Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 25

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

Текст из файла (страница 25)

рассчитывали по эмпирическойформуле,разработаннойМ.Д.Генкиным,Н.Ф.КузьминымиЮ.А. Мишариным, представленной в работах [98, 104, 297]:f0 0,0562,4  V V0 ск (2.23)где 0 – вязкость масла при объемной температуре зубчатого колеса [Па·с];Vск – скорость скольжения сопряженных поверхностей; V – суммаокружных скоростей точек контакта на зубчатом колесе и шестерне [м/с].168Для масла ВТ-301 (вязкость при 100 °С равна 8,5 мм2/с [295] или0,00935 Па·с), что приводит к значениям f0, равным 0,02-0,04, котороепредставляетсянесколькозаниженными.Поданным[50идр.]коэффициент трения при нормальных условиях смазывания равен 0,050,10.

Кроме того коэффициент трения по данным И.А. Буяновского и др.[100, 106, 298 и др.] существенно растет с увеличением температуры вконтакте. В этой связи выполнили уточнение, основанное на анализеэмпирических данных, учитывающие увеличение коэффициента трения сростом температуры поверхности контакта:f  f 0 1  KТ tнагр  100 ,(2.23а)где f0 – коэффициент трения, равный 0,05-0,07; KТ – некоторыйкоэффициент пропорциональности; tнагр – установившаяся температураповерхности зубчатых колес, °C. Согласно выполненной оценке приняли,что если tнагр ≤ 100 °С, то KТ ≈ 0; а если tнагр > 100 °С, KТ ≈ 0,015. Тогдаоколо 300 °С коэффициент трения f может принимать значения порядка0,23-0,25.Проведенныерасчетынапряженногосостояния,которымсоответствует длительный разогрев в указанных выше пределах, показали,что при граничном трении коэффициент трения не превышает 0,08-0,12, азначение параметра  составляет, соответственно, 0,02-0,03.

Такимобразом, предел контактной усталости изменяется не более, чем на 0,2 %,что существенно меньше погрешности расчета. В этой связи припрактическом применении настоящей математической модели в данныхусловиях трения влиянием температуры на контактную выносливостьпредставляется возможным пренебрегать.Однако, при дальнейшем увеличении силовых и скоростныхнагрузок, а также в условиях неравномерных режимов работы зубчатойпередачи, которые могут вызвать повышение температуры рабочихповерхностей и разрушение масляной пленки, тепловыми факторами169пренебрегать не допустимо.

При таких режимах работы зубчатых передачрешение контактной задачи необходимо осуществлять совместно спроведением теплового расчета.В отсутствие смазочного слоя коэффициент трения стали по сталиможет возрастать до 0,25-0,40 [82], что приведет к дальнейшему ростутемпературыконтактирующихповерхностейвтрибологическомсопряжении, приводящему к заеданию.В соответствии с [65, 299] уже при f > 0,11 максимум приведенныхконтактных напряжений пр(z) (определенных по теории максимальныхкасательных напряжений) находится в точке, находящейся на поверхностиконтакта (z = 0). Согласно выкладкам Б.С. Ковальского [300], утверждениео выходе на поверхность максимальных приведенных контактныхнапряжений справедливо только при f > 0,25.В целях определения механизма контактно-усталостного разрушенияпри предельных значениях коэффициента трения выполнен [301] расчет поформулам (2.2-2.4) для конкретной зубчатой передачи (модуль 3,5 мм,число зубьев 23 и 25, распределенная нагрузка 325 Н/мм, f = 0,45).

Расчетраспределений контактных напряжений показал, что в отличие от данных[65, 299, 300], приведенные напряжения даже при f = 0,45 достигаютмаксимума не на поверхности, а на некотором удалении от нее, на которой,впрочем, принимают значения, близкие к максимальным (рисунок 2.13,для сравнения см. рисунок 2.11, где представлены контактные напряжениядля той же передачи при f = 0,06).

Только при f = 0,50 действительномаксимальным является значение приведенного контактного напряженияна поверхности. Представляется, что различие результатов объясняетсяиной постановкой контактной задачи: так, в работе [300] исследовалисьнапряжения в контакте шара с плоской поверхностью, а в настоящей – вконтакте двух цилиндров.170а)б)Рисунок 2.13 – Расчетныезначенияприведенногоконтактногонапряжения; глубины максимальных эквивалентных напряжений; главныхнормальных и касательных напряжений для конкретной зубчатой передачипри сухом трении: а) f = 0,45; б) f = 0,50 (сплошные тонкие кривые –нормальные напряжения; пунктирные тонкие кривые – касательные)171Расчеты показали, что при f = 0,06 (практически минимальноезначение для реальных стальных зубчатых колес при эффективномсмазывании), глубина залегания максимальных приведенных напряженийравна h0 = 0,72b (b – половина ширины контактной площадки), амаксимальное приведенное напряжение пр max = 0,89z max (для сравнения,по теории максимальных касательных напряжений при f = 0 получено:h0 = 0,786b; пр max = 2пр max = 0,60z max [65, 299]).При f = 0,11 расчетным путем получили: h0 = 0,63b; пр max = 0,91z max(согласно [61, 218]: h0 = 0; пр max = 0,86z max).При f = 0,35 рассчитали: h0 = 0,53b, пр max = 0,98z max (в работе [300]для случая контакта шара и плоскости получено, что при f = 0,35 по теориимаксимальныхкасательныхнапряженийпр max = 0,73z max;поэнергетической теории пр max = 0,75z max).

