Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Износ прецизионных деталей дизельной топливной аппаратуры и способы их упрочнения 7
1.1. Особенности изнашивания деталей топливных насосов дизельных двигателей 7
1.2. Материалы прецизионных деталей и способы их упрочняющей обработки 15
1.3. Перспективы использования поверхностного упрочнения карбидами деталей топливной аппаратуры при цементации и нитроцементации 26
1.4.Выводы. Направление исследования 32
Глава 2. Оборудованиеиметодикаисследования нитрощментации сталей для прецизионных изделий. 36
2.1. Выбор сталей для исследований. Технология изготовления и упрочнения образцов 36
2.2. Методика определения состава, структуры и свойств нитроце-ментованных слоев прецизионных изделий 39
2.3. Определение износостойкости и.ударной вязкости нитроцемен-тованных образцов, измерение макро- и микрогеометрии изделий 40
2.4. Математическое планирование эксперимента и обработка экспериментальных данных 43
Глава 3. Исследование влияния нитроцементации на структуру и физикамеханические свойства сталей 48
3.1. Анализ процессов насыщения легированных сталей углеродом и азотом в газовых и твердых средах 48
3.2. Разработка универсального пастообразного азотисто-углеродного покрытия для низко- и высокотемпературного насыщения сталей 58
3.3. Низкотемпературные процессы в нитроцементующей пасте 61
3.4. Влияние состава карбюризатора на высокотемпературный процесс 70
3.5. Влияние нитроцементации на свойство сталей для прецизионных деталей 90
Глава 4. Технология упрочнения деталей плунжерных пар дизельной топливной аппаратуры нитро-цементацией 103
4.1. Анализ существующей технологии изготовления прецизионных деталей 103
4.2.Нитроцементация втулок 107
4.3. Цементация плунжеров 118
4.4. Испытания плунжерных пар 121
Общие выводы 127
Литература 128
Приложения
- Материалы прецизионных деталей и способы их упрочняющей обработки
- Методика определения состава, структуры и свойств нитроце-ментованных слоев прецизионных изделий
- Разработка универсального пастообразного азотисто-углеродного покрытия для низко- и высокотемпературного насыщения сталей
- Анализ существующей технологии изготовления прецизионных деталей
Введение к работе
Прецизионные стальные изделия и прежде всего высокоточные детали дизельной топливной аппаратуры расходуются в массовых количествах. Без прецизионных, изделий немыслимо существование современной техники. Ежегодный расход высокоточных деталей машин, например прецизионных пар'дизельной? топливной? аппаратуры на комплектацию новых: двигателей и в качестве запасных частей тракторов;; исчисляется* десятками миллионов:
Наиболее важными критериями оценки качества прецизионных стальных изделий являются^ стабильность их объема и стойкость рабочих поверхностейшро-тив изнашивания:.Каждый из этихдвух критериев качества при использовании известных упрочняющих: технологий (закалки: на максимальную*твердость)1-так и: высокоточных деталей машин может быть повышен только? В'ущерб другому. С повышением: температуры- отпуска: закаленного изделия стабильность структуры и; объема.повышается, а твердость и стойкость»против износа1 понижается: Вылеживание мартенситной: структуры; при* комнатной: температуре хотя? и сопровождается: старением ( уменьшением объема)? без заметной; потери твердо-стщ но процесс этот протекает очень медленно. Последнее обстоятельство не-приемлимо для.массового производства:
Прецизионные пары топливной: аппаратуры: изготовляют с высокой точностью и чистотой поверхности: Согласно FOGTy на плунжерные пары, некруг-лость рабочих цилиндрических поверхностей плунжера: и втулки не должнаї превышать 0^5 мкм, конусообразность внутренней цилиндрической поверхности втулки и- цилиндрической поверхности плунжера: на? каждые 2Ф мм длины,поверхности не должна превышать» 0;6* мкм; диаметральный, зазор между сопрягающимися цилиндрическими^ поверхностями плунжер и втулки: диаметром- ДО ' 10 мм должен быть не менее 0,6 мкм. Шероховатость сопрягающихся.поверхностей плунжера и втулки должна быть 0,1...0ї;3 мкм. Ресурс:плунжерных пар до их замены должен быть не менее 5000'Ч,.а гарантийная наработкадля современных дизелей не менее 3000ч.
В Курском АО "Агромаш" была разработана и внедрена в производство -технология высокотемпературной нитроцементации прецизионных пар дизельной топливной аппаратуры, изготовляемых из высокоуглеродистых инструментальных сталей (ХВГ, ШХ15), обеспечивающая увеличение их долговечности в 1,5-2 раза за счет повышения абразивной износостойкости, в результате насыщения поверхностных слоев деталей цементитом. Однако эта технология долго на заводе не продержалась, из-за использования при нитроцементации высокотоксичного вещества - триэтаноламина.
Входящий в состав карбюризатора триэтаноламин N(C2H40H)3 при диссоциации выделяет в цементационной печи черезвычайно ядовитое соединение -цианистый водород HCN. В основном он разлагается в печи, однако частично сохраняется при дожигании отходящих из печи газов. При массовом производстве, требующем» большого' расхода триэтаноламина, в атмосферу цеха может попадать достаточно большое количество^ ядовитых веществ, делающих это производство опасным с экологической точки зрения.
В настоящей диссертации поставлена цель разработать технологию нитроцементации низколегированных сталей цементацией, которая* обеспечивала бы возможность значительного повышения долговечности прецизионных стальных изделий за счет получения диффузионных слоев с большим содержанием высокотвердых карбонитридных фаз. Кроме того, в работе была представлена и другая задача — заменить высокоуглеродистые инструментальные стали, из которых традиционно изготавливаются детали топливной аппаратуры дизелей, на низкоуглеродистые стали (типа 18ХГТ), которым с помощью интенсивного насыщения азотом и углеродом будет обеспечена повышенная износостойкость. Такая замена будет выгодна во-первых из экономических соображений (сталь массового производства 18ХГТ стоит в 1,5...2 раза меньше, чем инструментальная сталь ХВГ), но самое главное — низкоуглеродистые стали могут обеспечить более высокую стабильность прецизионных деталей.
Учитывая, что в настоящее время начался бурный подъем отечественного сельского хозяйства, настоящая работа, посвященная повышению качества
тракторов, является актуальной. Причем с течением времени ее актуальность будет повышаться.
; Глава 1. ИЗНОС ПРЕЦИЗИОННЫХ ДЕТАЛЕЙ ДИЗЕЛЬНОЙ
' ТОПЛИВНОЙ АППАРАТУРЫ»!/!'СПОСОБЫ ИХ
I УПРОЧНЕНИЯ
J 1.1. Особенности изнашивания деталей топливных насосов
1 дизельных двигателей
Современное направление в автотракторостроении - повышение мощности, быстроходности и производительности машин ограничивается недостаточной износостойкостью отдельных сопряжений и деталей. Особенно велик износ деталей, работающих в абразивной и агрессивных средах, так срок службы прецизионных деталей топливной аппаратуры в среднем равен 2500-3000 мото-часов.
Состояние топливной аппаратуры оказывает решающее влияние на все по-
ну механических и тепловых нагрузок и, как следствие, на надежность двигате-
' ля и токсичность отработавших газов. По данным различных источников.от 25
до 50% отказов у дизелей происходит вследствие неудовлетворительной рабо-
\ ты топливной аппаратуры»[1.. .4].
* Ухудшение показателей топливоподачи, влияющих на работу двигателя,
f происходит по нескольким причинам: из-за износа деталей и сопряжении, изме-
і нения состояния деталей определяющих настраиваемые показатели (изменение
жёсткости пружин регулировочных зазоров и т.п.), а также ввиду отклонения регулировочных показателей от необходимых в процессе ремонта или технического обслуживания топливной аппаратуры. В .результате, в условиях реальной эксплуатации большая часть двигателей, особенно прошедших ремонт, работает со значительным отклонением основных показателей от требуемых зна-
, чений. Примерно у 85 % тракторных двигателей номинальная мощность ниже,
fi а расход топлива выше, чем это определено техническими условиями на двига-
; тель. Причиной этого может быть неудовлетворительная работа и других меха-
? низмов и систем двигателя, но основная причина - неудовлетворительная рабо-
та топливной аппаратуры.
При работе прецизионные детали испытывают большие динамические нагрузки, высокие давления и скорости топлива, которое обладает химической активностью и имеет в качестве примесей твердые абразивные частицы.
Установившейся единой классификации видов износа деталей в настоящее время нет. М. М. Хрущев[66] считает, что признаками видов изнашивания должны быть условия службы деталей, результаты изнашивания, явления и закономерности данного1 процесса. В соответствии с этими положениями им предложены следующие виды изнашивания: механические (абразивное, вследствие пластического деформирования, при хрупком разрушении); молекулярно-механические (изнашивание при схватывании); коррозионно-механические (коррозионное и окислительное).
К основным износам прецизионных деталей относятся: абразивный, механический с сопутствующим абразивным, жидкостно-абразивный, коррозионный, окислительный, схватывание, кавитация и усталостный[4]. Абразивный износ является основным; он выводит детали из строя. Топливные фильтры не обеспечивают достаточной очистки топлива и пропускают мельчайшие механические частицы в топливную систему. Эти частицы изнашивают точно обработанные рабочие поверхности прецизионных деталей. Глинозем и кремнезем, обладающие большей твердостью, чем поверхность деталей, проходя вместе с топливом под высоким давлением (130—800 кГ/см ) и с большой скоростью (100—250 м/сек), попадают в весьма малые зазоры (0,4—3 мкм) и узкие щели некоторых поверхностей прецизионных пар и абразивно-их изнашивают.
