Методология разработки технологий химико-термической обработки на основе моделирования диффузионных процессов (1024694), страница 28

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

Текст из файла (страница 28)

На каждой стадиинагружения зубчатые пары выдерживались в течение 60 мин. в режимеприработки. Температуру смазки зубчатого колеса марки 12Х2НВФАподдерживали равной 150 °С, а 16Х3НВФМБ-Ш – 250 °С. Температуры напрофилях зубьев испытуемых шестерен контролировали при помощитермопар в режиме реального времени до момента заедания.Результатысопоставленияэкспериментальныхирасчетныхтемператур, соответствующих первому этапу нагружения (т.е. доприработки), и моменту заедания, представлены в таблицах 2.2 и 2.3.189Таблица 2.2 – Температуры на поверхности профилей зубьев колес изстали 12Х2НВФАТемпература приТемпература в моментСпособ определенияначальной нагрузкезаедания (напряжениетемпературы(напряжение в контакте –в контакте – 1550 МПа),890 МПа), °С°С175260По формуле (2.26)212293По формуле (2.27)298501196310Эксперимент [302]РасчетПо модели(2.28-2.28г)Таблица 2.3 – Температуры на поверхности профилей зубьев колес изстали 16Х3НВФМБ-ШСпособ определенияТемпература приТемпература в моменттемпературыначальной нагрузкезаедания (напряжение(напряжение в контакте –в контакте – 1480 МПа),890 МПа), °С°С275360По формуле (2.26)312274По формуле (2.27)398553296396Эксперимент [302]РасчетПо модели(2.28-2.28г)Представленныеданныепоказывают,чтотемпературы,рассчитанные по формуле (2.27), существенно превосходят реальныетемпературы на поверхности профилей зубьев.

Результаты расчета поформуле (2.26) и с помощью расчетной модели удовлетворительносоотносятся с экспериментальными данными (отклонение составляет неболее 30-50 °С).При этом полученные путем решения уравнения (2.29) значениятемпературыдлянормальныхусловийработыотличаютсяот190экспериментальных данных не более чем на 20-25 °С. На момент заеданияотклонение экспериментальных и расчетных данных возрастает идостигает 35-50 °С. Это может быть объяснено тем, что модель неучитывала оказавшее на результаты эксперимента сильное влияниеизменение коэффициента трения вследствие дополнительной приработкиповерхностей колес.

В данном конкретном случае приработка была весьмавеликавследствиепримененияступенчатойнагрузки,постепенноповышавшейся в течение длительного времени (5 часов для зубчатыхколес из стали 12Х2НВФА и 4 часа – из стали 16Х3НВФМБ-Ш).Учитывая вышеизложенное, полученные по результатам численногорешенияуравнения(2.29)результатыпредставляютсянаиболеедостоверными. В этой связи, открывается возможность применитьрасчетный метод определения теплового режима зубчатых пар дляпрогнозирования вероятности возникновения адгезионного схватыванияпроектируемых высоконагруженных передач.При дальнейших расчетах по методике [265] к фактору тепловоговоздействия, разрушающего граничный слой смазочного материала иоблегчающегометаллическийконтактсопряженныхповерхностей,добавили другой существенный фактор, определяющий возможностьвозникновения заедания в зацеплении, является пластическая деформациявзаимодействующих поверхностей [101, 102], которая в расчетах назаедание обычно не учитывается.

Между тем схватывание металлическихповерхностейбезпластическойповерхностейнепластическойдеформациипроявляетсявдеформации[102].участковВозможностьприповерхностнойзонеконтактавозникновениясопряженныхповерхностей определяется высокими нагрузками в зубчатом зацеплении иснижением их твердости в условиях повышенных температур. Практикапоказывает, что сопротивление заеданию растет по мере повышениятвердости и теплостойкости применяемых сталей.191Дальнейшие расчеты производили для цементованных зубчатыхколес из сталей 12Х2НВФА и 16Х3НВФМБ-Ш [265].

При расчетеучитывали изменение упругих свойств и твердости диффузионных слоев,насыщенных углеродом, а также изменение теплофизических параметров.При проведении расчетов принимали, что в результате цементацииконцентрация карбидной фазы в стали 12Х2НВФА примерно равна 10 %, атвердостьупрочненной поверхности при температуре 0 °С составляет60 HRC (654 HB). В стали 16Х3НВФМБ-Ш концентрация карбидовдостигает 25 %, а твердость – 63 HRC (705 HB).Согласно представлениям [100] физическая природа заеданиявключает в себя совокупность явлений, связанных с разрушениемсмазочного слоя и обнажением металлических поверхностей, сближенныхи активированных в результате трения и пластической деформации;образованием адгезионных связей между ними и, собственно, заеданиемконтактирующих тел в результате образования критического числаадгезионных связей (рисунок 2.20).

