Оптимизация технологического процесса вакуумной цементации зубчатых колес из теплостойкой стали с целью повышения циклической прочности

Размещено на http://www.allbest.ru/

УДК 621.785.5:621.883

Оптимизация технологического процесса вакуумной цементации зубчатых колес из теплостойкой стали С целью повышения циклической прочности

М.Ю. Семенов, П.Н. Демидов, В.А. Нелюб

Рассмотрен вопрос критериев выбора технологических факторов вакуумной цементации с целью повышения циклической прочности. На примере двух современных авиационных зубчатых передач показаны возможности расчетного метода проектирования технологического режима в случае повышенной опасности усталостного разрушения вследствие изгиба зубьев.

Ключевые слова: теплостойкие стали, зубчатые колеса, вакуумная цементация, циклическая прочность, усталостное разрушение, изгиб.

Современные зубчатые колеса авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) в процессе эксплуатации подвергаются действию различных внешних факторов, которые могут вызвать их разрушение: адгезионный и абразивный износ рабочих поверхностей, их выкрашивание из-за контактной усталости, излом зубьев вследствие циклической изгибной нагрузки [1].

Оптимальный выбор способа химико-термической обработки (ХТО) и теплостойкой стали способствует повышению сопротивления зубчатых колес заеданию за счет получения развитой карбонитридной фазы в диффузионном слое [2]. В настоящей работе рассматриваются критерии выбора способа ХТО и ее режима при необходимости обеспечить максимальную циклическую прочность при сохранении относительно высоких свойств по теплостойкости, сопротивлению контактной усталости и заеданию, которые обусловливают необходимость применения комплексно-легированных сталей типа 16Х3НВФМБ-Ш (ВКС-5), содержащих большое количество карбидообразующих легирующих элементов [1].

Циклическая прочность материалов зубчатых передач ГТД имеет критическое значение для обеспечения живучести летательных аппаратов. Излом зуба такой передачи влечет прекращение подачи топлива, отключение бортового электропитания и гидроприводов.

Анализ содержания иностранной научной литературы показывает, что азотирование сталей с высоким содержанием карбидообразующих (нитридообразующих) элементов не обеспечивает больших значений предела усталостной прочности s_-1 (в пределах 600-625 МПа при базе испытаний 10⁷) [3; 4]. Бульшие возможности по повышению усталостной прочности предоставляет азотирование и карбонитрирование низколегированных конструкционных сталей [5; 6], однако данное решение не является приемлемым в авиационных зубчатых передачах вследствие их недостаточной теплостойкости, сопротивления контактной усталости, адгезионному износу и т.д.

Вопрос применения к теплостойкой стали 16Х3НВФМБ-Ш вакуумной цементации с целью повышения циклической прочности рассмотрен в работе [7]. Показана возможность достичь значений s_-1, равных 890 МПа (при эффективной толщине слоя 1,3 мм, т.е. глубине от поверхности, соответствующей насыщенности углеродом, равной 0,4 %) и 970 МПа (при эффективной толщине слоя 0,7 мм) при базе испытаний 10⁷. Необходимым условием столь высоких значений циклической прочности является оптимальное содержание углерода на поверхности диффузионного слоя (0,97 % по массе). Как при повышении, так и при снижении содержания углерода на поверхности стали наблюдалось снижение предела усталости.

Согласно положениям теории разрушения, сопротивление усталостному разрушению определяется совокупностью двух факторов: 1) сопротивление возникновению усталостной трещины; 2) сопротивление развитию усталостной трещины [8]. Сопротивление развитию усталостной трещины тем выше, чем меньше размер области обратимой пластической деформации на острие развивающейся усталостной трещины. Размер этой области может быть оценен по формуле

зубчатый колесо вакуумный цементация

(1)

где DK - коэффициент интенсивности напряжений, определяемый нагрузкой и геометрией трещины; s_Т - предел текучести материала.

Установлено, что мелкодисперсные когерентные включения, не являющиеся препятствием для движения дислокаций, не могут также служить препятствием для развития усталостной трещины [8].

В связи с этим азотирование не может служить эффективным средством повышения циклической прочности, так как при данном виде химико-термической обработки упрочнение достигается за счет выделения мелкодисперсных когерентных частиц нитридов вольфрама, ванадия, молибдена и других сильных карбидообразующих элементов.

