книги / Технология производства и методы обеспечения качества зубчатых колес и передач

Рекомендуемая степень диссоциации аммиака о зависимости от температуры процесса азотирования для различных сталей

*Толщина слоя определяется методом измерения мнкротосрдостн па потравленных шлифах

синтервалом 0,05 мм. За толщину слоя принимается расстояние от наружной поверхности до зоны

слоя с микротпсрдостыо Ядо 370 кге/мм2.

Выбор температуры азотиропаиия для изделии из конструкционных сталей определя­ ется требованиями к толщине слоя и твердости стали. При высокой твердости и неболь­ шой толщине слоя процесс осуществляют при низкой температуре, при большой толщине и высокой твердости азотирование проводят по двухступенчатому режиму: сначала при 500-520 °С, а далее при 540-560 °С. Это позволяет сократить продолжительность процес­ са. Повышение температуры азотирования вызывает увеличение коробления и деформа­ ции, поэтому для сталей типа 38X2MIOA температура не должна превышать 540-560 °С.

Для снижения хрупкости азотированного слоя применительно к деталям простой конфигурации, не склонных к деформации, процесс осуществляют при 600 °С. При дан­ ной температуре уменьшение хрупкости происходит за счет снижения процентного содер­ жания азота в е-фазе, для деталей сложной конфигурации снижение хрупкости слоя до­ стигается деазотированием.

Процесс деазотирования проводится после азотирования при температуре 520— 560 °С в течение 3-10 ч, в среде полностью диссоциированного аммиака. В результате деазотирования с поверхности удаляется азот, что уменьшает хрупкость слоя, одновре­ менно за счет диффузии увеличивается толииша азотированного слоя. Во избежание до-

232 Г л а в а 7

полнительиой деформации температура деазотирования ие должна превышать температу­ ру, при которой проводился процесс азотирования.

Для изготовления деталей, допускающих меньшую твердость поверхности, применя­ ют стали, не содержащие алюминий. Они технологичнее, чем сталь 38X2MIOA, имеют по­ ниженную твердость азотированного слоя (650-950 HV), высокую износостойкость и большее сопротивление хрупкому разрушению.

В станкостроении для азотирования зубчатых колес применяют стали 40Х, 40ХФА, 18ХГТ. Для тяжелонагружениых деталей машин, работающих в условиях циклических изгнбных или контактных нагрузок, а также изнашивания, азотируют стали 18Х2Н4ВА, 38XH3MA, 38ХГМ, ЗОХЗМ, 20ХГН2МФ. Стойкость против образования пнттимгов у азотированных конструкционных сталей невелика. При повышенных контактных на­ пряжениях толщина азотированного слоя должна быть не менее 0,4-0,5 мм. Повышение контактной выносливости возможно при азотировании в пределах 500-700 °С с после­ дующей закалкой на мартенсит по всему сечению за счет диффузионного подслоя азоти­ стоуглеродистого мартенсита [29].

Азотирование стали 20ХНЗМФ на глубину 0,15-0,20 мм повысило предел выносли­ вости более чем на 100% (33). Азотированный слой имеет больший объем, чем сердцевина, поэтому в поверхности азотированной детали возникают напряжения сжатия, которые повышают предел выносливости.

Высокая коррозионная стойкость азотированных конструкционных сталей обеспечи­ вается при отсутствии пор в е-фазе.

7 .3 .3 . Низкотемпературная нитроцементация

ицианирование (5 4 0 -5 9 0 °С) мало-

исредненагруженных зубчатых колес

Низкотемпературному насыщению азотом и углеродом подвергают детали машин из чугуна, конструкционных, специальных сталей. Предварительной термической обработкой является нормализация или улучшение. Поэтому температура ннтроцементацпи (цианиро­ вания) для улучшенных деталей назначается с учетом сохранения твердости сердцевины. Низкая температура процесса и отсутствие резкого охлаждения обеспечивают незначитель­ ную деформацию и стабильность размеров деталей, а сохранение чистоты поверхности по­ сле насыщения не требует дополнительных отделочных операций. Низкотемпературная нитроцементация относится к финишным процессам обработки. Особенностью низкотем­ пературного комплексного насыщения по сравнению с азотированием является снижение хрупкости слоя. Насыщение осуществляется в газовой и жидкой средах. Для газовых сред используют шахтные и камерные печи, а для жидких —тигельные ванны типа «СВГ» с на­ ружным обогревом тигля или электродные типа СВС различной мощности и производи­ тельности. В эксплуатации более просты и удобны ванны первого типа.

