ЕРМЙЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ШЕСТЕ PEIИ С КОЗЛОВСКИЙимикоТЕРМИНЕ
ОБРАБОТКА
ШЕСТЕРЕН
И. С. КОЗЛОВСКИЙХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯОБРАБОТКАШЕСТЕРЕНИЗДАТЕЛЬСТВО «М А Ш И|Н О С Т Р О Е Н И Е»
Москва 1970
УДК 621.785Химико-термическая обработка шестерен.Козловский И. С. М., «Машиностроение»,
1970, стр. 232.В книге рассмотрены факторы, влияющие на
показатели прочности сталей, применяемых для
шестерен, подвергаемых химико-термической об¬
работке.Приведены основные данные о современных
методах цементации и нитроцементации при авто¬
матизированном процессе химико-термической об¬
работки. На основе обобщения результатов ис¬
следований автора и данных других исследова¬
телей даны рекомендации по выбору марок ста¬
лей и параметров технологического процесса,
обеспечивающих высокие показатели прочности
шестерен.Книга предназначена для инженерно-техниче¬
ских работников машиностроительной промыш¬
ленности и научно-исследовательских институтов.Илл. 110, табл. 57, библ. 150 назв.Рецензент д-р техн. наук Ю. М. ЛахтинРедактор канд. техн. наук Н. Э. Струве3-12-5426—69
ПРЕДИСЛОВИЕВ современном машиностроении для повышения
долговечности ответственных деталей широко использу¬
ются процессы химико-термической обработки, из ко¬
торых наибольшее распространение получили цемента¬
ция и нитроцементация. В результате применения этих
методов упрочнения повышается твердость и износо¬
стойкость поверхности деталей, возрастает усталостная
прочность и увеличивается контактная выносливость.Теоретические исследования закономерностей диф¬
фузии углерода и азота, взаимодействия газовой атмос¬
феры и стали, а также разработка и внедрение в про¬
изводство наиболее прогрессивных методов цементации
и нитроцементации были осуществлены советскими уче¬
ными — Н. А. Минкевичем, Д. А. Прокошкиным,
А. А. Шмыковым, С. К. Ильинским, В. И. Просвириным,
Ю. М. Лахтиным, А. Н. Минкевичем, А. Д. Ассоновым,
А. Т. Калининым, М. А. Кришталом и др. За последнее
десятилетие в развитии процессов химико-термической
обработки наблюдается принципиально новое направле¬
ние — разработка и внедрение в практику производства
методов регулирования концентрации углерода в по¬
верхностном слое, вследствие чего создаются предпо¬
сылки автоматизации процессов химико-термической об¬
работки.В настоящей книге приводятся данные по химико¬
термической обработке шестерен применительно к ав¬
томатизированному циклу производства. При этом наи¬
большее внимание уделено вопросам, связанным с про¬
цессом цементации, так как многие проблемы являются
общими как для цементации, так и для нитроцемента¬
ции. Особенности процесса нитроцементации рассмотре¬
ны отдельно в специальной главе.
ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ
К ОТВЕТСТВЕННЫМ ЦЕМЕНТУЕМЫМ
ДЕТАЛЯМ МАШИННАПРЯЖЕНИЯ И ХАРАКТЕРНЫЕ ВИДЫ РАЗРУШЕНИЙ
I ШЕСТЕРЕН В ЭКСПЛУАТАЦИИЗубья шестерен в процессе эксплуатации машин
подвергаются: 1) изгибу при приложении макси¬
мального крутящего момента или при резком торможе¬
нии, вследствие чего может происходить разрушение в
ножке зуба по галтели; 2) изгибу при многократных
циклических нагрузках, вызывающему усталостное раз¬
рушение зуба в опасном сечении в ножке зуба; 3) кон¬
тактным напряжениям на рабочей поверхности в зоне
зацепления зубьев, в результате чего развивается пит-
тинг на поверхности; 4) износу торцовых поверхностей
при переключениях передач в коробках передач.Износ и задир рабочих поверхностей зубьев шесте¬
рен после химико-термической обработки наблюдается
редко, поэтому этот вид разрушения в дальнейшем не
рассматривается. По абсолютной величине различные
напряжения в зубьях шестерен современных автомоби¬
лей могут достигать больших значений. Так, например,
в грузовом автомобиле ЗИЛ-130 в шестерне 1-й переда¬
чи и заднего хода напряжения изгиба достигают
63,5 кГ/мм2, а контактные напряжения — 227 кГ/мм2, в
шестерне 3-й передачи контактные напряжения состав¬
ляют 128 кГ/мм2.Для обеспечения надежности и длительности работы
шестерен при таких высоких напряжениях особое значе¬
ние приобретает правильный выбор стали и методов тер¬
мической обработки. Для шестерен ответственного на¬
значения, как правило, применяют легированные стали
с последующей химико-термической обработкой.4
Для определения в каждом конкретном случае ос¬
новного типа напряжений, вызывающих выход из строя
шестерен, важное значение имеет анализ типовых раз¬
рушений шестерен в эксплуатации. Такой анализ пока¬
зывает, что поломки зубьев в опасном сечении по гал¬
тели могут происходить как при небольшом числе циклов
нагружения (иногда от од-
нократной перегрузки), так
и в результате усталостного
разрушения. При поломке
зуба, вызванной циклически¬
ми напряжениями с несим-Рис. 1. Зона распространения	Рис. 2. Вид излома зубьеви вид усталостного излома	шестерни при симметричном
зуба шестерен при несиммет- цикле напряжений
ричном цикле напряженийметричным циклом нагружения, в изломе наблюдаются
две зоны, характерные для усталостного разрушения
(рис. 1). На периферии имеется мелкокристаллическая
зона, образующаяся в процессе прогрессирующего раз¬
вития усталостной трещины, а в сердцевине излома —
несимметрично расположенная область с волокнистым
изломом, образующаяся в процессе окончательного раз¬
рушения зуба шестерни. При симметричном цикле5
напряжений вторая зона располагается симметрично
(рис. 2). В некоторых случаях разрушению зуба пред¬
шествует образование на рабочей поверхности повреж¬
дений (питтингов) вследствие контактной усталости
(рис. 3), и поломка зуба является результатом наруше¬
ния правильной работы зацепления.Рис. 3. Вид излома зубьев, вызванного предшествующим образо¬
ванием питтинга на поверхностиЕсли глубина диффузионного слоя для зубьев дан¬
ного размера является чрезмерной, то из-за возникнове¬
ния высоких остаточных напряжений растяжения в пе¬
реходной зоне между слоем и сердцевиной разрушение
может начаться внутри зуба (рис. 4).При излишнем насыщении углеродом кромки и углы
зубьев могут обладать повышенной хрупкостью. В этом
случае причиной разрушения зуба могут быть сколы
(рис. 5).6
Рис. 4. Разрушение зуба шестерни
при чрезмерной глубине цементован¬
