Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 24

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

Текст из файла (страница 24)

Отсюда, если частицы данных карбидовусловно принять сферическими, то 0 =  - r = 1,690,3 мкм - 0,3 мкм ≈≈ 0,2 мкм, что соответствует максимальным значениям расстояний междуисточниками Франка-Рида, т.е. 200 нм.162Как сказано выше, значение z max помимо нормальной нагрузки Pзависит от геометрических параметров передачи, включая модульзубчатыхколесичислазубьев.Интегральнымпараметром,характеризующим геометрию зубчатого колеса является приведенныйрадиус кривизны зуба, рассчитываемый по известным формулам. Значениеz max, при котором наступает разрушение вследствие контактной усталостиесть предел контактной выносливости H lim.В этой связи, для установления результирующего значения пределаконтактной выносливости H lim, как обобщенного эксплуатационногосвойстваконкретногодиффузионногослоя,вычисленияz maxосуществляли при значении приведенного радиуса, равного 12,1 мм,соответствующего стандартным размерам образца для испытаний наконтактную выносливость на машине Ш-17 (конструкции ИМАШ РАН)диаметром 30,2 мм и контртела диаметром 121,0 мм.

Стандартная скоростьскольжения на отстающей поверхности образца принята равной 0,75 м/с.Провели сопоставление зависимости расчетных значений пределаконтактной усталости от концентрации углерода на поверхности сэкспериментальными, полученными при указанных выше условиях(рисунок 2.12). Установлено удовлетворительное соответствие результатоврасчета по модели полученным в ходе экспериментов. При этомпротяженность экспериментальных диффузионных слоев составляла 0,81,2 мм (по концентрации углерода в слое, равной 0,4 %).

Примоделировании вакуумной цементации и расчете предела контактнойвыносливости эффективная толщина слоя принималась равной 1,00-1,35мм (с учетом снятия припуска 0,15-0,20 мм на шлифование).163Предел контактной усталости, МПа2250200017501500125010000,91,11,31,51,71,9Концентрация углерода на поверхности, % масс.Рисунок 2.12 – Расчетная зависимость предела контактной усталостидиффузионного слоя стали ВКС-5 от содержания углерода при цементациии экспериментальные данные (○) [13]; (▲) – экспериментальныерезультаты [63]; (■) – экспериментальное значение H lim для экономнолегированной стали [68]Учитываяизложенноепредставляетсядопустимымприменятьматематическую модель при проектировании технологических режимоввакуумной цементации на практике.

Это особенно существенно с учетомзначительных затрат и большой длительности определения пределаконтактной усталости экспериментальным путем даже по методуускоренных испытаний (Л.В. Муратова [291]), который применялся приустановлении значений H lim, использованных в настоящей работе припроверке адекватности математической модели.С полученными результатамисопоставилизначение пределаконтактной усталости для экономно-легированной стали SAE 8620 (США),подвергнутой вакуумной цементации, известное по литературным данным164[65] (см.

рисунок 2.12). Указанная сталь не образует достаточногоколичества высокопрочной карбидной фазы в слое. Данное обстоятельствообъясняет достижение меньшего уровня контактной выносливости присхожей схеме термической и химико-термической обработки.Такимобразом,зависимостьпределаконтактнойусталостивозрастает до концентраций углерода, равных 1,5-1,7 % по массе, послечегоначинаетмедленноснижаться.ПервоначальныйростH limобъясняется упрочнением диффузионного слоя за счет увеличенияколичества и, соответственно, размеров частиц высокопрочных карбидовсильных карбидообразующих элементов.

При этом, в слое послефинишного шлифования практически отсутствуют карбиды цементитноготипа, которые обладают такой же прочностью как мартенситная матрицапри высокой хрупкости. При дальнейшем увеличении концентрацииуглерода в слое происходит соответствующий рост протяженностиактивнойкарбиднойзоны,котораячастичнодостигаетобластимаксимальных приведенных контактных напряжений. В этом случаепроявляетсянегативноедействиеотносительнокрупныхкарбидовцементитного типа, которые могут являться источниками зарожденияусталостных трещин [51] и концентраторами напряжений, снижая, темсамым, контактную выносливость слоя.

Следует отметить, что карбидовцементитного типа на глубине насыщенного слоя не может бытьдостаточно много, чтобы их влияние резко снижало контактнуювыносливость. Этим объясняется медленное снижение предела контактнойусталости после достижения максимума.Путем расчета эпюры допустимых контактных напряжений взависимости от насыщенности слоя углеродом и сопоставления ее сэпюрой приведенных контактных нагрузок может быть определена пометоду, изложенному в работе [64], требуемая эффективная толщина слоя.165Следует отметить, что наряду с дислокационной теорией Т. Екоборисуществует ряд других теорий возникновения усталостных трещин [89].Так, в работе [53] предложен энергетический подход к определениювозможности зарождения трещин на основе сопоставления энергии ихзарождения с теплотой плавления.