По степени воздействия механических частиц на поверхности прецизионных деталей различают две разновидности абразивного износа. При перетекании топлива с большой скоростью находящиеся в нем во взвешенном состоянии абразивные частицы, имея малую массу, но значительную кинетическую энергию, снимают микростружку с поверхности детали, образуя риски и царапины.
Необходимо > отметить, что, кроме твердых частиц почвенного происхождения (кремнезем, глинозем и др.), иногда в топливо попадает окалина, не
удаленная с прецизионных деталей после термообработки. Она из-за высокой твердости также абразивно действует на поверхности деталей. Этой же средой являются продукты износа, среди которых имеются частицы твердых структурных составляющих.
В результате абразивного износа микрогеометрия поверхности детали приобретает вид мелких бороздок и гребешков незначительной высоты с закругленными вершинами. Направление бороздок и гребешков соответствует направлению движения топлива. Этому виду износа подвержены поверхности сопряженных деталей: цилиндрическая часть штифта иглы — стенка соплового отверстия.
Абразивный износ другой разновидности возникает при попадании в зазор между прецизионными деталями твердых частиц, когда их величины несколько больше величины зазора. В этом случае при движении одной из деталей частицы заклиниваются между поверхностями и срезают микростружку. С течением времени на поверхности создаются параллельно расположенные бороздки значительной глубины и гребешки между ними. При значительной'концентрации абразива в топливе этот износ является наиболее разрушительным по сравнению с тем, когда механические частицы свободно движутся в зазоре.
Износ такой разновидности наблюдается у поверхностей следующих деталей: участок головки плунжера, расположенный против впускного окна гильзы — зона вокруг впускного окна гильзы; разгрузочный поясок нагнетательного клапана — верхний участок направляющего отверстия гнезда клапана; направляющая поверхность иглы — отверстие корпуса распылителя.
Микрорельеф при этом износе имеет более грубую поверхность по сравнению с микрорельефом износа первой разновидности. Если в первом случае средняя высота гребешков равна А—5 мкм и расстояние между их вершинами 145—150 мкм, то во втором случае средняя высота гребешков 9—10 мкм, а расстояние между ними 80—85 мкм.
Жидкостно-абразивным износом называем такой, при котором под действием больших скоростей протекания топлива с изменением его направления происходит гидравлический удар, вызывающий вымывание поверхностных частиц металла. Этот процесс ускоряется действием абразивных частиц, находящихся в топливе и совершающих поверхностный надрез, с последующим размывом металла пульсирующей струей топлива. Жидкостно-абра-зивный износ наблюдается, у таких сопрягаемых поверхностей деталей, как отсечная винтовая кромка плунжера-— зона перепускного окна гильзы; распыли-вающий конус иглы — выходные кромки соплового отверстия корпуса распылителя.
Коррозионный износ вызывают вода, попавшая в топливо, и газы*камеры сгорания. Наличие воды в топливе является случайностью, а газы подвергают распылитель форсунки постоянному воздействию: Процесс коррозионного разрушения интенсифицируется, если используется'сернистое топливо. Этот вид износа больше, всего поражает поверхность штифта иглы,, нижний торец корпуса-распылителя'и иногда направляющую поверхность иглы.
Окислительный износ представляет собой, процесс- образования* наг поверхности деталей пленки окислов при явлениях адсорбции и диффузии, кислорода, которые в процессе трения разрушаются- и создают продукты- изнашивания, состоящие* из окислов металла. Этот вид износа относится к химическому и отличается от коррозионного тем, что при изнашивании отсутствует агрессивная среда.
Окислительный износ проявляется при сухом трении деталей или в. условиях граничной- смазки, когда происходит местный' контакт поверхностей, сопровождающийся'пластической деформацией, явлением1 отпуска, и- насыщением пленок кислородом^ из топлива и воздуха. По «мере насыщения поверхно-стные окисные пленки становятся хрупкими и от внутренних напряжений и струи топлива происходит их разрушение, при этом обнажаются нижележащие участки поверхности металла, и процесс разрушения повторяется.
Окислительный износ возникает на головке плунжера над отсечной кромкой, у гильзы в зоне окон, на поверхности разгрузочного пояска и хво-
11 стовика нагнетательного клапана и сопряженной с ним стенке направляющего
отверстия гнезда клапана, на направляющей поверхности иглы и отверстия корпуса распылителя.
Кавитационное разрушение происходит за счет образования в потоке топлива парогазовых пузырьков, которые при захлопывании создают мощные гидравлические местные удары с абразивом и при многократно повторяющемся процессе-поверхности детали изнашиваютсяі
Кавитацию вызывает резкое изменение направления потока топлива и перепады его давления, вибрация; деталей, сотрясения, а также наличие неровностей на поверхностях. Этому виду изнашивания подвергаются: поверхность головки плунжера взоне отсечной кромки и участок перепускного окна гильзы. Износ поверхности выглядит в виде каверн, характерных для кавитации.
В течение цикла работы * насосного элемента скорость возвратно-поступательного движения' плунжера во втулке значительно «меняется, а зазор между ними, по длине и в поперечном сечении вследствие нарушения- макрогеометрии этих деталей также не остается постоянным. Зазор в сопряжении заполнен топливом, в котором, находятся*: механические* частицы (абразив), имеющие различные размеры и физико-механические свойства. До настоящего времени в связи со сложностью теорию износа прецизионных деталей изучают путем экспериментальных исследований.
Исследования проведенные в лаборатории'топливной аппаратуры кафедры ремонта машин Саратовского института механизации сельского хозяйства[4], показали, что износ деталей плунжерных пар можно представить суммой
G = G} + G2 + G3 (1.1>
где G - суммарный весовой износ плунжера в мг;
Gj - износ за счет действия абразивных частиц с размерами, нескольколько меньшими величины зазора, в мг;
Gz — износ за счет действия абразивных частиц, размер которых существенно превышает зазор плунжерной пары, в мг.
G3 — износ за счет действия гидроабразивного потока в мг.
В процессе работы плунжерной пары за время цикла подача — пауза происходит периодическое увеличение зазора пары, а затем восстановление первоначального положения.
Ориентировочные размеры увеличения зазора пары получим если для простоты примем давление, равномерно распределенным по всему зазору пары. Как известно,
A5=2PrVEb(l-u72) (1.2)
Где Л8— увеличение диаметрального зазора в мм; Р — подаваемое давление в кГ/см ; г— внутренний радиус гильзы в мм; ц. — коэффициент Пуассона;
Е — модуль упругости материала гильзы в кГ/см ; Ь — толщина стенки втулки в мм.
Для стали различных марок ц — 0,25 *- 0,33; , Е = 1,9-^2,1 »10 кГ/см . Экспериментами установлено, что износ G/ характеризуется частицами, размер d которых удовлетворяет условию
В работе [4] рекомендуется формула для определения Gb которая имеет следующий вид:
d = a5a6a7 yPS5N/H(aKB + агл) Qi/Q*K(5) (1.3)
где as — коэффициент, учитывающий форму абразивных час-
аб — коэффициент, учитывающий качение абразивных частиц
а7 — коэффициент пропорциональности в 1 /см;
у — плотность материала плунжера;
Р — нагрузка на единичную абразивную частицу в кГ; Н— твердость металла плунжера в кГ/мм ; 5 — диаметральный зазор пары в мм;
S— путь трения в м; Qj — утечки топлива в см /сек; Q — расход топлива в смъ/сек;
N—количество подач топлива за время работы плунжера; акв — коэффициент, учитывающий абразивные свойства кварцевых частиц загрязнений;
#гл—коэффициент, учитывающий абразивные свойства частиц глинозема; К(5) - среднее число абразивных частиц данной фракции (5) в топливе за одну подачу.
В общем плане, величина износа Gi t как следует из приведённой формулы, обратно пропорциональна твердости поверхности. деталей плунжерной пары и прямо пропорциональна количеству абразивных частиц, попадающих в топливо за один цикл подачи.
Это количество, зависит от размеров абразивных частиц (фракций),см. таблицу 1.1.
Таблица 1.1. Общее количество частиц различных фракции, находящихся в топливе, подаваемом за 1, мин
Износ G2 характерен тем, что при периодическом сбрасывании давления частицы размерами от 5 + А5 до 1,035, попавшие в зазор, полностью разруша-
ются и дробятся на более мелкие части вследствие возникновения значительных контактных напряжений. На месте контакта возникают вмятины, риски, перенаклеп металла.
Исследования показали что в диапазоне изменения зазора пары 0,6 мкм < 5 < 2 мкм приближенно можно считать, что
О2 = (0,2-Ю,35)Сь (1.4)
в диапазоне 2 мкм < 8 < 6 мкм
G2 = (0,4-0,87)0,; (1.5)
Эксперименты показали, что износ жидкостно-абразивной струей G3 сравнительно мал и не превышает 4—7% от суммарного износа Gi+ G2 ,т.е.
G3=0,05 (G!+G2) (1.6)
При износе плунжерных пар резко возрастает неравномерность подачи топлива по секциям, особенно при пусковых числах оборотов и значительно уменьшается цикловая подача за счет перетекания топлива в увеличенный зазор. Потери за счет перетекания топлива составляют 60...90%. что сказывается на резком уменьшении мощности дизеля.