Условия работы зубчатых колес определяют температуру и продолжительность про­ цесса. При температуре процесса менее 540 °С значительно уменьшается толщина слоя, а ее увеличение и продолжительная выдержка приводят к возрастанию хрупкости и образо­ ванию пор в карбопитридном слое.

Оптимальные свойства изделий после низкотемпературной нитроцементации (циа­ нирования) соответствуют толщине карбонитридного слоя 0,007-0,012 мм и общей тол­ щине слоя 0,3-0,5 мм [35].

Имтроцсмеитация. Процесс низкотемпературной нитроцементации часто называют

кратковременным азотированием-, карбонитрированием; зарубежные аналоги процесса имеют фирменные названия Nitemper (США), Nemo (Великобритания), Nikotreat, Deganit (Германия), Nitrolt (Австрия), Тафнайт, Унинитее (Япония) и др.

Ннтроцементашно проводят в среде, содержащей 65-75 %масс. науглероживающего газа и 25-35 %масс. аммиака. Однако максимальная насыщающая способность соответ­ ствует смеси, состоящей из 50 %масс. аммиака и 50 %масс. углеродосодержащего газа

[36]. Максимальная скорость насыщения соответствует 4-5-кратному часовому обмену

ватмосфере муфеля при степени диссоциации аммиака 35-45% [37]. В качестве наугле­ роживающего газа применяют природный, светильный, генераторный, эпдогаз и др.

Газовую науглероживающую среду создают продуктами разложения керосина, синтина, индустриального масла и нитробензола непосредственно в разогретой печи. Хорошие результаты получены при насыщении продуктами пиролиза жидкого комплексного кар­ бюризатора —триэтаноламина, когда одновременно выделяются активные атомы углеро­ да п азота.

Температура процесса чаще всего соответствует 540-580 °С, но в отдельных случаях для увеличения прочности подслоя необходимо повысить ее до 700 °С. Для интенсифика­ ции процесса нитроцементации рекомендуется использовать активизированные добавки:

ктриэтаноламину — нашатырный спирт, нитрит и алюминат натрия, к углеродосодержащнм газам и аммиаку — алюминиевую стружку.

Интенсификация процесса активными добавками в большей степени наблюдается в первые часы насыщения (увеличение слоя подчиняется параболической зависимости). Общая толщина слоя зависит от температуры, продолжительности процесса, марки стали иактивности насыщающей среды. С повышением температуры и увеличением длительно­ сти выдержки толщина карбоинтридного слоя и диффузионной зоны возрастает.

Цианирование. Низкотемпературное цианирование называют также активирован­ ным, мягким азотированием, нитрированием, зарубежные процессы-аналоги — Jenifer

(Германия), Tuffriding (США, Великобритания), Строунайэ (Япония) и др. Цианирование проводят в расплаве активных и нейтральных солей. Состав ванны за­

висит от температуры плавления используемых компонентов. Цианирующей солью явля­ ется в основном цианистый натрий или менее активный цианистый калий. Содержание в ванне цианистого натрия составляет 30-90 %масс. (наиболее активная ванна соответству­ ет 90 %масс.).

Нейтральные соли — углекислый натрий (4-45 %масс.), хлористый натрий (1,5— 25 %масс.), щелочь (2-3 %масс.). Наряду с указанными ядовитыми цианистыми солями рекомендуется применять цианаты KCNO и ванны с нетоксичными солями на основе желтой кровяной соли K4Fe(CN)c. Для активизации расплава, содержащего цианаты, ван­ на продувается сухим воздухом. Однако в процессе работы в ваннах состава 3-6 образу­ ются цианистые соли NaCN или KCN, поэтому эти ванны требуют нейтрализации и обез­ вреживания отходов. Ванны с KCNO по стабильности полученных результатов уступают цианистым солям и отличаются наличием повышенного количества шлама.

