузионному слою по критериюсопротивления контактной усталостиКак известно, контактная усталость может проявляться в двухформах:зарождениитрещиннаповерхностиивглубинеприповерхностной области [89, 285].

По мнению [76] наибольшуюопасностьпредставляютсобойглубинныетрещины,вызванныеконтактной усталостью. Аналогичного мнения придерживаются авторыработ [63, 254, 257].157В работе [286], в которой не рассматривались металловедческиеаспекты проблемы, изложена противоположная точка зрения, основаннаяна экспериментальном изучении контактного усталостного разрушенияповерхностей подшипников качения. В более поздней работе [65] авторзанял более компромиссную позицию, допуская возможность обоихмеханизмов усталостного разрушения при контакте.В работе [287] по результатам проведенных экспериментальныхисследований показано, что для цементованных сталей при отсутствии наповерхноститочечныхповерхностныхдефектов(включений),концентраторов напряжений, а также общей поверхностной коррозии(шелушения на глубину не более 0,025 мм) причиной контактнойусталостиявляетсяподкорковаяусталость.Приэтом,причиной,вызвавшей подкорковую усталость, может являться наличие включения.В зарубежной научной литературе превалирует мнение об особойопасности поверхностных напряжений в условиях их концентрациивследствие конструктивных особенностей контактирующих деталей, атакже значительного эффекта от трения [288 и др.], при этом вопросымеханизма контактно-усталостного разрушения при глубинном залеганиимаксимальных приведенных напряжений отдельно не обсуждаются.

Прианализе решений контактной задачи Герца рассматриваются вопросыстатического нагружения за редкими исключениями (например, фреттингкоррозия).Таким образом, для высокопрочных диффузионных слоев назубчатыхколесахизтеплостойкихсталей,какпредставляется,наибольшую опасность представляют глубинные контактные напряжения.По данным, приведенным [89], продолжительность зарожденияусталостной трещины в высокопрочной стали, может соотноситься квремени ее роста, как 9:1, что показывает особую опасность контактнойусталости по сравнению с изгибной.158По М.А. Саверину условием прочности материала, находящегося взонеконтактныхнапряжений,являетсявыполнениеследующегонеравенства [251], вытекающего из формулы (2.5): пр z  1( x   y ) 2  ( y   z ) 2  ( z   x ) 2  6( xy2   yz2   zx2 )   1 z ,2(2.20)где пр(z) – приведенное напряжение в точке максимальных эквивалентныхнапряжений, на глубине от поверхности z.Главные нормальные напряжения x,y,z и главные касательныенапряжения xy, yz, zx, а также приведенные напряжения пр(h)рассчитывали по формулам (2.2-2.4, 2.20), которые формализовали наязыке Object Pascal в среде Embarcadero Delphi [228, 289].

Разработаннаяприкладнаяпрограммавключаетвсебясовременныйинтерфейспользователя; в нее наряду с расчетными соотношениями контактныхнапряженийвстроеналгоритмрасчетанаизгибныенапряжения,температурный режим передачи и заедание (рисунок 2.10).Врезультатерасчетадляграничноготрениявусловияхэффективного смазывания получили распределения главных нормальных икасательных, а также приведенных напряжений (рисунок 2.11) [263].Совокупность главных нормальных и касательных напряжений, атакже значение h0 определяется главным нормальным напряжением вполюсе зацепления z max, а также упругими свойствами материала,которые несколько снижаются при нагреве.z1 = 21, z2 = 32; ширина венца 38 мм; P = 325 Н/мм; число оборотов шестерни 4500 об./мин; 0 = 100 °СРисунок 2.10 – Отображение экрана расчета напряженного состояния и нагрева зубчатой передачи: m = 4 мм;159160Как показано в работах М.В.

Коровчинского, при нагревеповерхности вследствие трения сопряженных поверхностей за счеттермическогорасширенияпроисходитувеличениезначениямаксимального нормального напряжения на площадке контакта z max [290]по следующей приближенной формуле: z max tнагр    z max t0 1  0,62 ,(2.21)где tнагр – температура нагрева контактной зоны; t0 – температура принормальных условиях;  – некоторый коэффициент, равный:Рисунок 2.11 – Расчетныезначенияприведенногоконтактногонапряжения; глубины максимальных эквивалентных напряжений; главныхнормальных и касательных напряжений для конкретной зубчатой передачи(модуль 3,5 мм, число зубьев 23 и 25, распределенная нагрузка 315 Н/мм)при коэффициенте трения f = 0,061611fPE x ,2  z max t0  1   (2.22)где P – распределенная нормальная нагрузка в зацеплении, Н/мм;E – модуль нормальной упругости при расчетной температуре нагрева;x – коэффициент теплового расширения материала при расчетнойтемпературе;–коэффициенттеплопроводностиприрасчетнойнаоснованиитемпературе.Пределвыносливостиматериалаопределялитеоретического подхода Т.

Екобори (см. п. 2.2), основанного наконцентрации напряжений и дислокаций вблизи упрочняющих частицтугоплавких карбидов, а также учете размеров зерна матрицы [52], сучетом принятых уточнений по формуле (2.16).Однако, в отличие от задачи об оценке предела выносливости приизгибе, в задаче об установлении предела контактной выносливостизначение 0, которое сильно влияет на результат расчета по формуле (2.16),определяли из следующих соображений.Как указано выше, 0 соизмеримо с расстоянием между источникамиФранка-Рида. Вместе с тем, при контактном нагружении напряженноесостояние,определяющеевыносливостьматериалаопределяетсяпреимущественно касательными напряжениями [65], которые по Нейберу[271] достигают максимума на расстоянии r от центра высокопрочнойсферической частицы радиуса , равном r  3 .Какуказановыше,комплексно-легированныхрадиуссталейобразующихсячастицприцементациивысокопрочныхкарбидовсоставляет 0,2-0,3 мкм, при этом в приповерхностной области зоне ихразмер несколько увеличивается.

Характеристики

Список файлов диссертации