1.2. Материалы прецизионных деталей и способы их упрочняющей обработки
Материалы для прецизионных деталей дизельной топливной аппаратуры, в частности для-плунжеров' и втулок насосных секций, должны обладать постоянством размеров и удовлетворять в первую очередь требованиям повышенной! износостойкости, так как.названные детали работают главным образом в условиях абразивного изнашивания [1-5].
Кроме этого, материалы прецизионных изделий должны удовлетворять дополнительному комплексу, требований:, обычно не предъявляемых к деталям других назначений [6, 7]. Основными из этих требований являются: а) приспособленность к получению высокой чистоты, поверхности после полирования (доводки) с высотой' микронеровностей менее 0,07 мкм (это свойство обеспечивается при высокой твердости - 63...65 HRG); б) учет коэффициента линейного расширения (для изделий, используемых при переменных температурах); в)-достаточно высокая коррозионная стойкость для противостояния- окислительному изнашиванию.
Наиболее широко для изготовления* прецизионных деталей дизельной.топливной аппаратуры используются стали ХВГ и X (ШХ 15) - это инструментальные стали повышенной прокаливаемости, которые при закалке обеспечивают минимальное коробление.Для получения- высокой твердости и износостойкости инструментальные стали подвергают закалке на мартенсит.Однако, мартенситная структура, являясь нестабильной, испытывает с течением времени превращения (старение), вызывающие изменения! объема и формы прецизионных изделий. Абсолютная величина этих изменений невелика, однако они могут выходить за пределы, допустимые для изделий высокой точности.
Изменения размеров, которые возникают вследствие естественного старения после окончания термообработки, вызываются, главным образом процессами превращений как в мартенсите, так* и в остаточном аустените. Эти пре-
вращения представляют собой продолжение процессов отпуска, но протекают они при комнатной температуре. В зависимости от того, на сколько полно прошел отпуск при термообработке, в процессе вылеживания при комнатной температуре может изменяться (уменьшаться) тетрагональность мартенсита и происходит распад остаточного аустенита. Кинетика этих процессов неоднократно исследовалась. Установлено [8, 9], что после закалки, стали и предварительного отпуска при 150С (и даже после отпуска ПРИ 200-250С) разложение мартенсита продолжается при комнатной температуре, что может сказываться на размерах изделий в течение длительного периода их эксплуатации.
Остаточный аустенит распадается с образованием мартенситоподобной структуры при низких температурах (ниже 150С). Выше 150С при распаде остаточного аустенита образуется структура типа нижнего бейнита [10]. Из рисунков 1.1 и 1.2 видно, что остаточный аустенит может превращаться при комнатной температуре в течение длительного времени. Так, в течение 1000 ч при комнатной температуре в хромистой стали превращается около 0,9% остаточного аустенита (исходное количество аустенита, полученное после закалки, составляло около 4%). Отпуск стабилизирует остаточный ау-стенит в тем большей степени, чем выше был нагрев; при этом скорость его последующего превращения при комнатной температуре уменьшается. Однако и после предварительного нагрева (отпуска) при 95, 120 и даже 150С (выдержкой 1 ч) в течение 2-3 месяцев при комнатной температуре превращается уже 0,15-0,25% аустенита, причем в дальнейшем скорость его превращения увеличивается.
Если распад мартенсита сопровождается уменьшением объема (ожидаемое относительное укорочение при распаде 1% мартенсита при температуре до 150С составляет 1,566x10"5), то превращение остаточного аустенита происходит с увеличением объема. При превращении 1% остаточного аустенита в структуру мартенсита при комнатной температуре происходит относительное
удлинение порядка 1, 201x10 ~*. Отсюда следует, что при комнатной температуре изменение объема вследствие превращения аустенита почти на порядок больше, чем при распаде мартенсита.
і 0 юо то іоооо Выдержка при 20С, z
Рис. 1.1. Разложение мартенсита стали 1ЫХ15 с течением времени при комнат-
ной температуре без предварительного отпуска и после предварительного отпуска при разных температурах.
95Г tso*c
1000 iOOOO
оътожка npu20C.4
Рис. 1.2. Превращение остаточного аустенита при комнатной температуре в стали ШХ15 без предварительного отпуска и после предварительного отпуска при разных температурах
Таким образом, добиться нулевого изменения, размеров деталей в процессе службы регулированием количества остаточного аустенита и мартенсита практически невозможно, так как увеличение размеров изделий за счет превращения аустенита и их сокращение за счет разложения мартенсита протекают с разной скоростью, притом изменяющейся со временем.
Кроме рассмотренных двух основных процессов на изменение размеров изделий может влиять релаксация остаточных напряжений, вызывающих местную пластическую деформацию, степень которой зависит от плотности и степени закрепления дислокаций.
С целью стабилизации размеров прецизионных деталей и инструментов, после закалки их подвергают обработке холодом, при котором должно быть достигнуто превращение как можно большего количества остаточного аустенита (при -70С), а затем низкому отпуску при 150-170С в течение нескольких часов, стабилизирующему мартенсит и снимающему часть остаточных напряжений. С точки зрения максимального закрепления дислокационной сетки указанная температура* отпуска не является оптимальной. Показано [11-13], что для закаленных сталей X, XBF, ХГ и др. максимальное закрепление дислокаций (по амплитудной зависимости внутреннего трения) достигается отпуском приг 170-180С. Однако в результате отпуска при этих температурах твердость закаленной стали становится ниже 60HRC [14,15].
Радикально повысить износостойкость деталей можно поверхностной обработкой. Для поверхностного упрочнения прецизионных деталей можно было* бы использовать такие процессы химико-термической- и электрохимической обработки как азотирование, борирование, диффузионное и гальваническое хромирование. Эти процессы, не затрагивая сердцевины, обеспечивают стабильность структуры и размеров изделий, однако их применение ограничено технологическими трудностями, особенно для массового производства.
Борирование выполняют чаще всего электролизом в расплаве буры Na2Ba407 при 950-980С для углеродистых сталей и при 1000-1050С для легированных сталей. Катодом служит обрабатываемое изделие, а анодом - уголь-
ный (графитовый электрод [ 16].
Борирование обеспечивает очень высокую микротвердость: 800-2000 HV у углеродистых сталей, до 2500 HV у легированных сталей XBF, ХВЄГ; до 2800 НУ у сталей XI2M, Х12ФГ и до 3300 HV у быстрорежущих сталей; Однако, при борировании легированных сталей легирующие элементы, уменьшают глубину образующегося слоя; она не превышает 0,04-0:,06 мм у сталей с высоким содержанием хрома (Х12М) или вольфрама- (ЗХ2В8Ф) у сталей,. содержащих: 1-2% легирующих элементов борированный" слой?в 2 раза больше. Глубина.' слоя«у углеродистых сталей, содержащих 1% углерода^ при сохранении мелкого зерна составляет 0,12-0,18 мм.
Микроструктура борированного слоя - иглы, боридов^ ориентированые вглубь металла; непосредственно на поверхности возникает слой борида железа; ЕеВ; а ниже - борида типа Fe2B, имеющего несколько меньшую-, твёрдость и:, хрупкость.
Недостаткшборирования; ограничивающие его применение* дляфяда.инстг рументов и деталей, - повышенная ^хрупкость* слоя ишлохая* обрабатываемость... Закалка, вызывающаяшовышенные объемные-изменения?детали, может привес-тик образованию трещин в борированном слое. Высокая температура бориро-вания вызывает деформацию,, следовательно;, для" получения; точных размеров прецизионных деталей после борирования необходимо производить шлифование рабочих поверхностей. При шлифовании, производимом обычно дорогим, алмазным инструментом, значительная; часть весьма тонкого упрочненного-слоя удаляется;.и могут обнажитьсяtмягкие места. Поэтому борирование непригодно для упрочнения прецизионных деталей:
Диффузионное хромирование-выполняют при 950-1050Є в течении 3-4 ч^ чаще в,смеси; порошков: 50% низкоуглеродистого феррохрома: (илт хрог ма), 48-49% окиси алюминия и 1% хлористого аммония..Глубина слоя 0;02-0,05 мм; слой состоит из карбидов МгзСб и M7G3 и карбонитридов с небольшим; количеством а-фазы. Непосредственно на его поверхности образуется тонкая защитная пленка окислов хрома, а под ним а-фаза, насыщенная хромом. Мйкротвер-дость слоя высокая и составляет более-1800 HV, она возрастает с увеличением
содержания углерода.
При хромировании наблюдается диффузия" углерода из близких к поверхности слоев навстречу поступающему хрому. Вследствие этого в углеродистых и низколегированных сталях под наружным хромированным слоем может располагаться обезуглероженная зона, что снижает прочность и износостойкость деталей. Последнее особенно затрудняет хромирование инструментов и деталей небольшой толщины.
Для диффузионного хромирования' более пригодны, стали, претерпевающие лишь небольшие объемные изменения при последующей закалке, такие как высокохромистые стали Х12М^ Х12Ф1 и теплостойкие штамповые стали с низкими температурами закалки. Количество остаточного аустенита в закаленных хромированных сталях должно быть возможно меньшим - значительные изменения объема при превращении сустенита во время отпуска могут вызывать трещины в хромированном слое. Для указанных сталей рекомендуется совмещение хромирования и закалки.
Изложенное показывает, что борирование- и диффузионное хромирование-могут найти применение только для тех деталей, для которых деформации вызываемые нагреванием до температуры 1000-1050С не имеют значения или могут быть устранены при доводке и для прецизионных деталей топливных насосов не могут быть использованы.