Общими свойствами для нитроцементацни и цианирования являются: 1) при увели­ чении температуры и продолжительности выдержки увеличиваются толщина карбоннтридного слоя и общая толщина слоя; 2) увеличение содержания углерода в стали и сте­ пени ее легированности препятствует процессу насыщения; 3) скорость насыщения в

жидкой фазе в сравнении с газовой увеличивается.

Структура и свойства сталей после низкотемпературной иитроцементации (циани­ рования). Качество деталей после низкотемпературного упрочнения зависит от строения и свойства диффузионного слоя, которые определяются количественным соотношением

234 Г л а в а 7

азота и углерода в ннтроцементованном слое [37]. Независимо от среды насыщения, если температура процесса не превышает 590 °С, то есть меньше эвтектонднон в системе Fe-N, упрочненный слой имеет двухзониое строение. Поверхностная иетравящаяся карбо-нит- ридная зона состоит из Е-фазы (карбоиптрнд переменного состава Fe2_a(NC), у-фазы (Fe4N) н окисла железа (Fc30 4)) [34].

За карбонитридным слоем следует диффузионная зона, или так называемая зона внутреннего азотирования, которая представляет твердый раствор азота в a -железе, нит­ ридов железа и легирующих элементов. В сталь диффундирует преимущественно азот, а углерод участвует в формировании карбонитрндной зоны, так как растворимость его в a -фазе незначительна. Для легированных сталей диффузионная зона после травления имеет более темную окраску, а для углеродистых характерно выделение иглообразной фазы Fe4N. Карбонитрндная е-фаза вследствие наличия в ней углерода, пониженной концентрации азота и отсутствия Fe2N обладает повышенной вязкостью, по сравнению с Е-ннтрндной фазой, полученной при азотировании. На толщину карбоннтридного слоя диффузионной зоны и состав карбонитрнда влияют температура, продолжительность процесса, марка стали и активность насыщающей среды. Так, £-фаза стали 40Х, полученная при температуре цианирования 570 °С, содержит 4,5-6 %масс. N и 1,5-2,5 %масс. С [38], а при нитроцементации в газовой среде, состоящей нз 50 %масс. NH и 50 %масс. углеродо­ содержащего газа (при аналогичной температуре насыщения), она содержит 3 %масс. N и 0,6-0,7 %масс. С [34].

Нитроцементованный (цианированнын) слой имеет высокую поверхностную твер­ дость: для углеродистых сталей она составляет 250-350 HV, легированных — 550-800 HV, специальных — 1100 HV. Чем меньше длительность режима насыщения и более легирова­ на сталь, тем резче перепад твердости по глубине слоя. Высокая твердость поверхности обусловлена образованием Е-фазы и дисперсных нитридов специальных элементов. Наи­ более значительно повышают твердость алюминий, хром, молибден, вольфрам и ванадий. Карбонитрндная фаза отличается высокой износоустойчивостью, коррозионной стойко­ стью, а диффузионный слой увеличивает сопротивление усталости деталей, особенно при изгибающих и крутящих нагрузках, а также способствует высокой износостойкости в ус­ ловиях трения без смазочного материала при повышенных нагрузках.

7.4. Выбор сталей для высоконапряженных зубчатых колес, упрочняемых химико-термической обработкой

7 .4 .1 . Основные положения по выбору марок сталей (технологичность материалов и техпроцессы изготовления)

Выбор сталей для зубчатых колес в основном связан со способностью материала воспринимать термообработку с регламентированными структурой и свойствами. При­ менительно к цементуемым зубчатым колесам в первую очередь должна быть учтена способность стали к науглероживанию и ее восприимчивость к закалке (закаливаемость и прокаливаемость), склонность к росту зерна и поверхностному окислению.

Прокаливаемость науглерожеиного слоя зависит от распределения в нем углерода, со­ держания легирующих элементов в стали и ряда дополнительных факторов. Из легирую­ щих элементов самыми эффективными в отношении увеличения прокаливаемостн явля­ ются молибден, хром, никель, бор, марганец и др., если они находятся в твердом растворе, а не в карбидах. Чем выше температура аустенизации и, следовательно, более полное рас­ творение карбидов и других включений, тем больше прокаливаемость. Прокаливаемость зависит также от размера зерна и исходного состояния аустенита перед закалкой. Если за­ калка осуществляется после нормализации, то прокаливаемость будет выше, чем после отжига.