Увеличение предела текучести мартенситной матрицы при цементации с последующей закалкой, согласно формуле (1), способствует уменьшению зоны обратимой пластической деформации и, как следствие, влечет замедление развития усталостной трещины.

С другой стороны, установлено, что первоначальное зарождение микротрещин практически всегда связано с разрушением карбидных частиц [8].

Как представляется, данное положение справедливо только для анизотропных частиц карбидов цементитного типа, прочность которых по двум кристаллографическим направлениям из трех заметно уступает прочности мартенситной матрицы [9]. Поэтому некогерентные частицы карбидов сильных карбидообразующих элементов (вольфрама, ванадия, молибдена и других), в значительном количестве образующиеся в теплостойкой стали, прочность которых кратно превосходит прочность матрицы, в определенной мере могут препятствовать распространению трещин. Предполагается, что этот эффект наиболее сильно проявляется в случае образования карбидов дисковой формы. Вместе с тем, согласно данным металлографического анализа, такие частицы, как правило, имеют сферическую форму.

В связи с этим получает свое объяснение существование оптимальной концентрации углерода на поверхности, соответствующей содержанию углерода, выше которого начинают образовываться частицы цементита, отрицательно сказывающегося на циклической прочности. При этом прочностные свойства (включая s_Т) мартенсита максимальны.

При проведении анализа влияния эффективной толщины слоя на циклическую прочность в работе [7] использовали образцы, имитирующие зубья конкретной геометрии, а именно модуля m = 3 мм. Вместе с тем, с учетом необходимости обеспечения заданной вязкости сердцевины зуба, в общем виде эффективную толщину цементованного слоя ограничивают соотношением

(2)

Принимая во внимание изложенные соображения, решали задачу оптимального выбора технологического режима вакуумной цементации для двух зубчатых передач ГТД: № 1 - модуль 2,5 мм; № 2 - модуль 4 мм.

Исходя из расчетного теплового режима, для зубчатой передачи № 1 выбрали теплостойкую сталь 16Х3НФМБ-Ш, для зубчатой передачи № 2 - особо теплостойкую сталь 10Х3Н3М2ВФБ-Ш [2; 10]. Для стали 10Х3Н3М2ВФБ-Ш при большем содержании сильных карбидообразующих элементов и никеля, стабилизирующего аустенит, характерна более высокая концентрация углерода, соответствующая началу выделения цементитной фазы. Кроме того, если закалка стали 16Х3НФМБ-Ш проводится с температуры 940 °C, то зубчатые колеса из стали 10Х3Н3М2ВФБ-Ш закаливаются с температуры 1010 °C, при которой область образования цементита еще более сдвигается в сторону высоких концентраций углерода.

В связи с изложенным оптимальную концентрацию углерода на поверхности (после снятия припуска на шлифование около 0,20 мм) для зубчатой передачи № 1 приняли равной 1,0 %, для зубчатой передачи № 2 - 1,1 %. С учетом модуля зубчатой передачи по формуле (2) рассчитали эффективную глубину слоя. Для передачи № 1 она составила 0,7 мм, для передачи № 2 - 1,1 мм. Необходимо отметить, что установление оптимальных режимов вакуумной цементации путем экспериментального перебора является исключительно трудо- и ресурсоемкой задачей, поскольку технологический режим данного процесса определяется совокупностью большого числа управляющих факторов (рис. 1).

Рис. 1. Технологические факторы вакуумной цементации

В связи с этим проектирование режимов вакуумной цементации осуществляли при помощи математической модели, описанной в работе [11], основу которой представляет решение диффузионной задачи в граничных условиях, отражающих особенности вакуумной цементации. Модель учитывает химический состав стали, зарождение, рост и частичное (полное) растворение частиц карбидной фазы сложного состава.

Математическая модель устанавливает зависимость между технологическими факторами вакуумной цементации (рис. 1) и характеристиками диффузионного слоя (С_0,20 - концентрация углерода на поверхности после снятия припуска на механическую обработку; (h_эфф).

В результате расчета по модели получили следующие оптимальные режимы вакуумной цементации зубчатых колес:

· зубчатая передача № 1 - t = 940 °C; Q_C = 0,03 м³/мин;--t_общ = 200 мин; t_н = 2 мин; t_д = 18 мин; n = 10 циклов;

· зубчатая передача № 2 - t = 940 °C; Q_C = 0,03 м³/мин; t_общ = 540 мин; t_н = 2 мин;--t_д = 25 мин; n = 20 циклов.