Более заметную область применения для прецизионных пар трения имеет азотирование; ввиду того, что оно производится - при более низких температу-pax, чем борирование или диффузионное хромирование. Для изготовления' плунжерных пар, например, может быть использована не только сталь X ил№ ХВГ, но и азотируемая сталь 25Х5МА. При этом твердость, сопрягающихся цилиндрических поверхностей после азотирования должна быть не менее 820HV.
В. промышленности наиболее широко распространено в настоящее время низкотемпературное азотирование (температура процесса 500-600С), создающее высокую твердость поверхности и не вызывающее значительную деформацию изделий. В отличие от поверхностной закалки и цементации, при которых упрочнение достигается в результате мартенситного превращения, при азоти-
ровании высокая твердость поверхностного слоя создается за счет образования дисперсных нитридов легирующих элементов и азотистого а (у) твердого раствора, что сопровождается ростом микронапряжений. Повышение температуры процесса создает условия для коагуляции нитридов, при этом твердость азотированного слоя заметно снижается.
При небольших толщинах слоя (0,01-0,20 от радиуса упрочняемого сечения) азотированные изделия характеризуются высоким сопротивлением усталости и малой чувствительностью* к конструктивным и технологическим концентраторам напряжений.
Основной недостаток азотирования - большая длительность^ процесса кроме того азотированные слои отличаются большой хрупкостью. Для предотвращения хрупкости ограничивают толщину зоны сплошных нинтридов и избегают развитой нитриднои сетки по границам аустенитных зерен. По контактной усталостной*прочности азотированные детали уступают цементованным-и поэтому для деталей, работающих при высоких контактных нагрузках (например, зубчатых колес), азотирование применять нецелесообразно.
Для* достижения высокой конструктивной прочности азотированных изделий должно быть соблюдено по-крайней мере три условия.
1. Должно быть обеспечено получение бездефектного- слоя с оптимальной структурой достаточной глубины. При этом качество слоя (отсутствия* дефектов) и твердость поверхностного слоя зависит от состава, применяемых сталей. Более высокая твердость и износостойкость.получаются при азотировании сталей, содержащих нитридообразующие элементы (хром, молибден, алю-миний, цирконий, ванадий, титан). Так, на быстрорежующих сталях твёрдость слоя; достигает 1340-1460 HV, настали 38Х2МЮА- 1100-1200 HV. На углеродистых и1 низколегированных сталях твердость, азотированных, слоев значительно-ниже.
Поверхностный слой не должен быть излишне хрупким. Как уже отмечалось, для предотвращения хрупкости ограничивают толщину зоны сплошных нитридов и избегают образования развитой нитриднои сетки по границам зерен. Толщина нитриднои зоны зависит от состава, и режима азотирования.
I Так, на стали 38Х2МЮА после азотирования температуре 520С толщина зо-
4 ны сплошных нитридов не должна превышать 0,02-0,025^ мм. При повыше-
І ний температуры азотирования до 560-600 С хрупкость нитридного слоя сни-
f жается, однако при этом снижается твёрдость.
| 2. В азотированном слое должны быть созданы остаточные напряжения
\ сжатия, повышающие предел выносливости изделий. Причиной возникновения
таких напряжений является увеличение удельного объема стали при насыщении
ее азотом и уменьшение температурного коэффициента линейного расширения.
Так, на изделиях из стали 38Х2МЮА остаточные сжимающие напряжениям
поверхностном слое достигают 500-1000 МПа. В сталях, не содержащих алю-
( миния, количество поглощенного азота ниже, в результате величина* остаточ-
\ ных напряжений уменьшается.
v Величина остаточных сжимающих напряжений, а следовательно и предел
выносливости изделий, снижаются с увеличением температуры азотирования и
\ толщины слоя, особенно єслиі последняя* становится соизмеримой с толщиной
I сечения деталей.
I 3. Наконец, азотирование должно обеспечивать высокую-прочность и вяз-
* кость сердцевины. Ввиду малой толщины азотированного слоя, разрушение
* может начаться под слоем, поэтому сталь» в* этой зоне должна обладать дос
таточным сопротивлением усталости. Разупрочнение сердцевиньь понижает
( предел выносливости..
} Во избежание разрушения металла за пределами азотированного*слоя>необ-
І ходимо повышать общую прочность нагруженных зон изделий по всему объе-
| му, что достигается предварительным улучшением (закалкой с высоким отпус-
( ком) заготовок. Температура отпуска не должна'быть ниже температуры после-
i дующего азотирования. Обычноее выбирают в пределах 650-680G. Высокий
| отпуск, кроме того, должен обеспечить удовлетворительную обрабатываемость.
I стали резанием при механической обработке заготовки перед азотированием.
\ После азотирования проводят только доводку.
і Часто бывает нецелесообразно внедрять азотирование в массовое производ-
1 ство из экономических соображений, так как для этого требуется увеличить
I /
расход весьма дорогих сталей, таких как 25Х5МА и 38Х2МЮА вместо относительно дешевых X и 12X1, а также использовать специальное дорогостоящее оборудование и длительные техпроцессы.
В сравнении с рассмотренными процессами химико-термической обработки некоторые преимущества имеет поверхностное упрочнение прецизионных деталей дизелей электрохимическим (гальваническим) хромированием. Этот процесс выполняют при температуре 50-75С после отпуска и шлифования, в водных растворах хромистых солей (чаще всего хромового ангидрида).
Покрытия блестящего хрома характеризуются высокой твердостью 900-1000 HV (65-68 HRC) и износостойкостью и, кроме того, имеют другие положительные качества: 1) ровную поверхность; 2) повышенную теплостойкость (высокая твердость сохраняется при нагреве до 400С); 3) более низкий коэффициент трения, чем у закаленной и низкоотпущенной стали; 4) химическую устойчивость против воздействия органических кислот, влаги, азотной кислоты и др.
Однако электролитический слой хрома менее прочно связан с основным металлом, чем слои, образующиеся при диффузионном хромировании. Кроме того элетролитический хром осаждается неравномерно: более толстым слоем на выступающих частях и более тонким - в углублениях и впадинах. Электролитическое хромирование пригодно для деталей простой формы и для восстановления размеров изношенных наружных поверхностей, толщина покрытия хрома должна быть 5-15 мкм. [5] С увеличением толщины покрытия снижается его прочность и возрастает опасность отслаивания и скалывания в процессе работы.
Приведенная выше характеристика способов поверхностного упрочнения прецизионных изделий показывает, что электролитическое хромировании имеет преимущества перед рассмотренными процессами химико-термической обработки, однако и этот технологический процесс имеет ограниченное применение в основном в ремонтном производстве .
h 25
1.3 Перспективы использования поверхностного упрочнения карбида-ми деталей топливной аппаратуры при цементации и нитроцементации
і V
\ В работах [ 17-28] приведено описание процесса упрочнения поверхност-
] ных слоев некоторых сталей карбидной фазой, так называемой диффузионной
і карбидизацией. В этих работах приводятся сведения о весьма эффективном ис-
\ пользовании этого процесса для упрочнения деталей машин и инструментов, в
' том числе и прецизионных пар дизельных топливных насосов и форсунок.
Отличие диффузионной карбидизации от обычной цементации мало
углеродистых конструкционных сталей заключается в том, что если при це-
, ментации конструкционных сталей стараются не допустить насыщения их уг-
f леродом свыше 0,8-1,0% во избежание образования в цементованном слое из-
' быточных карбидов, то целью диффузионной карбидизации, наоборот, является
возможно большее насыщение стали углеродом, чтобы обеспечить содержание
карбидной, фазы* в диффузионном слое, соответствующее ее содержанию в эв-
тектических и заэвтектических чугунах. Эта цель может быть постигнута лишь
при выполнении следующих условий: 1) сталь должна быть легирована доста-
\ точно активными карбидообразующими элементами, 2) науглероживающая
способность карбюризатора должна быть достаточно высокой, чтобы обеспе-
х чить заданное содержание карбидной фазы в диффузионном слое.
I Основу карбидной структуры высокоуглеродистых сплавов железа (эвтек-
f тических и заэвтектических чугунов) составляет цементит. Среди карбидов-пе-
тературе имеется много противоречивых данных о составе, структуре и свойствах цементита и спорных гипотез, выдвигаемых для объяснения этих противо-\
речий.
Для получения ответа на вопрос, может ли цементит служить рабочей по-
1 верхностью прецизионных пар трения, ниже анализируется его строение, меха-
» нические, технологические и служебные свойства по литературным данным.
1 Предполагалось, что существует область гомогенности цементита в высо-
коуглеродистой части диаграммы железо - углерод. В последнее время наличие
области гомогенности цементита никем не отрицается, однако остаётся открытым вопрос о границах растворимости углерода в решетке цемента.
В работе [29] микроструктурным анализом разрезов и сколов крупных кристаллов чугуна с 4,56% углерода после аустенизации при 850-1050С и охлаждения (закалки или отжига) подтверждена переменная растворимость углерода в цементите. В крупных кристаллах первичного и вторичного цементита обнаружено наличие малоуглеродистой фазы (мартенсита или феррита), процесс растворения и выделения которой внутри цементита оказался обратимым после субкритического отжига (700С, 72 ч) закаленных образцов внутри це-ментитных пластин вновь появилась "сыпь" включений. В работе [30] электронным зондированием исследована химическая неоднородность в пределах отдельных кристаллов цементита. Зондирование показало неравномерность распределения углерода, превышающую вероятность ошибки определений.