Закаливаемость стали определяется п основном концентрацией углерода (см. рис. 7.1). Чем больше концентрация углерода, тем выше твердость мартенсита. Легирую­ щие элементы, такие как хром, никель, марганец, приводят к понижению закаливаемости цементованного слоя, так как повышают количество остаточного аустенита, снижающего поверхностную твердость.

Применяемая в настоящее время металлургическими заводами технология выплавки стали не обеспечивает стабильного получения мелкозернистой структуры в цементуемых сталях. Повышенная хрупкость стали в цементованном состоянии для крупнозернистых плавок, как правило, приводит к образованию сколов на кромках зубьев. Свежий излом цементованного слоя после закалки имеет камневидное или крупнокристаллическое строение при качественной микроструктуре (пссвдокамнсвнднын излом). Испытания вы­ явили также отрицательное влияние крупиозернистости на контактную усталость цемен­ тованной стали 20Х2Н4А и па ее выносливость при изгибе. Использование цементован­ ной стали с наследственным зерном крупнее 6-го номера неприемлемо для нагруженных зубчатых колес, так как не обеспечивает их долговечности [6,7,9,39].

На анизотропию свойств текстурированных материалов влияют два фактора: чистота металла и направление волокон. При деформации строение зерен н включений, как пра­ вило, приобретает вытянутую форму, которая после отжига переходит в так называемую «строчечную структуру». Вследствие этого механические свойства вдоль и поперек на­ правления деформации оказываются резко различными. Такая анизотропия обычно про­ является в сталях, имеющих много неметаллических и шлаковых включений. Например, прочность сталей с высоким содержанием неметаллических включений в поперечном на­ правлении на 30-40% ниже, чем вдоль оси деформации. Анизотропию механических свойств, обусловленную строчечной структурой, определяют экспериментальным путем.

После цементации анизотропия механических свойств стали обусловливается на­ правлением волокон металла, полученного в процессе прокатки, штамповки или горячего накатывания зубьев. Известно, что максимальное сопротивление усталости при изгибе достигается при тангенциальном расположении волокон металла к поверхности зубьев. Для достижения наибольшего сопротивления контактной усталости расположение воло­ кон металла должно иметь ориентацию, исключающую торцевой выход их на рабочую по­ верхность зубьев под углом более 45".

При проведении химико-термической обработки особое внимание следует обращать на стабильность технологического процесса ХТО, определяющего качество и размерную точность зубчатых колес. Деформация зубчатых колес, вызываемая химико-термической обработкой, может являться одной из причин появления шумов и концентрации напряже­ ний, ухудшающих эксплуатационные качества зубчатых колес. Если зубья после хими­ ко-термической обработки шлифуются, деформации при химико-термической обработке устраняют увеличением припуска на шлифование, что отрицательно сказывается на со­ противлении контактной и нзгибной усталости зубчатых колес.

фовании зубьев, а также при форсированных режимах работы передачи, когда возможно повышение температуры локальных зон рабочих поверхностей зубьев шестерен и появля­ ется опасность задира или схватывания II рода.

Выше отмечалась особая роль в обеспечении сопротивления усталости тяжелонагруженных зубчатых колес технологической наследственности, которая проявляется при из­ менении в процессе обработки таких характеристик конструкционного материала, как за­ каливаемость и нрокалпваемость, теплостойкость и хладностойкость, изменение величи­ ны зерна, чистота металла и направление волокон, деформации при цементации, закалке и отпуске. Кроме перечисленных факторов па проявление технологической наследствен­ ности оказывают влияние процессы изменения формы и размеров готовой детали, усло­ вия охлаждения, то есть все операции технологического воздействия на конструкционную сталь.

По результатам анализа технологического процесса изготовления зубчатых колес установлено четыре группы основных факторов технологической наследственности [7].

Первая группа характеризует параметры свойств, зависящие от химического состава и структуры химико-термически упрочняемых сталей. К ним относятся закаливаемость и прокаливаемость, величина зерна, чистота металла и расположение волокон (анизотро­ пия), теплостойкость, деформации.

Вторая группа факторов наследственности связана с легированностыо сталей и, в первую очередь, с основными легирующими элементами.