Несмотря на установленноеразличие в месте приложения максимальных приведенных напряжений,отмечаются очень близкие значения, полученные для них при одинаковыхзначениях коэффициента трения для случаев контакта шара и плоскости вработе [300] и контакта двух цилиндров в настоящей работе.Таким образом, с увеличением температуры, сопровождающимсяростом значения коэффициента трения, в зоне контакта максимальныеприведенныеконтактныенапряжениярастутиприближаютсякповерхности. В этой связи при сухом трении вероятность зарождениятрещины в приповерхностной зоне резко возрастает, различие междуповерхностнымиглубиннымконтактно-усталостнымразрушениемстирается.Микроструктурным анализом выявлены усталостные трещины,соединяющиеподповерхностныевключения,являющиесяконцентраторами напряжений, и внешнюю поверхность цементованногозубчатого колеса (рисунок 2.14), приводящие к образованию повреждения.Представляетсявозможным,чтообразованиютрещинытакже172способствовалипериодическиеобразованиеиотрывадгезионныхмостиков между сопряженными поверхностями при пиковых нагрузках,характерных для неравномерного режима работы данной зубчатойпередачи.

В ходе дальнейшей работы передачи вероятно также имеломесто расклинивание трещины вследствие давления масла.Рисунок 2.14 – Микроструктура приповерхностной усталостной трещины,образовавшейся в цементованном слое зубчатого колеса из теплостойкойстали 20Х3МВФ-Ш вблизи включения, ×2002.4 Влияниетвердостиинасыщенностидиффузионныхслоевнасопротивление изнашиваниюВ подп.

1.3.3. сформулированы требования к цементованным(нитроцементованным)иазотированнымслоямсточкизрениясопротивления изнашиванию, прежде всего, абразивному. Представленызависимостиизносостойкостиазотированныхслоевоттвердостиповерхности (см. рисунок 1.15) и зависимости скорости изнашиванияцементованных слоев от содержания карбидной фазы (см. рисунок 1.16).Также приведены регрессионные зависимости скорости изнашивания173цементованных слоев от содержания карбидной фазы (1.4) и от твердостиповерхности цементованных слоев (1.5).Показано,чтосростомтвердостиазотированныхслоевсопротивление изнашиванию возрастает по линейному закону.

Такжелинейно уменьшается скорость изнашивания цементованных слоев сувеличением твердости их поверхности.Согласно [83] между объемной долей карбидной фазы, твердостьюповерхностицементованногослоянатеплостойкойсталииегонасыщенностью углеродом имеет место линейная пропорциональность(рисунок 2.15).Рисунок 2.15 – Зависимость объемной доли карбидной фазы и твердостиприповерхностной зоны цементованного слоя теплостойких сталей отсодержания в них углерода: (♦) – 16Х3НВФМБ-Ш [13]; (○) – 20Х3МВФ-Ш[83]; (▲) – 12Х2НВФА [13]Износостойкость диффузионного слоя оценивали [13, 83] путемиспытания образцов стали 20Х3МВФ на машине "Шкода-Савин".Использовали наиболее жесткие условия изнашивания, при которых174происходит процесс микрорезания.

Образцы имели диаметр 60 мм итолщину 10 мм.Истирание участка поверхности выполнял диск из твердого сплаваВК-6 диаметром 30 мм и шириной 6 мм. Скорость вращения дискасоставляла 500 об./мин., рабочая нагрузка – 50 Н. Определяли скоростьизнашивания (IV) как отношение объема лунки износа ко времениизнашивания, при котором глубина лунки составляла 0,1 мм Толщинацементованного слоя составляла 1,2 мм при протяженности активнойкарбидной зоны до 0,30 мм.В условиях металлического контакта микронеровностей в зубчатомзацеплении, сопровождающегося действием высоких контактных нагрузоки скоростей скольжения преобладают два механизма скоростногоизнашивания: адгезионное взаимодействие и микрорезание выступамимикронеровностей, а также твердыми частицами – продуктами износа.

Характеристики

Список файлов диссертации