Исследование строения цементита в сплавах железа методом Мессбауэра [31, 32] показало, что состав цементита не только меняется с температурой, но и зависит от содержания углерода в сплаве. С ростом последнего концентрация его в цементите также возрастает.
Цементит, согласно [33], имеет орторомбическую решетку. В еегэлемен-тарную ячейку входит 12 атомов железа и 4 атома углерода. Расположенние углерода в подрешетке железа еще не установлено с достаточной степенью достоверности. Рентгеноструктурный анализ дает сведения лишь о строении железной подрешетки цементита, но не позволяет определить координаты атомов углерода. Путем рентгеноструктурного анализа [33] установлено, что структурный элемент решетки цементита представляет собой незначительно искаженную треугольную призму, образованную шестью атомами железа, внутри нее находится атом углерода.
Относительно характера межатомной связи в цементите в литературе сложилось единого мнения. Согласно наиболее распространенному взгляду, углерод в цементите (как и в аустените) теряет свои валентные электроны и превращается в катион С4+ с устойчивой электронной оболочкой. Межатомная связь в этом случае должна быть металлической. В соответствии с противопо-
ложным мнением [34], атом углерода, захватывая два валентных электрона железа, превращается в анион С2", что должно привести к образованию шести ковалентных связей (к взаимодействию четырех имеющихся и двух захваченных электронов углерода с шестью Зскэлектронами железа).
В работах [35, 36] высказывается мнение о комплексном характере межатомной связи в цементите - ковалентно-металлическом. Структура цементита представляется в виде послойно расположенных тетраэдрических ковалентных цепочек Fe-C, между которыми существует металлическая Fe-Fe. Резко выраженная анизотропия теплового расширения цементита подтверждает комплексный характер его межатомных связей. Металлическая проводимость и высокая хрупкость цементита также свидетельствует о наличии в его решетке как металлических, так и ковалентных связей.
Миктротвердость цементита сильно колеблется даже в пределах одного образца. По данным [37], твердость цементита зависит от температуры нагрева под закалку. С повышением температуры закалки от 750 до Ы00С твердость снижается с 1250 до 622 HV. Авторы [38] путем статистической обработки большого числа замеров установили, что, напротив, закалка образцов, не изменяет значения твердости (сильно колеблющейся в пределах одного образца); которое отвечает максимуму на частотных кривых, а лишь увеличивает интервал колебаний вокруг этого значения. В работе [28] травлением образца с существенным разбегом значений микротвердости по отпечаткам индентора, выявившим различную ориентацию зерен, показано, чгго в случае, если ориентация зерен одинакова, различий в значении микро-твердости не наблюдается.
Цементит обладает способностью пластически деформироваться, хотя и незначительной. Установлено, например [39]; что изолированные крупные- кристаллы цементита при сложной схеме напряженного состояния испытывают остаточную пластическую деформацию, приобретая- грубомозаичную> структуру. Как показано в работах [31, 32], пластической деформации цементита и притом не по одной, а по нескольким плоскостям, способствуют значительные искажения решетки, которые вызываются неравномерностью растворения в нем хрома и марганца. Электронным зондированием (МАР-1, Камека) установлено, что в
пределах отдельных кристаллов цементита концентрация хрома, от наружной зоны к внутренней повышается, а концентрация марганца, наоборот, снижается. При этом неравномерность распределения хрома больше, чем марганца.
Следует, однако, отметить, что способность. цементита пластически деформироваться, найденная в работах [40-46], незначительна даже при повышенных температурах; при низких же температурах, в том числе при комнатной,, цементит, как и все другие: карбиды переходных металлов, является хрупким, материалом (пластическая деформация в нем практически отсутствует);
Віработах [47-49] экспериментально показано, что,, если содержании цемен-титных частиц в структуре науглероженного слоя стали превышает 80-85%, то ферритная матрица теряет способность пластически деформироваться, и при изнашивании материала имеет место только упругое деформирование, - при ЭТОМ', все наличное количество цементитных частиц изнашивается истиранием, без ; микропластического деформирования матрицы. В этом случае сплав;имеет наивысшую износостойкость. Испытания показали, если, износостойкость, феррита (армко-железа); в кварцевом абразиве принять за единицу, то величина'износостойкости цементитно-ферритной структуры; при содержании цементита в нет до 50% составляет 3-5,-при содержании цементита свыше 60-80% износостой- г кость повышается до 15-25 и при содержании цементита свыше 85% достигает 100-400. Для цементованных слоев с таким содержанием карбидов закалка: не требуется. В-случае же применения закалки температуру отпуска можно значительно повысить по сравнению с температурой низкого отпуска и обеспечить таким образом высокую структурную стабильность изделий прш сохранении высокой твердости и износостойкости.
Завершая анализ литературных данных о составе, структуре и свойствах цементита, можно предположить, что если за главное, служебное свойства: прецизионных изделий принять стабильность структуры и размеров, цементит, хотя и представляет собой метастабильный карбид, обладающий существенной анизотропией свойств и неоднородностью состава, может служить рабочей: поверхностью прецизионных пар трения.
Эффективность диффузионной карбидизации прецизионных пар проверена
в производственных условиях. Опытные плунжерные пары дизельной топ-ной аппаратуры, изготовленные на КЗТЗ (в настоящее время Курский завод «Аг-ромаш») из стали ХВГ с упрочнением диффузионной карбидизацией (нитроце-ментацией при 890-900С,6 ч в высокоактивном карбюризаторе), в сравнении с серийными плунжерными парами из той же стали производства Курского завода тракторных запчастей, подвергали сначала ускоренным стендовым испытаниям в ЦНИТА по 50-часовой программе, затем - эксплуатационным испытаниям на Подмосковной Научно-исследовательской испытательной станции (ПНИИС НАТИ) и Северо-Кавказской государственной зональной машиноиспытательной станции по 3000-часовой программе. Испытаниями установлено, что долговечность опытных плунжерных пар превышает долговечность серийных пар не менее, чем в 2-2,5 раза.
После наработки 3000 моточасов микрометрические измерения втулок и плунжеров, снятие профилограмм и круглограмм их рабочих поверхностей, определение гидроплотности плунжерных пар, показали, что средний износ деталей, упрочненных карбидной фазой, оказался вітри раза-меньшим, чем износ серийных.
Следует, однако, отметить, что технология диффузионной карбидизации плунжерных пар (нитроцементация), принятая на КЗТЗ, не является экологически чистой, так как проводилась с использованием токсичного вещества — триэтаноламина. Входящий в состав карбюризатора триэтаноламин N(C2H40H)3 при нагреве в нитроцементационной печи диссоциирует на СЩ, HCN, СО и Щ. Цианистый водород (HCN), который частично сохраняется при дожигании отходящих из печи газов, является чрезвычайно- ядовитым- соединением. Не смотря на то, что термические цехи оборудуются* общей и местной' вентиляцией, при массовом производстве, требующем большого расхода триэтаноламина, в атмосферу цеха может попадать значительное количество ядовитых веществ,-делающих это производство опасным с экологической точки зрения. Поэтому диффузионная карбидизация деталей плунжерных пар на заводе была прекращена.
Другим недостатком нитроцементации является возможность формиро-
зо вания дефектной структуры в поверхностной зоне диффузионного слоя.
Этот дефект, называемый "темной составляющей", возникает при насыщении стали азотом и углеродом в определенных условиях. Он проявляется на нетравленных микрошлифах в виде темной сплошной или разорванной сетки на
границах аустенитных зерен, распространяющейся от поверхности на глубину 10...20% от общей толщины нитроцементованного слоя [50,51].
Наличие темной составляющей отрицательно сказывается на прочностных и пластических свойствах нитроцементованных деталей и тем значительнее чем больше глубина дефектной зоны. Согласно [50], контактная выносливость при глубине дефектной зоны 0,025 мм снижается в 5...6 раз, а при глубине 0,06 мм - в 100 раз. Предел выносливости нитроцементованных шестерен из стали 25ХГТ при глубине распространения темной составляющей около 0,8 мм снижается почти в 2 раза:
Темная составляющая появляется при содержании азота в слое, превышающем некоторое минимальное,,пороговое значение, которое снижается с увеличением продолжительности нитроцементации. Повышение концентрации углерода в слое приводит к росту глубины, распространения темной" составляющей.
Имеются данные [52] о возрастании склонности к образованию темпов составляющей с увеличением окислительной способности карбюризатора. Для каждой марки стали существует минимальная температура нитроцементации, ниже которой темная сетка не обнаруживается.
Природа темной сетки (зоны) еще не установлена с достаточнойстепенью достоверности. Предполагается [53], что на первой стадии формирования нитроцементованного слоя (еще в процессе нагрева детали до температуры нитроцементации) происходит насыщение поверхности азотом до высоких концентраций, а затем, на второй стадии при повышении температуры происходит распад фаз, богатых азотом. Азот стремится выделиться из нитридов и карбо-нитридов в свободном (газообразном) состоянии. При этом выделение свободного азота приводит к возникновению у дефектов решетки (дислокаций, границ зерен и др.) изолированных объемов газообразного молекулярного азота под
высоким давлением и образованию пор. С повышением температуры нитро-ментации в интервале 800...860С выделением азота из карбонитридов и его скопление в молекулярной форме в диффузионном слое ускоряется.