ного слояРис. 5. Сколы в углах зубьев шестерни7
Рис. 6. Торцовый износ зубьев шестерни коробок
передач	1Рис. 7. Питтинг на поверхности зубьев цементованных шестерен
Для шестерен, подвергающихся периодическому пе¬
реключению в коробках передач, характерен торцовый
износ (рис. 6).Специфическим для напряженных шестерен, работа¬
ющих со смазкой, является разрушение рабочей поверх¬
ности зубьев от контактной усталости (рис. 7).Такие разрушения на рабочей поверхности зубьев
развиваются преимущественно вне зоны полюсного за-Рис. 8. Отслаивание на поверхности зубьев
цементованных шестеренцепления на ножке зуба, там, где имеется «отстающая»
поверхность и наблюдается качение с относительно не¬
большим скольжением (10—20%) [79]. Если коэффи¬
циент трения при скольжении более 0,1, то максималь¬
ные напряжения сдвига развиваются непосредственно
на рабочей поверхности [119]. При этом трещина, вы¬
зывающая осповидное разрушение, зарождается также
непосредственно на рабочей поверхности в отличие от
случая чистого качения, для которого характерно преи¬
мущественное зарождение очага разрушения под поверх¬
ностью, в зоне максимальных напряжений сдвига.Таким образом, для высокого сопротивления шесте¬
рен контактной усталости особое значение приобретают
прочность и качество слоев стали, расположенных непо¬
средственно на рабочей поверхности зубьев. Иногда на¬
блюдается разрушение поверхности зубьев путем от¬
слаивания, с образованием больших углублений на ра¬9
бочей поверхности (рис. 8). Такие разрушения не свя¬
заны с контактной усталостью и вызываются главным
образом недостаточной твердостью и прочностью серд¬
цевины или диффузионного слоя.СТАЛИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ШЕСТЕРЕНДля обеспечения требуемой твердости как на поверх¬
ности зубьев, так и в сердцевине их необходима высокая
закаливаемость, а прокаливаемость сердцевины должна
регулироваться в достаточно узких пределах. После
химико-термической обработки сталь должна обладать
удовлетворительной вязкостью при высоких значениях
предела прочности, предела усталости и предела кон¬
тактной выносливости, в связи с чем для шестерен реко¬
мендуется применять только наследственно-мелкозерни¬
стые стали (балл 6—8). Кроме того, применение мелко¬
зернистых сталей позволяет использовать наиболее ра¬
циональный для массового производства режим непо¬
средственной закалки или закалки с подстуживанием
после цементации, вследствие чего уменьшается дефор¬
мация шестерен и снижаются затраты на их обработку.Сталь для шестерен должна обладать хорошей обра¬
батываемостью резанием, вследствие чего особое значе¬
ние приобретает выбор правильного режима предвари¬
тельной термической обработки заготовок шестерен
перед нарезанием зуба. При неудовлетворительной мик¬
роструктуре заготовки ухудшается качество рабочей по¬
верхности зубьев шестерен, а возникающие в металле
внутренние напряжения способствуют увеличению де¬
формации шестерен. Такие дефекты недопустимы, по¬
скольку зубья шестерен после химико-термической об¬
работки обычно не подвергают обработке, устраняющей
деформацию и исправляющей качество поверхности.Содержание легирующих (особенно дефицитных)
элементов в стали для шестерен не должно быть чрез¬
мерно высоким, чтобы было можно применять наиболее
экономически и технически выгодный метод непосред¬
ственной закалки шестерен после цементации или нит¬
роцементации. Необходимо учитывать, что непосредст¬
венная закалка высоколегированных сталей неприемле¬