Как представляется, получениечисленногорешениязатруднительномикрообъеме.сввидуКромеприемлемойточностьюнеопределенноститого,такойреальнойподходнетакимпутемпрочностиучитываетввлияниеструктурных неоднородностей.Известен статистический подход к оценке вероятности зарождениятрещины, как развитие теории Гриффитса-Орована. Данный расчетныйметод использован для решения частной задачи о зарождении трещиныпри разрушении карбидной сетки в достаточно упрощенной постановке[272].Существует также гипотеза зарождения усталостных трещин прициклическом упрочнении, сопровождающимся охрупчиванием, особенно вслучае малоцикловой усталости.

В работе [292] описан факт глубинного(подповерхностного)зарождениятрещинконтактнойусталостившарикоподшипниковой стали, содержащей 1 % C и 1,5 % Cr, которыйавторысвязываютсвыделениемподнагрузкойкрупныхчечевицеобразных карбидов.Данныеобухудшениипластическихсвойстввследствиемалоцикловой нагрузки находятся в противоречии с результатами работ[293, 294], в которых экспериментально установлен при динамическомстарении сталей рост прочностных свойств при сохранении пластичностии вязкости. Вместе с тем, в указанных исследованиях старению поднагрузкой подвергали стали, содержание углерода в которых непревосходило 0,65 % (стали 65, 65Г, 65С2ВА, 60С2ХА, 50ХГФА [293], атакже40Х3Н3М,42Х2Н5СМ,40Х3Н3[294]),сравнительнонепродолжительное время.

При этом, после определенного количества166циклов наступало насыщение и дальнейшего прироста свойств непроисходило. Как в установлено в работе [293], выделяющаяся в ходединамическогостарениякарбиднаяфазаимеетблагоприятнуюглобулярную морфологию, что не всегда наблюдается даже прицементации.Представления о выделении вторичной цементитной фазы прициклическом контактном нагружении развиты в работе [63], в которойэкспериментально установлено выделение карбидов на рабочей сторонезуба,подвергающейсяненагруженнойвыкрашиваниянагружению,поверхности.ускоряетпроцессвПроцессотличииотсвободной,контактно-усталостногососредоточенноймикротекучести,сопровождающейся образованием полос скольжения, вдоль которыхусталостные трещины выходят на поверхность.Как представляется, гипотеза о зарождении трещин контактнойусталости вследствие распада мартенсита и остаточного аустенита поднагрузкой вполне обоснована, поскольку взаимосвязь крупных карбидовцементитного типа и образования трещин находится в русле научныхпредставлений.

Вместе с тем, как вероятно, зарождение карбидовнеблагоприятной морфологии может быть следствием низкого содержаниякарбидообразующих элементов в стали. В подтверждение этого авторы[292] отмечают, что в инструментальной стали M-50, характеризующейсявысокой контактной долговечностью, содержащей наряду с 1 % C, более4 % Mo, более 4 % Cr и более 1 % V, а также 3,5 % Ni.Таким образом, представления о негативном влиянии крупныхчастиц цементита на сопротивление контактной усталости легированныхсталей подтверждается экспериментально и теоретически.Вопросы влияния на контактно-усталостное разрушение тепловыхэффектов и связанных с ним факторов трения скольжения сопряженныхповерхностей требуют дополнительного обсуждения.167Какуказаноцементуемыхвышезаключительнаякомплексно-легированныхтермическаясталей–обработканизкийотпуск,проводится при температуре, не превышающей 250 °C, что накладываетсоответствующие ограничения на длительный разогрев зубчатых колес,упрочненных по данной технологии, в связи с опасностью распадамартенситаcдинамическойвыделениемнагрузкицементитаиподповышеннойсовместнымтемпературыдействием[63],какпредставляется наиболее вероятным, в виде сетки по границам зерен, чторезко снижает контактную выносливость.Применяемое в редукторах авиационных газотурбинных двигателейчетвертого поколения масло ВТ-301 (ТУ 38.101657-85) обеспечиваетнормальное смазывание сопряженных поверхностей без вспышки дотемпературы не менее 260 °C [295] (по другим данным – до 280 °C).Характеристики именно этого масла, влияющие на температурнуюзависимость коэффициента трения, заложеныв модель тепловыхпроцессов в зубчатом зацеплении.Учитывая, что при настоящем состоянии научных знаний о тренииразработка точных расчетных соотношений коэффициента диффузии непредставляется возможной [296], при расчете касательных напряжений поформулам (2.4) значение коэффициента трения скольжения (без учетатемпературы в зубчатом зацеплении) f0.

Характеристики

Список файлов диссертации