Третья группа характеризует факторы технологической наследственности, которые определяют качество структуры после предварительной термической обработки загото­ вок и предопределяют обрабатываемость стали резанием —это твердость, характер рас­ пределения, форма и состав структурных составляющих.

Четвертая группа факторов технологической наследственности проявляется после механической обработки. К ним относятся шероховатость поверхности и наклеп, а также возникновение в теле детали сложнонапряженного состояния (напряжений I рода).

От качества поверхности деталей после механической обработки зависит отчасти де­ формация их при термической обработке и вследствие этого долговечность деталей, так как чем грубее обработка поверхности, тем больше наклеп металла в слоях близ поверхно­ сти и, как следствие, тем больше деформация изделий.

Шероховатость поверхности металла в результате обработки резанием зависит от его структуры. Структура влияет на расход инструмента, скорость резания, долговечность ра­ боты станков.

Наиболее часто штамповки (поковки), подготовленные для механической обработки, имеют дифференцированную перлито-ферритовую структуру. Такая структура получает­ ся после отжига или нормализации (в зависимости от марки стали). Углеродистые и малолегировапные стали подвергаются нормализации, а легированные — предпочтительно изотермическому отжигу. После отжига получается структура пластинчатого перлита, со­ стоящая из феррита и пластинок цементита.

При интенсивном охлаждении при нормализации струями воздуха и пара получается сорбитообразный перлит и феррит. Эта структура получается также в результате закалки и высокотемпературного отпуска сложнолегированных сталей.

Однако при обработке стали с такой структурой стойкость инструмента понижается, поэтому сорбитовая структура рекомендуется в штамповках при небольшом выпуске из­ делий. В условиях массового производства для получения высокого качества поверхности штамповки следует провести улучшение и дополнительный высокий отпуск, а затем обра­ батывать до окончательных размеров.

Таким образом, можно сделать нывод, что при хорошей обрабатываемости стали не всегда получается хорошее качество поверхности. Если требуется то и другое, необходимо производить термическую обработку поковок в два и три приема, подвергая заготовки ли­ бо отжигу, либо нормализации или улучшению в промежутках между технологическими операциями.

В каждом отдельном случае должны быть составлены технические условия на струк­ туру обрабатываемой детали и режим механической обработки при применении соответ­ ствующего качества режущего инструмента.

Кроме того, механическая обработка существенно влияет на деформации зубчатых колес, обнаруживаемые после ХТО, которые часто превышают пределы отклонений, за­ данных требованиями чертежа. Отклонения но геометрии зубчатых колес складываются из погрешностей по конфигурации и размерам отдельных параметров, таких как профиль зуба, угол зацепления, шаг, толщина и направление зуба, а также радиальное биение. На возникающие после цементации (имтроцемептацни) и закалки отклонения размеров зуб­ чатых колес можно влиять, изменяя их геометрические параметры до ХТО. Для этого не­ обходимо достаточно точно определить величины деформаций и провести соответствую­ щую корректировку размеров и взаимного расположения элементов зубчатых профилей. Это позволяет существенно понизить влияние деформации и обеспечить изготовление зубчатых колес с более высокими качественными показателями.

Корректировка длины общей нормали на практике часто производится путем опти­ мального выбора нижнего и верхнего допуска, обеспечиваемого шевингованием. При от­ носительно небольших деформациях с помощью корректировки боковых поверхностей дискового шевера и соответствующего выбора условий резания при шевинговании воз­ можно устранить отклонения основного шага, превышающие ТУ чертежа, учесть отклоне­ ния в толщине зуба (рост размеров при ХТО), скорректировать направление боковой по­ верхности зубьев.

Корректировка геометрических параметров инструмента и условий резания дает бо­ лее точные результаты, если учитывается склонность к деформациям различных плавок сталей, запускаемых в производство. Основой для введения этих корректировок является накопление данных для достаточно точного определения их величины при стабильной технологии ХТО, обеспечивающей постоянство заданного распределения углерода (азо­ та) по толщине слоя, регламентированных условий нагрева и охлаждения при закалке. Предотвращение деформаций более эффективно при введении высокого отпуска и после­ дующего шлифования зубьев шестерен перед ХТО.