ма из-за опасности образования чрезмерно большого
количества остаточного аустенита в структуре слоя, вслед¬10
ствие чего прочность шестерен может значительно сни¬
зиться.Важно также, чтобы стали при химико-термической
обработке не были склонны к чрезмерному перенасы¬
щению поверхности углеродом и азотом (при нитроце¬
ментации). В связи с тем, что необходимо обеспечить
требуемую прокаливаемость сердцевины зуба и добить¬
ся минимальной деформации при закалке, шестерни от¬
ветственного назначения изготовляются из легирован¬
ных, закаливающихся в масле сталей. Углеродистые
стали, закаливающиеся в воде, для этих изделий не при¬
меняются. Для цементуемых шестерен ранее применя¬
лись стали, содержащие до 0,24% С. Однако за послед¬
ние 10 лет широко используются цементуемые стали с по¬
вышенным содержанием углерода — до 0,3% [35,52,123].В отечественной промышленности для цементуемых
ответственных шестерен используются легированные
стали различного состава. Хромомарганцовистые стали с
титаном (18ХГТ, ЗОХГТ) и с молибденом (25ХГМ) на¬
шли применение для шестерен автомобилей ЗИЛ, стали
хромоникельмолибденовые (20ХНМ) и хромомарганцо¬
вистые с бором (20ХГР) используются два ряда ше«-
стерен на ГАЗ. Наиболее нагруженные шестерни на
Минском автомобильном заводе изготовляются из стали
12ХНЗА, для шестерен коробок передач на Я АЗ исполь¬
зуются стали 15ХГНТА и 15Х2ГНТРА. Для тракторных
цементуемых шестерен на Минском заводе применя¬
ется сталь 20ХНР и др. В качестве заменителей высоко¬
легированных сталей 12ХНЗА и 12Х2Н4А для отвест-
венных шестерен на Челябинском тракторном заводе
предложены и внедрены в производство стали 15ХГНР,
14ХГ2НР [17].Наиболее распространенные марки цементуемых ста¬
лей для шестерен, применяемые в зарубежной практике
[92, 99, 93], приведены в табл. 1. Для ответственных де¬
талей широкое распространение в Англии получили
высоколегированные хромоникелевые и хромоникель¬
молибденовые стали, в ГДР и ФРГ — хромистые,
хромомарганцевомолибденовые и хромомарганцево¬
ванадиевые стали; стали, легированные никелем, ис¬
пользуются значительно реже. В машиностроительной
промышленности и особенно в автотракторной промыш¬
ленности США широкое распространение получила груп-11
Таблица 1Химический состав в %ОтечественнаяСтранаМаркасталисМпСгNiМоДругиеэлементымарка стали,
близкая по
химическому
составуАнглияEN130,15-0,251,4—1,80,4—0,70,15—0,3520Г2НМEN14A0,15-0,250,15—0,25———20Г2EN32A<0,150,4—0,7———	15EN3280,10-0,180,7—0,11———	15ГEN32M0,10-0,180,1—0,11———0,10—
0,15% SАвтомат¬
ная 12EN330,16-0,220,2-0,60,32,75—3,25——12НЗEN340,14—0,200,3—0,6—1,5—2,00,2-0,3	18НМEN350,20-0,280,3-0,6—1,5-2,00,2-0,3—24НМEN36<0,180,3-0,60,6-1,13,0-4,75——12ХНЗEN37<0,160,450,34,5—£,2——12Н5EN38<0,16н. б. 0,650,34,5-5,20,15—0,30—12Н5МEN39A0,12-0,18н. б. 0,51,0—1,43,8—4,5		12ХН4АEN3980,12—0,18н. б. 0,51,0-1,43,8-4,50,15—0,30—12ХН4МГДР и15СгЗ0,12-0,180,4—0,60,5-0,815ХФРГ15CrNi60,12—0,170,4—0,61,4—1,71,4—1,7——15ХН25СгМо40,22-0,290,5—0,80,9-1,2—0,15—0,25—25ХМЕСМО—1000,17—0,230,5—0,80,9-1,2—0,15—0,25—18ХМ18CrNi8ECN0,15—0,200,4-0,61,8—1,211,8-2,118Х2Н2
Flieg — 1409
16MnCr5 (ЕС80)
20МпСг5
(ЕС100)
ECV-100
20МоСг4
25МоСг4
20NiMoCr60,200,14—0,190,17—0,220,210,200,250,200,631.0—1,31.1—1,40,910,700,700,702,1 ,
0,8-1,1 1
1,0—1,30,920,400,400,40j 1,8-2,3
^50,270,450,450,450,15%V20Х2Н2М16ХГ20ХГ25ХГФ44200,18—0,230,7—0,9_	0,15—0,25		40270,25—0,300,7—0,9——0,20—0,30	—41180,18—0,230,7—0,90,4—0,6—0,8—0,15	—44220,20—0,250,7—0,9——0,35—0,45	—45200,18—0,230,45—0,65—0,45-0,6020МСША462048200,17—0,220,18—0,230,45—0,650,50—0,701,6—2,0