Одновременно, поскольку заеданиеявляетсяактивируемымпроцессом,рассматривать его в статистическомтопризнаетсядопустимымприближении и описывать припомощи кинетического уравнения [100].Восновеэнергетическогоподходакоценкевероятностисхватывания лежит положение, в соответствии с которым адгезионныесвязи между сопряженными поверхностями возникают при превышениивыделившейся вследствие внешней нагрузки свободной энергией уровняпотенциального барьера, равного сумме работ сил поверхностногонатяжениянаграницемеждукаждымизвзаимодействующихметаллических тел и среды, в которой они находятся [107, 303]:Wx = S(10 + 20 – 12),(2.30)192Рисунок 2.20 – Схемаадгезионноговзаимодействияконтактирующихповерхностей; V – скорость скольжения; P – нормальная нагрузка; 1, 2 –контактирующие тела; 3 – адгезионные связи; 4 – карбонитридыгде S – единичная площадь сечения образующегося адгезионного мостика;10 и 20 – поверхностные энергии границ раздела металл – среда; 12 –поверхностная энергия границы раздела твердых тел.Даже в случае взаимодействия разнородных металлов 12 всегдапренебрежимо мало по сравнению с 10 и 20, а, при взаимодействии двухстальных поверхностей, тем более.

Очевидно, что 10 и 20 практическиравны. Поэтому, для случая взаимодействия нагруженных стальныхповерхностей справедливо:Wx = 2Si,(2.31)где i – поверхностная энергия границы раздела металл – среда.В этой связи доля образующихся за единичный контакт адгезионныхсвязейкобщемучислуатомовметаллическойматрицы,взаимодействующих в трибологическом сопряжении, пропорциональнапроизведению частоты активации атомов и экспоненты от соотношения,отражающего баланс между свободной энергией нагрева сопряженных193поверхностей (вследствие трения и пластической деформации) и работойсил поверхностного натяжения.

Таким образом, в соответствии сэнергетическим подходом к оценке вероятности преодоления силповерхностного натяжения, доля атомов, образующих адгезионные связиза период мгновенного контакта, равна [265]:Na  Ka   2  Sк ) ;kTexp( 1кhEтр  Eпд(2.32)где Ka – коэффициент, отражающий количество атомов, на которыхвозможно образование адгезионных связей; k – постоянная Больцмана; T –мгновенная температура на поверхности зацепления, К; h – постояннаяПланка; и– значения удельной работы силы поверхностногонатяжения (поверхностной энергии границы раздела металл – внешняясреда) для материалов зубчатого колеса и шестерни; Sк – удельная площадьконтакта; Eтр – свободная энергия, выделившаяся вследствие работы силытрения; Eпд – свободная энергия, выделившаяся вследствие пластическойдеформации; к – время существования контакта в зацеплении.Значение коэффициента Ka определяли следующим образом:K a  1  K1 1  K 2 ;(2.33)где K1 и K2 – объемные доли избыточной фазы в составе материаловзубчатого колеса и шестерни соответственно.Согласноуравнению,предложенномуБ.В.

Дерягинымисотрудниками [304], суммарная работа сил трения: AТ = AА-К + Aa, где AА-К работа силы трения в отсутствие адгезии (по Амонтону-Кулону); Aa работа сил адгезии. Отсюда следует, что мощность силы тренияWтр = WА-К + Wa, где WА-К - мощность трения по Амонтону-Кулону; Wa мощность адгезии.

Соответственно: f = fА-К + fa, где fА-К - коэффициенттрения по Амонтону-Кулону; fa - коэффициент трения адгезии.194В этой связи, выражение (2.32) может быть использовано дляуточнения работы силы трения за счет адгезионной компоненты [301]:Wa bLN aк,(2.34)где  - поверхностная энергия образующейся границы раздела при срезеобразовавшихся связей, которая может быть рассчитана по формулеГилмана. Очевидно, что в случае контакта однородных материалов(теплостойких сталей)  ≈ 1 ≈2, где 1 и 2 - поверхностные энергииконтактирующих поверхностей.Использование формулы (2.34) с учетом fA-K = f0 = 0,05-0,10 вместоформулы (2.23а) приводит к значениям коэффициента трения придостижениитемпературинагрузок,соответствующиммоментусхватывания, равным приблизительно 0,25 [301] и выше (до 0,35), чтоблизко к значениям коэффициента трения при заедании, равным согласнооценкам И.А.