7 .4 .2 . Нормативные показатели качества цементованного слоя и сердцевины зубьев высоконапряженных зубчатых колес с регламентированной надежностью

Для высокопапряженных зубчатых колес ответственного назначения первостепенное значение имеет выбор критериев качества цементованного слоя, влияющий в конечном итоге на надежность и долговечность изделий. Анализ отказов работы тяжелонагруженных зубчатых колес показывает, что выбор стали и назначение технологии изготовления и химико-термического упрочнения для них следует проводить с учетом комплекса свойств, определяющих их надежность и ресурс. В процессе эксплуатации эти детали под­ вергаются сложному силовому воздействию, вызывающему упругое и пластическое

238 Г л а в а 7

деформирование, наклеп, охрупчивание, мало- и многоцикловую усталость, динамическое старение, самоотпуск вследствие тепловых влияний, изменение химического состава в по­ верхностном слое с последующим окислением и т. п. Долговечность стали, из которой из­ готавливаются тяжелонагружеиные зубчатые передачи, характеризует группа критериев, где основными являются прочность, пластичность, структура и свойства упрочненного слоя и сердцевины.

К современным материалам для изготовления тяжелонагруженных зубчатых колес предъявляются повышенные требования по таким свойствам, как твердость поверхности до и после упрочнения, твердость сердцевины, статическая и динамическая прочность по­ верхности и сердцевины, сопротивление изгибу зубьев, упругие и пластические свойства, ударная вязкость слоя и сердцевины, сопротивление усталости, а также требования по из­ носостойкости. Поэтому выбор стали для зубчатых колес трансмиссий необходимо осу­ ществлять по комплексу свойств, определяющих их надежность и ресурс.

Исследования, проведенные в ИНДМАШ НАНБ [7], показывают, что переход на из­ готовление конкурентоспособной автотракторной техники нового поколения требует при­ менения новых сталей и технологий их химико-термического упрочнения, обеспечиваю­ щих повышенные теплопрочность и характеристики сопротивления изгибпой и контакт­ ной усталости. Используемые в настоящее время в производстве традиционные марки сталей, как 18ХГТ, 20ХНР, 25ХГНМТ, 20ХНЗА, 20Х2Н4А и др., обладают относительно низкой теплопрочностыо, равной 160-180 °С, и не обеспечивают долговечность ряда энер­ гонасыщенных машин отечественного производства на уровне ведущих фирм индустри­ альных стран. В последние годы такие ведущие фирмы, как Boeing, Комацу, NASA, Caterpiller, а также ВИАМ проявляют повышенный интерес к сталям, обладающим высо­ кими теплопрочностыо, усталостной прочностью и размерной стабильностью за счет ис­ пользования дисперсионно-твердеющих сталей, в частности, разработаны новые высоко­ прочные цементуемые стали типа Vasko, ВКС-4, ВКС-10 и др. [40-45].

Использование мартенситно-стареющих сталей для изготовления тяжелоиагруженных зубчатых колес, упрочняемых химико-термической обработкой, является весьма пер­ спективным с точки зрения получения необычного комплекса свойств упрочненных сло­ ев. способных к работе в экстремальных условиях.

В табл. 7.8 приведены технические условия и нормативные показатели качества це­ ментованного слоя и сердцевины изделий различных отраслей машиностроения СНГ и ряда промышленно-развитых стран, полученные по результатам анализа нормативно-тех­ нической документации.

Из табл. 7.8 и литературных данных следует, что в нормативных показателях качества различных отраслей машиностроения имеются существенные различия, которые обуслав­ ливают заметные расхождения при назначении оптимальной степени насыщения п тол­ щины слоя, структуры слоя и сердцевины зубчатых колес. Отсутствует единая методика по контролю качества деталей, упрочненных химико-термической обработкой, не произ­ водится полная оценка качества высоконагружеиных зубчатых колес ответственного на­ значения. Нормативные показатели качества упрочнения, принятые в различных отрас­ лях машиностроения СНГ и других промышленно-развитых стран, не учитывают в пол­ ной мере такие структурные характеристики цементованного слоя, как эффективная толщина слоя, содержание и глубина залегания бейнита, карбидов, величина зерна п дис­ персность структуры, морфология строения мартенсита, которые могут приводить к преждевременным выходам из строя высоконапряженных зубчатых колес.