В связи с этим представляется весьма целесообразным разработка такого карбюризатора , который позволил бы получать качественные диффузионные слои на низколегированных низкоуглеродистых сталях и обладал бы большей экологической чистотой и нулевой вероятностью создания дефектной структуры в форме темной составляющей в поверхностной зоне слоя, упрочненного большим количеством карбидов (карбонитридов).
1.4. Выводы. Направление исследования.
Детали топливных насосов дизельных двигателей в процессе работы подвергаются различным видам изнашивания, главным и наиболее опасным из которых является абразивное изнашивание. В результате износа нарушается работа топливной аппаратуры, что приводит к снижению мощности дизельных двигателей и к перерасходу горючего.
Детали дизельной топливной аппаратуры для обеспечения их высокой износостойкости изготовляют из инструментальных сталей повышенной прокаливаемо-сти и закаливают на максимальную твердость. Однако, такую упрочняющую обработку прецизионных деталей нельзя признать оптимальной, поскольку твердость закаленной стали недостаточна для эффективного противодействия абразивным частицам.
Другое требование предъявляемое к прецизионным изделиям - стабильность структуры и постоянство линейных размеров во времени при высокой твердости и износостойкости - не может быть выполнено закалкой заэвтектоидных сталей на мартенсит с низким от пуском, так как этот вид термической обработки может обеспечить стабильность структуры только в ущерб твердости и износостойкости.
Из процессов химико-термической обработки борирование и диффузионное хромирование обеспечивают наиболее высокую твердость поверхностного слоя и стабильность структуры, однако высокая температура этих процессов (выше
1000С) вызывает деформацию, и для получения точных размеров изделий необходимо производить их шлифование после упрочнения, в результате которого значительная часть упрочненного слоя удалится, и на рабочих поверхностях могут появиться мягкие пятна.
Низкотемпературное азотирование (500-520С), обеспечивающее высокую твердость поверхностного слоя не в результате мартенситного превращения, а за счет образования дисперсных нитридов легирующих элементов, и не вызывающее значительную деформацию изделий, тем не менее не может быть эффективно применено для углеродистых и низколегированных сталей (X, ХВГ, 12X1 и др.), т.к. твёрдость их азотированных слоев недостаточно высока, - значительно ниже чем у специальных азотируемых сталей (25Х5МА, 38Х2МЮА) при недопустимой высокой хрупкости. Кроме того азотирование неудобное технологической точки зрения из-за черезвычайно большой длительности.
Электролитическое хромирование имеет некоторые преимущества перед рассмотренными процессами химико-термической обработки применительно к прецизионным изделиям, однако имеет и недостатки, снижающие его эффективность. В частности, электролитический хром менее прочно связан с основным металлом, чем слои, образующиеся при диффузионном хромировании; кроме того, хром осаждается неравномерно: более толстым слоем покрывает выступающие части и более тонким - углубления и впадины. Электролитическое хромирование пригодно лишь для изделий простой формы, при этом толщина покрытия должна быть очень малой (5-15 мкм). С увеличением толщины покрытия снижается его прочность и возрастает опасность отслаивания и скалывания при эксплуатации.
7. Установлена высокая эффективность поверхностного упрочнения
прецизионных изделий карбидами цементитного типа при цементации стали
науглероживанием до состава чугунов. При содержании карбидов в структуре
цементованного слоя более 85% требуемая для прецизионных изделий высокая
твердость и износостойкость при стабильной структуре может быть обеспечена
без закалки. В случае же применения закалки отпуск можно проводить при по
вышенных температурах (высокий отпуск вместо низкого) и обеспечить таким
образом высокую стабильность структуры при сохранении высокой твердости и износостойкости рабочей поверхности.
Исходя из выше изложенного анализа литературных данных по проблеме упрочнения прецизионных деталей дизельных двигателей можно заключить следующее. Для поверхностного упрочнения плунжеров и втулок в условиях их массового производства наиболее подходящим процессом может быть их цементация или нитроцементация с образованием в диффузионных слоях большого количества карбидов. При этом для прецизионных деталей целесообразно использовать не высокоуглеродистые заэвтептоидные стали, а низкоуглеродистые. Высокая износостойкость деталей из таких сталей будет обеспечена' карбидосо-держащими слоями на поверхности, а стабильность размеров - стабильностью незакаленной структуры сердцевины.
Карбюризатор для насыщения стали до высоких содержаний углерода в диффузионных слоях должен обладать высокой активностью и экологической* безопасностью (что особенно важно для массового производства). Кроме того, карбюризатор должен проявлять активность при пониженных температурах, чтобы не вызвать рост зерна и обеспечивать возможность закалки непосредственно из цементационной печи, без дополнительного нагрева деталей.
Принимая во внимание сказанное выше, можно сформулировать цель настоящей работы - обеспечение повышения долговечности прецизионных деталей топливной аппаратуры дизельных двигателей на основе экологически безопасной технологии нитроцементации низкоуглеродистых и экономноле-гированных сталей.
Для достижения поставленной цели в работе необходимо решить следующие основные задачи:
1.Провести анализ насыщающей способности газовых, твёрдых и комбинированных нитроцементующих сред и наметить к исследованию наиболее активную» из них, способную образовать в диффузионных слоях большое количество избыточных карбонитридных фаз.
2. Провести экспериментальное исследование влияния состава насыщающей среды на интенсивность насыщения низкоуглеродистых сталей и оп-
тимизировать этот состав на основе результатов исследования. 3. Исследовать влияние температуры и длительности нитроцементации исследуемых сталей на глубину и структуру диффузионных слоев. 4.Изучить влияние режимов нитроцементации и последующей термообработки на износостойкость и стабильность размеров прецизионных изделий. 5. Разработать технологические рекомендации по упрочнению прецизионных деталей (плунжеров и втулок) из низкоуглеродистой стали массового производства 18ХГТ (заменителя стали ХВГ).
Материалы прецизионных деталей и способы их упрочняющей обработки
Материалы для прецизионных деталей дизельной топливной аппаратуры, в частности для-плунжеров и втулок насосных секций, должны обладать постоянством размеров и удовлетворять в первую очередь требованиям повышенной! износостойкости, так как.названные детали работают главным образом в условиях абразивного изнашивания [1-5].
Кроме этого, материалы прецизионных изделий должны удовлетворять дополнительному комплексу, требований:, обычно не предъявляемых к деталям других назначений [6, 7]. Основными из этих требований являются: а) приспособленность к получению высокой чистоты, поверхности после полирования (доводки) с высотой микронеровностей менее 0,07 мкм (это свойство обеспечивается при высокой твердости - 63...65 HRG); б) учет коэффициента линейного расширения (для изделий, используемых при переменных температурах); в)-достаточно высокая коррозионная стойкость для противостояния- окислительному изнашиванию.
Наиболее широко для изготовления прецизионных деталей дизельной.топливной аппаратуры используются стали ХВГ и X (ШХ 15) - это инструментальные стали повышенной прокаливаемости, которые при закалке обеспечивают минимальное коробление.Для получения- высокой твердости и износостойкости инструментальные стали подвергают закалке на мартенсит.Однако, мартенситная структура, являясь нестабильной, испытывает с течением времени превращения (старение), вызывающие изменения! объема и формы прецизионных изделий. Абсолютная величина этих изменений невелика, однако они могут выходить за пределы, допустимые для изделий высокой точности.
Изменения размеров, которые возникают вследствие естественного старения после окончания термообработки, вызываются, главным образом процессами превращений как в мартенсите, так и в остаточном аустените. Эти пре вращения представляют собой продолжение процессов отпуска, но протекают они при комнатной температуре. В зависимости от того, на сколько полно прошел отпуск при термообработке, в процессе вылеживания при комнатной температуре может изменяться (уменьшаться) тетрагональность мартенсита и происходит распад остаточного аустенита. Кинетика этих процессов неоднократно исследовалась. Установлено [8, 9], что после закалки, стали и предварительного отпуска при 150С (и даже после отпуска ПРИ 200-250С) разложение мартенсита продолжается при комнатной температуре, что может сказываться на размерах изделий в течение длительного периода их эксплуатации.
Остаточный аустенит распадается с образованием мартенситоподобной структуры при низких температурах (ниже 150С). Выше 150С при распаде остаточного аустенита образуется структура типа нижнего бейнита [10]. Из рисунков 1.1 и 1.2 видно, что остаточный аустенит может превращаться при комнатной температуре в течение длительного времени. Так, в течение 1000 ч при комнатной температуре в хромистой стали превращается около 0,9% остаточного аустенита (исходное количество аустенита, полученное после закалки, составляло около 4%). Отпуск стабилизирует остаточный ау-стенит в тем большей степени, чем выше был нагрев; при этом скорость его последующего превращения при комнатной температуре уменьшается. Однако и после предварительного нагрева (отпуска) при 95, 120 и даже 150С (выдержкой 1 ч) в течение 2-3 месяцев при комнатной температуре превращается уже 0,15-0,25% аустенита, причем в дальнейшем скорость его превращения увеличивается.
Если распад мартенсита сопровождается уменьшением объема (ожидаемое относительное укорочение при распаде 1% мартенсита при температуре до 150С составляет 1,566x10"5), то превращение остаточного аустенита происходит с увеличением объема. При превращении 1% остаточного аустенита в структуру мартенсита при комнатной температуре происходит относительное удлинение порядка 1, 201x10 . Отсюда следует, что при комнатной температуре изменение объема вследствие превращения аустенита почти на порядок больше, чем при распаде мартенсита. і 0 юо то ІОООО Выдержка при 20С, z
Таким образом, добиться нулевого изменения, размеров деталей в процессе службы регулированием количества остаточного аустенита и мартенсита практически невозможно, так как увеличение размеров изделий за счет превращения аустенита и их сокращение за счет разложения мартенсита протекают с разной скоростью, притом изменяющейся со временем.