Буяновского 0,3-0,5 [305].Статистический метод вычисления интенсивности адгезионноговзаимодействия подразумевает определение величин свободных энергий,выделившихся под действием трения и пластической деформации, израсчета на единичный атом активированной поверхности. Одновременно, вцелях обеспечения единого масштаба соотносящихся величин, значениеплощади Sк для расчета поверхностных энергий контактирующих тел вформуле (2.31) приняли также в отношении на единичный атомкристаллической решетки.Величину Eтр свободной энергии, выделившейся вследствие работысилы трения, определяли путем расчета мгновенной температурыповерхностного слоя зуба колеса, которую находили на основе численногорешения тепловой задачи (2.29-2.29в).195Из рассчитанной температуры , взятой по Кельвину, очевиднымобразом определяется приходящееся на единичный атом поверхностизначение Eтр = kКак следует из соотношения (2.31), наряду с тепловой энергией,обусловленнойработойсилтренияEтр,вероятностьсхватыванияопределяется также величиной работы пластического деформирования Eпд,которую определяли путем решения задачи о внедрении цилиндра, радиускоторого R равен приведенному радиусу более твердого зубчатого колеса взацеплении (а при использованииодинаковых материалов, менеенагретого), в условиях пластичности (рисунок 2.21) [295].Геометрически глубина внедрения цилиндра hв приближенно равна(с учетом того, что hв<<R):s2hв ;2R(2.35)где s – полуширина площадки идеального пластического контакта.Пренебрегая образованием наплыва, согласно [96] допустимопринять, что площадь площадки пластического контакта приближенноравна:FP;HB(2.36)где P – нормальная нагрузка в зацеплении, HB = HB() – твердость поБринеллю поверхности более мягкого материала зацепления, зависящая оттекущей температуры поверхности сопряжения, приведенная в МПа.196Рисунок 2.21 – Схемавнедрениятвердогоцилиндрическоготелавусловиях идеальной пластичности (объяснения в тексте)Из (2.33) и (2.34) следует [96]:21 P;hв 2 R  HB  lв (2.37)где lв – ширина зубчатого венца.Тогдавыделившаясявследствиепластическойдеформациисвободная энергия, приходящаяся на единичный атом, может бытьрассчитана по формуле [265]:PhвP2Eпд  k пд  kk;2 A d э i ci2 R HB l 2d э i ci (2.38)где пдприращение мгновенной температуры вследствие пластическойдеформации; dэ – эффективная глубина действия обусловленногопластической деформацией температурного скачка, принятая равнойприведенной высоте микровыступов трибологической поверхности.Поскольку переход от упругой деформации к пластической связан смгновенным превышением возникающими в контакте напряжениямисоответствующего предела, время температурного скачка вследствиепластической деформации приняли бесконечно малым по сравнению соскоростью выделения тепла в результате трения.197Удельная поверхностная энергия тела может быть наиболее простымобразом определена на основании уравнения Гилмана [306]: E    i    0  ; y0   2(2.39)где  – модуль нормальной упругости; y0 – расстояние между соседнимиплоскостями расщепления; 0 – радиус действия межатомных силпритяжения.Величины y0 и 0 известны.

Вместе с тем, при количественномрасчете следует учитывать, что модуль нормальной упругости являетсяфункциеймгновеннойT =   пд,температурыоткоторойнарассматриваемом температурном интервале (в пределах 0-500 °C) онзависит по закону, близкому к линейному [307]. В тоже время, в пределахконцентраций углерода, образующихся при цементации теплостойкихсталей на поверхности, изменение значения E пренебрежимо мало.Рост твердости HB с увеличением насыщенности диффузионногослоя углеродом более значителен. В этой связи, проведение ХТО, особеннос высоким потенциалом насыщающих элементов, существенно повышаетсопротивление материала возникновению пластической деформации,препятствуетвыделениюсвободнойсоотношения(2.31),преодолениюпрепятствующеговозникновениюэнергиии,какследуетэнергетическогоадгезионныхизбарьера,связеймеждувзаимодействующими металлическими поверхностями. С другой стороны,повышение концентрации углерода и азота приводит к снижениюхарактеристикобусловливая,теплопроводноститемсамым,итемпературопроводности,некотороеувеличениенагревавзаимодействующих поверхностей в трибологическом сопряжении.

Характеристики

Список файлов диссертации