Результаты исследований причин преждевременных разрушений зубчатых колес по­ сле эксплуатации и стендовых испытаний подтверждают данные выводы [21, 45]. Анализ результатов по определению твердости цементованных слоев зубчатых колес из сталей

240 Г л а в а 7

20ХНР, 20Х2Н4А, 20ХНЗА, 20ХН2М с качеством, соответствующим принятым нормам, проведенный на ряде заводов автомобильной и тракторной промышленности (ПО МТЗ, БелАЗ, МЗКТ, МАЗ, АО «Уралтракь, Гомсельмаш), показал, что твердость цементован­ ных слоев колеблется в широких пределах 650-900 HV (57-64 HRC,,) на поверхности, 450-600 HV в переходной зоне, 300-450 HV в сердцевине; использование для оценки уп­ рочненного слоя такого критерия, как общая глубина насыщения, не гарантирует требуе­ мого качества зубчатых колес и их высокой эксплуатационной надежности даже при усло­ вии соответствия остальных контролируемых параметров требованиям стандартов и дру­ гой нормативной документации [46].

Широко используемый в национальных стандартах промышленно развитых стран критерий эффективной толщины цементованного слоя более объективно характеризует качество зубчатых колес [47-50]. Эта характеристика, задаваемая расстоянием от поверх­ ности до зон слоя с определенной твердостью, должна приниматься для каждого вида из­ делия с учетом характера нагруженности и их конструктивных особенностей (модуля, размера, формы зубчатых колес и др.).

По данным проведенных исследований [7, 21,45,46,51-54], шестерни высокого ка­ чества должны иметь эффективную толщину слоя до участка с микротвердостыо 750 HV, равную (0,08-0,1)т, 700 HV - (0,12-0,15)»! и 600 HV в пределах (0,2-0,22)т. У тяжелонагруженных зубчатых колес с меньшей эффективной толщиной обычно преж­ девременно развивается глубинное выкрашивание рабочих поверхностей зубьев. Для зубчатых колес с большей эффективной толщиной характерны сколы зубьев и поверх­ ностное выкрашивание — пнттннг. Рекомендуемые значения эффективной толщины це­ ментованного слоя высоконапряженных зубчатых колес приведены в графе 5 табл. 7.8. Влияние эффективной толщины на сопротивление контактной усталости материала зубьев показано на рис. 7.7 [52], где представлены кривые глубинной контактной уста­ лости цементованных слоев зубьев, полученные при различных уровнях напряжений в полюсе зацепления в зависимости от величины микротвердости на глубине слоя в зоне действия максимальных контактных напряжений сдвига (-0,1т). Получено, что долго­ вечность цементованных слоев при величине микротвердости в этой зоне 650-670 HV (кривая 3) в 5 раз меньше, чем при 750-770 HV (кривая 1). Ограниченный предел кон­ тактной выносливости в этом случае понижается на 25%.

К числу дефектов цементованного слоя, снижающих долговечность высоконапряжен­ ных зубчатых колес, относятся, наряду с недостаточной эффективной толщиной слоя (при глубине цементации и твердости, соответствующих общепринятым техническим условиям), выделения бейнита [7, 51, 52]. Необходимо отметить, что после обычно при­ нятого травления в 2% (или 4%) спиртовом растворе азотной кислоты (например, по ОСТ 23.4.52-83) бейнитиая составляющая микроструктуры слоя не выявляется даже при значительных ее количествах. Обнаружить присутствие этой фазы можно лишь при при­ менении специальных методов металлографического анализа. Исследования показали, что в структуре упрочненного слоя, идентифицируемой после общепринятого травления как мелкоигольчатый мартенсит с 20-45% остаточного аустенита, в ряде случаев в замет­ ных количествах присутствует бейнитная фаза. Присутствие бейнита в структуре цемен­ тованных слоев в количестве 10-20% приводит к преждевременному выходу из строя вы­ соконапряженных зубчатых колес даже при высокой твердости цементованного слоя.

Аналогичные данные получены и при стендовых испытаниях исследованных зубча­ тых колес (рис. 7.7) [7, 52]. Наличие в цементованном слое с микротвердостыо 750-770 HV на глубине -0,1т в виде отдельных выделений в мартенситной матрице бейнитиой фазы до 10% приводит к снижению долговечности зубчатых колес в 2 раза. При