Кроме рассмотренных двух основных процессов на изменение размеров изделий может влиять релаксация остаточных напряжений, вызывающих местную пластическую деформацию, степень которой зависит от плотности и степени закрепления дислокаций.
С целью стабилизации размеров прецизионных деталей и инструментов, после закалки их подвергают обработке холодом, при котором должно быть достигнуто превращение как можно большего количества остаточного аустенита (при -70С), а затем низкому отпуску при 150-170С в течение нескольких часов, стабилизирующему мартенсит и снимающему часть остаточных напряжений. С точки зрения максимального закрепления дислокационной сетки указанная температура отпуска не является оптимальной. Показано [11-13], что для закаленных сталей X, XBF, ХГ и др. максимальное закрепление дислокаций (по амплитудной зависимости внутреннего трения) достигается отпуском приг 170-180С. Однако в результате отпуска при этих температурах твердость закаленной стали становится ниже 60HRC [14,15].
Радикально повысить износостойкость деталей можно поверхностной обработкой. Для поверхностного упрочнения прецизионных деталей можно было бы использовать такие процессы химико-термической- и электрохимической обработки как азотирование, борирование, диффузионное и гальваническое хромирование. Эти процессы, не затрагивая сердцевины, обеспечивают стабильность структуры и размеров изделий, однако их применение ограничено технологическими трудностями, особенно для массового производства.
Борирование выполняют чаще всего электролизом в расплаве буры Na2Ba407 при 950-980С для углеродистых сталей и при 1000-1050С для легированных сталей. Катодом служит обрабатываемое изделие, а анодом - угольный (графитовый электрод [ 16].
Борирование обеспечивает очень высокую микротвердость: 800-2000 HV у углеродистых сталей, до 2500 HV у легированных сталей XBF, ХВЄГ; до 2800 НУ у сталей XI2M, Х12ФГ и до 3300 HV у быстрорежущих сталей; Однако, при борировании легированных сталей легирующие элементы, уменьшают глубину образующегося слоя; она не превышает 0,04-0:,06 мм у сталей с высоким содержанием хрома (Х12М) или вольфрама- (ЗХ2В8Ф) у сталей,. содержащих: 1-2% легирующих элементов борированный" слой?в 2 раза больше. Глубина. слоя«у углеродистых сталей, содержащих 1% углерода при сохранении мелкого зерна составляет 0,12-0,18 мм.
Микроструктура борированного слоя - иглы, боридов ориентированые вглубь металла; непосредственно на поверхности возникает слой борида железа; ЕеВ; а ниже - борида типа Fe2B, имеющего несколько меньшую-, твёрдость и:, хрупкость.
Недостаткшборирования; ограничивающие его применение дляфяда.инстг рументов и деталей, - повышенная хрупкость слоя ишлохая обрабатываемость... Закалка, вызывающаяшовышенные объемные-изменения?детали, может привес-тик образованию трещин в борированном слое. Высокая температура бориро-вания вызывает деформацию,, следовательно;, для" получения; точных размеров прецизионных деталей после борирования необходимо производить шлифование рабочих поверхностей. При шлифовании, производимом обычно дорогим, алмазным инструментом, значительная; часть весьма тонкого упрочненного-слоя удаляется;.и могут обнажитьсяtмягкие места. Поэтому борирование непригодно для упрочнения прецизионных деталей:
Методика определения состава, структуры и свойств нитроце-ментованных слоев прецизионных изделий
Износостойкость цементованных слоев определяли по методике Ха-ворта-Бринелля [66, 67], при которой изнашивание материала происходит в результате трения об абразивную прослойку в зазоре подвижного сопряжения деталей, одной из которых является исследуемый образец. Эта схема изнашивания в наибольшей степени соответствует условиям изнашивания рабочих поверхностей деталей топливных насосов дизелей.
По этой схеме была изготовлена оригинальная установка, изнашивание на которой осуществляется в результате трения торца цементованной пластинки по стальному ролику диаметром 50 мм. На поверхности ролика имеется насечка.-В-зазор между роликом и образцом из бункера-подается карьерный песок с размерами зерен 0,1...0,3 мм. Для исключения нагрева образца ролик вращается с очень небольшой частотой (1с"1).
Нагрузка на образец осуществляется специальным рычажным механизмом и может изменяться в широких пределах.
При проведении экспериментов длительность испытания одного образца составляла 15 минут с нагрузкой 1 МПа. Износ определяли по разнице весов до и после испытаний. Взвешивание проводили на весах ВЛА-200М с точностью до 0,0001 г. Относительную износостойкость определяли как отношение износа эталона (отожженной стали)- к износу образца. Испытание талона проводили после каждого испытания образца.
Испытания цементованных образцов на ударную- вязкость проводитесь до методике, разработанной Пружанским Л.Юі в лаборатории износостойкости ГОСНИТИ [68]. Для испытаний использовались малые образцы квадратного сечения 2x2 мм, вырезанные из образцов для износных испытаний. Резание проводили тонким вулканитовым кругом с обильным охлаждением. Последнее использовалось для того, чтобы исключить изменение структуры, которое может возникнуть от нагревания при резании металла. Для испытаний использовали оригинальный маятниковый копер с небольшой энергией удара (1...2 нм) с односторонним креплением образца. Образец зажимался в массивных тисках, вылет его составлял 4,5 мм. Вылет образца каждый раз устанавливался по шаблону.
По каждому образцу наносились три удара, при этом наименьшая длина закрепленной части составляла 6,5 мм. По трем ударам находили средний результат. Работу, затраченную на излом образца, определяли по углу взлета маятника после удара.
Для измерения макро- и микрогеометрии образцов и деталей использовали различные измерительные приборы с наибольшей точностью 0,1...0,3 мкм. Это вертикальный и горизонтальный оптиметры с приспособлением для измерения глубоких отверстий, изготовленным по рекомендации [5], профило-метр-профилограф завода "Калибр", универсальный измерительный микроскоп, прибор для измерения круглости английской фирмы "TALYROND".
Схема испытания цементованных образцов на абразивное изнашивание: 1 - стальной ролик; 2 - бункер с абразивом; 3 - коромысло (нагружающее устройство); 4 - образец; 5 - груз; 6 - поддон 2.4. Математическое планирование эксперимента и обработка экспериментальных данных
Математическое планирование эксперимента использовали для уменьшения количества опытов в экспериментальных исследованиях. Назначение матрицы планирования, подсчет коэффициентов в уравнениях регрессии, а также расчеты, связанные с графической интерпретацией полученных уравнений, производили по методике [69] с использованием компьютера.
В работе использовали трехфакторное и двухфакторное рототабельное планирование второго порядка. Математическое планирование эксперимента заключалось в назначении факторов и критериев оптимизации, определении условий варьирования факторов и составлении матрицы планирования и рабочей матрицы. По рабочей матрице выполняли опыты и определяли критерии оптимизации, по которым рассчитывали коэффициенты уравнений регрессии (математических моделей).
Далее проводили проверку адекватности уравнения регрессии. По полученному уравнению, без учета незначимых членов, подсчитывались значения критерия оптимизации (у) для всех опытов (20 значений) и проводилась проверка совпадения экспериментальных и расчетных данных: если газница между ними небольшая - уравнение считается адекватным, т.е. оно правильно отражает исследуемый процесс, если большая - уравнение регрессии неадекватно и пользоваться им нельзя.
Разработка универсального пастообразного азотисто-углеродного покрытия для низко- и высокотемпературного насыщения сталей
Упрочняющую обработку низкоуглеродистых сталей при наличии достаточно активных насыщающих азотистоуглеродных сред можно проводить как при относительно низких температурах насыщения, при которых реализуется механизм упрочнения карбонитридными фазами, так и при высоких температурах, способствующих образованию в диффузионных слоях легированных сталей большего количества карбидов.
Наиболее удобной и экономичной насыщающей средой можно признать пастообразные покрытия (карбюризаторы), наносимые на упрочняемые поверхности и в процессе нитроцементующего отжига обогащающие эти поверхности азотом и углеродом. Пастообразные карбюризаторы весьма перспективны для эффективного насыщения стали названными элементами, так как при их использовании реакции генерирования активных атомов азота и углерода максимально приближены к насыщаемой поверхности и не требуется циркуляции активной атмосферы в нитроцементационной печи.
Известны примеры использования пастообразных карбюризаторов для интенсивного насыщения стали углеродом при высоких температурах [1,15,17], а так же попытки их использования для низкотемпературной нит-роцементации [72]. Нами поставлена задача разработать такой состав пастообразного покрытия, который обеспечивал бы эффективное насыщение сталей азотом и углеродом как при низких, так и при высоких температурах нитроцементации, т.е. разработать универсальный пастообразный карбюризатор.
Пастообразный карбюризатор имеет своей основой аморфный (сажистый) углерод, поскольку мелкие частицы сажи имеют очень развитую реакционную поверхность, на несколько порядков выше, чем например частицы древесного угля, используемые в твердых карбюризаторах. Поэтому в сажистом покрытии реакции образования окиси углерода;, участвующей в насыщении стали идет очень быстро, намного быстрее чем во всех других насыщающих средах.