3,25-3,750,20—0,300,20—0,30—20НМ20НЗМ86200,18—0,230,70-0.900,4—0,60,4—0,70,15—0,2586220,22-0,250,7—0,90—0,60,4-0,60,15—0,25	—86270,25—0,300,7—0,90,4—0,60,4—0,70,15—0,25——87200,18-0,230,7—0,90,4—0,60,4—0,70,20—0,30	'—88220,20—0,250,75—1,00,4—0,60,4—0,60,30—0,40	—94В170,15—0,200,75—1,00,3—0,50,3—0,60,08—0,15<0,0005% В—43200,17—0,220,45—0,650,4—0,61,65—2,00,2—0,320ХНМ
па малолегированных сталей, а также стали, легирован¬
ные молибденом (типа «Амола»). Характерно, что стали,
легированные молибденом, в последнее время стали
применяться в автомобильной промышленности ФРГ[124]. В большинстве цементуемых сталей, применяе¬
мых в США, содержание хрома не более 0,6%, а многиекГ/мм2
90807060О 0,2 0Л 0,6 0,8 мм
Глубина слояО 0,07 0,13 0,20 0,27 0,33
Отношение глубины слоя к радиусу образцаРис. 9. Влияние глубины цементо¬
ванного слоя на предел выносливо¬
сти образцов диаметром 6 мм:/-сталь 12ХНЗА: 2 —сталь 18ХГТстали вообще не легированы хромом. Высоколегирован¬
ные никельмолибдеровые стали типа 4820 (20НЗМ) ис¬
пользуются в США для автомобильных шестерен редко,
только для особо тяжелых грузовых автомобилей [123].Вместе с этим во всех странах для ответственных ше¬
стерен применяются стали с мелким зерном аустенита
и с повышенной прокаливаемостью.I	( ГЛУБИНА ДИФФУЗИОННОГО слояВлияние глубины цементованного слоя на предел
усталости высоколегированной хромоникелевой стали
12ХНЗА и хромомарганцевотитановой стали 18ХГТ [52]
показано на рис. 9. Наиболее высокие показатели проч¬
ности получены при отношении глубины слоя к радиу¬
су образца в пределах 0,2—0,3. Испытания на усталость
цементуемых сталей типа 8620, проведенные в США,
также показали, что оптимальное отношение глубины
слоя к сердцевине равно 0,25 [134]. Аналогичные ре¬14
зультаты получены и при испытании на усталость при
ударных нагрузках ряда легированных сталей после це¬
ментации их на различную глубину [55] (рис. 10), как
показано на рис. 10, оптимальное соотношение глубины
слоя к радиусу образца также находится в пределах
0,2—0,3.|	1	1	I	I	I	I	Iо 0,1 0,2 0,3 0,4- 0,5 0,6 0,7
Отношение глубины слоя к радиусу образцаРис. 10. Влияние глубины цементованного
слоя на ударно-усталостную прочность об¬
разцов диаметром 8 мм:1 — сталь 25Х2ГН2Т; 2 — сталь 25ХНФР; 3— сталь
18ХГТ; 4 —сталь 25ХГРЗависимость между глубиной слоя и пределом вы¬
носливости зубьев шестерен из хромомарганцевой стали
20ХГ показана на рис. 11 [116]. Здесь также получены
наиболее высокие показатели усталостной прочности ше¬
стерен при отношении глубины слоя к половине толщи¬
ны зуба (что эквивалентно радиусу образца) в преде¬
лах 0,2—0,3.Практические рекомендации по оптимальной глубине
цементованного слоя незначительно различаются между
собой. В большинстве случаев для нагруженных шесте¬
рен глубина слоя принимается равной 0,3 от половины
толщины зуба по начальной окружности, или 0,15 от
полной толщины зуба [24, 14]. По данным фирмы
«Gleason», рекомендуются следующие нормы по глубине15
цементованного слоя для шестерен с /различным моду¬
лем (табл. 2).Таблица 2МодульшестерниРекомендуе¬
мая глубина
слоя в ммТолщина зу¬
ба по дели¬
тельной
окружности
в ммОтношение глу¬
бины слоя к по¬
ловине толщины
зуба в %Отношение
глубины слоя
к модулю1,50,42,30,340,273,00,84,50,340,274,00,956,00,320,245,01,17,50,300,227,01,410,50,260,2010,01,815,00,240,18Однако до настоящего времени спорным является
вопрос о критерии оценки эффективной глубины слоя.
