Прогрессивные технологии восстановления и упрочнения деталей машин

Если учесть, что Ix = b-h1! 12, где b — ширина, h — высота образца, и обозначить К = F / f , то формула (3.75) примет вид

(3.76)

4 bh1

Анализ результатов испытаний (рис. 3.10) показывает, что К представляет собой тангенс угла наклона диаграмм изгиба к оси/ т. е. К = tga .

Коэффициент линейного расширения (а) определяется с помощью кварцевого дилатометра. Дилатометрическая ячейка состоит из кварцевой трубки и толкателя. Исследуемый образец помещается между выступом на нижнем конце трубки и толкателем. Перемещение толкателя измеряется с помощью индикатора. При изменении температуры удлинение образца за вычетом удлинения кварцевой трубки, равной по длине образцу, передается толкателем на индикатор. Точность определения коэффициента линейного расширения в данном случае в основном зависит от точности индикатора.

Для испытания исследуемых материалов порошков нагрев образца проводится от 20 до 120°С. Среднее значение коэффициента линейного расширения кварца в принятом диапазоне температур ак в = 0,5-МГ6 1/°С. Коэффициенты линейного расширения исследуемых материалов порошков определяются по формуле

Д/

a = 7 r + a ™ '

где А/ — среднее значение удлинения образца, мм; / — длина образца, мм; Т— температура нагрева образца, °С.

Коэффициент Пуассона (ц) определяется путем возбуждения в исследуемом образце стоячей волны изгибных колебаний. Суть метода заключается в том, что, если в стержне прямоугольного поперечного сечения возбудить стоячую волну, то в первую половину периода колебаний слой материала выше нейтральной оси будет испытывать по длине стержня деформацию растяжения, а слой материала ниже нейтральной оси — деформацию сжатия. Во вторую половину периода колебаний картина изменится на обратную: верхний слой материала стержня будет испытывать деформацию сжатия, а нижний — деформацию растяжения.

100

Периодические продольные деформации растяжения и сжатия с частотой собственных колебаний стержня вызывают поперечные сокращения слоев материала, величина которых зависит от коэффициента Пуассона материала.

Схема устройства для измерения коэффициента Пуассона путем возбуждения в исследуемом образце стоячей волны изгибных колебаний состоит из двух мостов Уинстона, один из которых служит для измерения продольной деформации, другой — для измерения поперечной деформации.

Коэффициент Пуассона определяется по формуле

li = AVnon/AV„p,

где AV„0„ — амплитуда напряжения на выходе моста для измерения периодической поперечной деформации; AVnp — амплитуда напряжения на выходе моста для измерения периодической продольной деформации.

Результаты исследования упругих характеристик и коэффициента линейного расширения электромагнитных покрытий представлены в табл. 3.3.

Табл. 3.3.

Модуль упругости первого рода, коэффициенты линейного расширения и Пуассона покрытий.

3.4.Расчетно-экспериментальное определение

остаточных напряжений в покрытии и основе

В процессе формирования покрытий, полученных ЭМН, в результате различия температур, коэффициентов линейного расширения покрытия и основы и удельных объемов при фазовых превращениях, возникают остаточные напряжения, которые изменяют адгезионную прочность покрытий, оказывают влияние на их эксплуатационные свойства и, в ряде случаев, приводят к образованию трещин.

101

Температурные условия формирования покрытий оказывают основное влияние на их свойства, поэтому представляет интерес определение области температур покрытия и основы по условию минимальных остаточных напряжений на границе раздела покрытие—основа.

Расчетные соотношения (3.69), (3.70), (3.72), (3.73) позволили разработать логическую блок-схему алгоритма и составить программу для численных исследований остаточных напряжений в системе покрытие—основа (рис.3.11).

При определении остаточных напряжений для каждого образца задавались теплофизические и упругие характеристики материалов покрытия и основы, геометрические параметры системы, диапазон температур, который обеспечивался режимом ЭМН. Приняли, что покрытия наплавляются на основу из стали 45 порошками Fe-10%V, Fe-Ti, С-300, Р6М5ФЗ, ПЖРВ2.