При этом расчетные характеристики диффузионного слоя составили:

· зубчатая передача № 1 - C_0,20 = 0,99 %; h_эфф = 0,73 мм;

· зубчатая передача № 2 - C_0,20 = 1,12 %; h_эфф = 1,07 мм.

Расчетные концентрационные кривые углерода после вакуумной цементации по указанным режимам представлены на рис. 2.

Металлографический анализ микроструктуры диффузионного слоя, полученного на стали 16Х3НВФМБ-Ш, подвергнутой вакуумной цементации по указанному режиму, разработанному для зубчатых колес передачи № 1, показал, что присутствие частиц цементитной фазы (активная карбидная зона) ограничено тонкой приповерхностной зоной (рис. 3), удаляемой в ходе финишной механической обработки (зубошлифование) на глубину 0,15-0,20 мм.

Аналогичные данные получены по результатам металлографического анализа цементованных слоев, полученных на зубчатых колесах передачи № 2 из стали 10Х3Н3М2ВФБ-Ш по разработанному варианту технологического режима.

Таким образом, разработаны режимы вакуумной цементации двух высоконагруженных зубчатых передач ГТД, обеспечивающие достижение максимальных значений циклической прочности.

СПИСОК ЛитературЫ

1. Производство зубчатых колес газотурбинных двигателей / Ю.С. Елисеев, В.В. Крымов, Н.М. Рыжов [и др.]. - М.: Высш. шк., 2001. - 493 с.

2. Демидов, П.Н. Оптимальный выбор материала и способа поверхностного упрочнения высоконагруженных зубчатых колес с целью повышения сопротивления заеданию / П.Н. Демидов, М.Ю. Семенов, В.А. Нелюб // Вестн. БГТУ. - 2012. - № 4. - С. 22-27.

3. Shoichi, K. Effect of Fine Particle Peening Treatment prior to Nitriding on Fatigue Properties of AISI 4135 Steel / K. Shoichi, J. Komotori // Journal of Solid Mechanics and Materials Engineering. - 2008. - Vol. 2. - № 11. - DOI: 10.1299/jmmp.2.1444.

4. Shu-Hung, Y. Effects of Gas Nitriding on the Mechanical and Corrosion Properties of SACM 645 Steel / Y. Shu-Hung, Ch. Liu-Ho, Ch. Heng // Engineering. - 2011. - № 3. - P. 942-948.

5. Nakonieczny, A. Fatigue Fracture of Nitrided and Carbonitrided Layers / A. Nakonieczny // Journal of Theoretical and Applied Mechanics. - 2006. - Vol. 44. - № 3. - P. 713-730.

6. Sule, Y.S. Effect of the ion nitriding surface hardening process on fatigue behavior of AISI 4340 steel / Y.S. Sule, S. Kahraman, K. Erdinc // Materials Characterization. - 2008. - Vol. 59. - P. 351-358.

7. Рыжов, Н.М. Циклическая прочность стали 16Х3НВФМБ (ВКС-5) после вакуумной цементации / Н.М. Рыжов, А.Е. Смирнов, Р.С. Фахуртдинов // Металловедение и термическая обработка металлов. - 2010. - № 2. - С. 23-28.

8. Херцберг, Р.В. Деформация и механика разрушения конструкционных материалов: [пер. с англ.] / Р.В. Херцберг. - М.: Металлургия, 1989. - 576 с.

9. Kagawa, A. Young's modulus and thermal expansion of pure iron-cementite alloy castings / A. Kagawa, T. Okamoto, H. Matsumoto // Acta Metallurgica. - 1987. - Vol. 35. - №. 4. - P. 797-803.

10. Лашнев, М.М. Оптимизация технологических факторов вакуумной нитроцементации комплексно легированной стали / М.М. Лашнев, М.Ю. Семенов, А.Е. Смирнов // Наука и образование (МГТУ им. Н.Э. Баумана). - 2012. - № 3. - http://technomag.edu.ru/doc/330997.html.

11. Семенов, М.Ю. Математическое моделирование процесса вакуумной цементации комплексно легированных теплостойких сталей / М.Ю.Семенов, Л.П. Фомина // Авиационная промышленность. - 2011. - № 2. - С. 37-41.

Размещено на Allbest.ru