При низких температурах, как известно, в процессах насыщения стали главную роль играет азот, поэтому предлагаемый карбюризатор должен содержать в своем составе азотсодержащий компонент. В качестве такого компонента предлагается использовать железосинеродистый калий или желтую кровяную соль. Это вещество разлагается при температуре выше 500С с выделением активного атомарного азота, активно диффундирующего в сталь. Кроме того, при диссоциации железосинеродистого калия выделяется углерод, который так же участвует в реакции насыщения стали.
Наконец, для ускорения генерирования активного углерода при высоких температурах, в состав пастообразного карбюризатора необходимо ввести активизирующие добавки - карбонаты щелочных или щелочноземельных металлов (Ва С03, Na2 СО3Д2 С03).
Важную роль в повышении активности пастообразного карбюризатора играет пастообразующая жидкость, которая придает обмазке необходимую пластичную консистенцию, удобную для использования. В известных пастообразньтх карбюризаторах в качестве такой жидкости используется минеральное масло, связывающее частицы сажи в пастообразную массу. Однако, при высокой температуре происходит пиролиз масла с выделением углерода. Этот дополнительный углерод заполняет промежутки между частицами сажи, склеивая, их в достаточно крупные конгломераты. Реакционная поверхность таких частиц уменьшается и активность пасты резко снижается.
Имеются примеры использования в качестве пастообразующей жидкости в пастообразных карбюризаторах триэтаноламина [1]..Триэтаноламин -органическое вещество (относится к классу спиртов) и при высоких температурах разлагается с образованием газовой атмосферы, а не выделяет углерод как минеральное масло. Газы, выделяющиеся при разложении триэтаноламина, разрыхляют покрытие и образуют в.нем многочисленные поры и каналы, по которым свободно циркулируют газы, участвующие в реакции? насыщения стали. Активность.пасты.с триэтаноламином, поэтому,.намного выше; чем пастьгс минеральным маслом.
Однако, при разложении триэтаноламина- выделяется очень токсичное вещество цианистый водород (или синильная, кислота), поэтому пастообразный карбюризатор с триэтаноламином опасен с экологической точки зрения, и не пригоден для массового производства.
Нами предлагается. использовать в качестве пастообразующей жидкости другое органическое вещество, которое было бы также эффективно как триэтаноламин, но было бы безопасно с экологической точки зрения: Таким веществом может быть декстриновый клей;
Декстриновый клей дешев, широко используется в полиграфической промышленности и в быту и применение его при приготовлении нитроце-ментующей пасты не вызовет ни технологических, ни экономических затруднений. Декстриновый клей имеет следующий состав: желтый декстрин — 30%; глицерин (пластификатор) — 10%; вода — 60% (% объемные). Декстрин - промежуточный продукт гидролиза крахмала, имеет химическую формулу (СбНю05) п, глицерин - трехатомный простейший спирт (СзН8Оз) - не подвергаются пиролизу при нагревании и не содержат азота, образующего вредные соединения. Поэтому декстриновый клей свободен от недостатков минерального масла и триэтаноламина.
Таким образом, предлагаемый пастообразный карбюризатор содержит в своем составе аморфный углерод (сажу), железосинеродистый калий, углекислый барий (или углекислый натрий) и декстриновый клей.
Нитроцементация деталей с использованием пастообразного покрытия проводится в газовой атмосфере, которое заполняет печное пространство и циркулирует между деталями, осуществляя углеродный «подпор» нитроцемен-тующего покрытия. Такая атмосфера может быть получена в результате терми- ческой диссоциации жидких углеводородов, например синтина; либо можно использовать традиционные цементующие и нитроцементующие атмосферы (эндогаз с добавками метана или аммиака).
Анализ существующей технологии изготовления прецизионных деталей
Прецизионные детали топливной аппаратуры изготовляют с высокой точностью и чистотой поверхности. Согласно действующим в настоящее время ГОСТам на плунжерные пары топливных насосов дизелей, некруг-лость рабочих цилиндрических поверхностей плунжера и втулки не должна превышать 0,5 мкм, конусообразность внутренней цилиндрической поверхности плунжера на каждые 20 мм длины поверхности не должна превышать 16 мкм, диаметральный зазор между сопрягающимися цилиндрическими поверхностями плунжера и втулки диаметром до 10 мм должен быть не менее 0,6 мкм, ресурс плунжерных пар до их замены должен быть не менее 5000 ч.
Материалом для изготовления плунжера и втулки служат стали ШХ15, ХВГ или азотируемая сталь 25Х5МА. Твердость сопрягающихся цилиндрических поверхностей должна быть не менее 60HRC для сталей ШХ15 и ХВГ и не менее 820 HV для стали 25Х5МА. Экспериментальными исследованиями износа прецизионных деталей [2, 4] установлено, что в плунжерных парах ведущим видом изнашивания является абразивное, которое вызывается твердыми минеральными частицами, содержащимися в топливе и не задерживаемыми топливными фильтрами. Абразивные частицы в больших количествах попадают в топливо при работе двигателей в полевых условиях в весьма запыленной среде. Помимо абразивного изнашивания при работе плунжерных пар имеет место также жидкостное изнашивание, при котором под действием больших скоростей протекания топлива с изменением направления происходит гидравлический удар, вызывающий вымывание поверхностных частиц металла.
Этот процесс ускоряется действием абразивных частиц, находящихся в топливе и совершающих поверхностный надрез (царапину), с последующим размывом металла струей топлива.
На поверхности плунжера износ распределяется неодинаково [4]: наиболее значительно и неравномерно изнашивается золотниковая часть. Больше всего подвержен изнашиванию участок головки плунжера, расположенный против впускного окна втулки (см. рис. 4.1). Изношенная поверхность изменяет вид желобообразной канавки, изрезанной продольным я рисками. Максимальная величина износа 23...25 мкм. Максимальный износ винтовой кромки плунжера составляет 18...20 мкм.
У втулки изнашивается внутренняя поверхность, примыкающая к впускному (большой износ) и к перепускному (меньший износ) окнам (см. рис. 4.2)І Износ втулки в зоне впускного окна имеет вид желоба шириной 4,5...5,0 мм, расположенного вдоль втулки. Местный износ в зоне перепускного окна наблюдается с левой стороны кромки окна. Изношенный участок имеет форму прямоугольной полосы шириной 2,0...2,5 мм.
В результате неравномерного износа головки плунжера и сопрягаемого с ней участка втулки нет постоянного зазора по высоте плунжерной пары. Средняя величина зазора увеличивается до 10... 15 мкм и производительность такой плунжерной пары резко снижается.
Изменение размеров закаленной стали во времени обусловливается двумя основными процессами, влияющими на эти изменения в разных направлениях. Разложение мартенсита, протекающее даже при комнатной температуре (с малой скоростью), приводит к уменьшению размеров [7, 8] (см. рис. 4.3). Превращение остаточного аустенита, который имеется в структуре закаленной высокоуглеродистой стали, вызывает увеличение размеров деталей (см. рис. 4.3). Кроме этих двух основных процессов, измене-кие размеров может вызывать также релаксация остаточных напряжений, сопровождающаяся местной пластической деформацией, степень которой, в значительной мере, зависит от плотности и степени закрепления дислокаций. При этом наиболее вероятна релаксация сжимающих напряжений, действующих в наружном слое закаленного изделия. Такая релаксация должна приводить к уменьшению размеров [112-115].
В Курском АО "Агромаш" детали плунжерной пары 41-А 16с 15 изготовляют из стали ХВГ. Закалка их производится с температуры 850±10С в масле. С целью стабилизации размеров детали после закалки подвергают обработке холодом при -60...-70С, при которой может быть достигнуто превращение наибольшего количества остаточного аустенита, а затем отпуску при температуре 160+10С в течение 6 часов, стабилизирующему мартенсит и снимающему часть остаточных напряжений. Твердость после термической обработки обеих деталей плунжерной пары составляет 60...65HRC. Столь высокое значение твердости стали все-таки в 1,7...2 раза ниже твердости кварцевого песка, который в основном попадает в дизельное топливо, и такая термообработка слабо защищает изделие от абразивного изнашивания. Возможности повышения твердости стали ХВГ, как, впрочем, и других инструментальных сталей, термической обработкой практически уже исчерпаны, дальнейшее повышение твердости можно достигнуть химико-термической обработкой.
В АО "Агромаш" проводились работы по повышению износостойкости деталей плунжерных пар дизельных топливных насосов нитроцемента-цией. Карбюратором служила смесь из сажи и углекислого бария, разведенная триэтано-ламином.
В результате нитроцементации на плунжере и втулке получались достаточно глубокие диффузионные слои с большим количеством избыточных карбидов. Твердость и особенно износостойкость упрочненных таким образом деталей была значительно выше, чем деталей, прошедших стандартную термообработку (без нитроцементации). По результатам эксплуатационных испытаний, долговечность плунжерных пар после такого упрочнения увеличилась более чем в 2 раза [1].
Однако, несмотря на хорошие результаты нитроцементации, в настоящее время на заводе она не применяется из-за экологической опасности, связанной с использованием триэтаноламина (см. раздел 1.3). В связи с этим, была поставлена задача разработать технологический процесс упрочнения, который позволил был получать те же результаты, что и нитроцемен-тация с использованием триэтаноламина, но с большей экологической чистотой процесса.
В основу такой технологии была положена цементация деталей плунжерных пар в продуктах термической диссоциации синтина с покрытием углеродно-карбонатной пастой, в которой связующим веществом вместо триэтаноламина был использован декстриновый клей (см. главу 3).