Результаты численного расчета на ЭВМ остаточных напряжений в системе покрытие—основа представлены на рис. 3.12—3.14. Анализ исследований результатов показывает, что величина остаточных напряжений в зависимости от условий ЭМН может принимать как положительные, так и отрицательные значения. Характер распределения остаточных напряжений не зависит от температурного режима наплавки и материала порошка. Видно, что тангенциальные напряжения в покрытии положительные (растягивающие), а в основе — отрицательные (сжимающие), радиальные — отрицательные как в покрытии, так и в основе. С повышением температуры в системе покры- тие—основа остаточные напряжения возрастают. Например, для покрытия Fe- \0%V, наплавленного на сплошной цилиндр (рис. 3.13), при температуре поверхности основы 150°С тангенциальные растягивающие напряжения на поверхности покрытия равны 283 МПа, при 200°С — 395 МПа, а при 300°С— 618 МПа, т. е. напряжения увеличиваются в 1,4 и 2,2 раза. При тех же условиях тангенциальные сжимающие напряжения на поверхности основы соответственно равны 7,18; 10,0; 15,7 МПа. Следовательно, с возрастанием температуры увеличение тангенциальных напряжений в основе аналогично увеличению их в покрытии. Такая закономерность характерна и для других исследуемых материалов порошков. Так, например, наименьшие остаточные напряжения в принятом диапазоне температур имеют покрытия из порошка С-300, наибольшие — ПЖРВ2 (рис. 3.14).

102

Рис. 3.11. Логическая блок-схема алгоритма для расчета остаточных напряжений в системе покрытие—основа.

103

б

стэ, МПа

Рис. 3.12. Распределение тангенциальных (а), радиальных (б) и эквивалентных (в) остаточных напряжений по толщине покрытия Fe-10%Vи основы (полый цилиндр) из стали 45 в зависимости от температуры нагрева поверхности основы:

1) t = 150°С; 2) t = 200°С; 3) t = 300°С.

104

, МПа

Рис. 3.13. Распределение тангенциальных (а), радиальных (б) и эквивалентных (в) остаточных напряжений по толщине покрытия Fe-10%V

иосновы (сплошной цилиндр) из стали 45 в зависимости от температуры нагрева поверхности основы: 1) t = 150°С; 2) t = 200°С; 3) t = 300°С.

105

106

В сплошном цилиндре радиальные и эквивалентные напряжения, также как и тангенциальные, при увеличении температуры в системе покрытие— о с н о в а , повышаются. При этом закономерность их роста аналогична тангенциальным напряжениям: при увеличении температуры поверхности основы со 150°С до 200°С радиальные и эквивалентные напряжения увеличиваются в 1,4 раза, до 300°С — в 2,2 раза.

Следует отметить, что эквивалентные напряжения в покрытии значительно большие, чем в основе.

Анализ численных расчетов остаточных напряжений (рис. 3.12—3.14) показывает, что при наплавке покрытия на полый цилиндр закономерность распределения напряжений в покрытии и в основе отличается от распределения в сплошном цилиндре. Так, при возрастании температуры напряжения в покрытии увеличиваются больше, чем в основе. Например, если внешний радиус цилиндра в два раза больше внутреннего и температура увеличивается в два раза, т. е. от 150°С до 300°С, эквивалентные напряжения в покрытии увеличиваются в 2,12 раза, а в основе — только в 1,5—1,7 раза. Кроме того, в полом цилиндре на поверхности основы тангенциальные и эквивалентные остаточные напряжения большие, а в покрытии меньшие, чем в сплошном. Радиальные — наоборот, на внешней стороне основы меньшие, а на внутренней — практически не регистрируются. Например, если радиус отверстия составляет половину внешнего радиуса цилиндра и наплавка производится при равных условиях, то тангенциальные и эквивалентные остаточные напряжения в покрытии уменьшаются на 8—10% по сравнению с напряжениями в сплошном цилиндре. Все это является следствием того, что на механизм формирования остаточных напряжений как в покрытии, так и в основе существенно влияет масса и форма заготовки.

Таким образом, численные расчеты показывают, что при температуре 300°С в системе покрытие—основа в покрытиях появляются значительные эквивалентные остаточные напряжения, которые для сплошного цилиндра в порядке убывания их величины можно расположить в следующей последовательности:

697(ПЖРВ2)—»655(Fe-10%F)—»583(Р6М5ФЗ)—»551(Fe-77)—»427(С-300).

107

4. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ КОНТАКТНОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ

4.1.Классификация и область использования методов упрочнения деталей машин

Правильный подбор технологических методов формирования требуемого качества поверхностного слоя материала деталей машин — одно из условий повышения их работоспособности. К настоящему времени накоплен большой опыт создания износостойких поверхностей путем использования различных технологических методов воздействия на поверхность деталей машин, целенаправленно изменяющих физико-механические свойства в процессе упрочнения, что способствует повышению эксплуатационных характеристик деталей и надежности всего изделия.

В зависимости от условий эксплуатации машин методы упрочнения можно условно разделить на три группы (табл. 4.1).

Табл. 4.1.

Взаимосвязь условий эксплуатации и методов упрочнения.

Из трех указанных групп (табл. 4.1) к первой можно отнести методы поверхностного пластического деформирования (ППД), термической (ТО), химико-термической (ХТО) и термомеханической (ТМО) обработки. Применение этих методов вызывает деформационные, структурные, фазовые изменения или изменения по химсоставу поверхностного слоя материала детали.

109