Во многих случаях за величину слоя рекомендуетсязо1—I—I—I—I—I—I—I——0	0,4 0,8 1,2 1,6 ммГлубина слоя	1	i	I ■	I	I	i	i	i	iО 0,18 0,36 0,54 0,70
Отношение глубины слоя к
0,5 толщины зубаРис. 11. Влияние глубины слоя на
предел выносливости зубьев цементо¬
ванных шестерен из стали 20ХГ (мо¬
дуль шестерен 3, толщина зуба по
начальной окружности '4,5 мм)принимать суммарную глубину распространения эвтек-
тоидной зоны и половины переходной зоны. Фактически
глубиной слоя при этом считается зона, содержащая
свыше 0,4% С, с минимальной твердостью после закал¬
ки и низкого отпуска HRC 50. Некоторые специалисты
пЪ термической обработке рекомендуют считать в каче¬
стве эффективной глубины слоя полный слой до исход¬16
ной структуры. njHi таком способе определения глубина
цементованного сло\ фактически снижается примерно на
30% по сравнению сЧтлубиной, определенной для слоя
с содержанием 0,4% & Выявить, какой метод оценки
глубины слоя для таки\ ответственных изделий, как
автомобильные шестерни\ является более правильным,
можно на основе сравнительного анализа прочностных
показателей слоя и сердцевины детали. Для современ¬
ных автомобильных шестерен установлена твердость на
поверхности слоя HRC 59—63, твердость сердцевины
HRC 29—42.Связь между твердостью и пределом усталости при
изгибе для термически обработанной стали выражается
следующей формулой [83]: cr-i = 0,25 (1 + 1,35яр) ав,где
ав —предел прочности в кГ/мм2\ г|э — поперечное сжа¬
тие^ %.Таблица 3Зоны в цементованной
сталиHRCМеханические свойства
термообработанной стали*-1
в кГ/мм*ад в кГ/мм*Ф В %Поверхность слоя59——75Слой с 0,4% С501803063Сердцевина42135405429965542В табл. 3 приведены значения пределов усталости
для различных зон цементованной стали, определенные
в соответствии с формулой. Значения cr_i для поверхно¬
сти слоя взяты из многочисленных экспериментальных
данных, полученных при испытаниях на усталость це¬
ментованной стали при условии образования начально¬
го очага усталостного разрушения на поверхности об¬
разца [36].Сравнительный анализ произведен для модуля 4 —
наиболее распространенного модуля автомобильных ше¬
стерен, что соответствует полной толщине зуба по дели¬
тельной окружности Н = 6 мм. При этом сравни¬■ 	-	 17
вают два варианта. В первом варианте глубину слоя
определяют до исходной концентрации углерода в стали.
Как было установлено выше, оптимальное отношение
глубины цементованного слоя б к/полной толщине зуба
И составляет 0,15, т. е. для Принятых условий 6 =
= 0,15/7 = 0,9 мм. При определении глубины слоя по
второму варианту (до концентрации 0,4% С) указанную/Рис. 12. (Распределение усталостной прочности
в цементованной стали и напряжений при из¬
гибе при различных методах определения глу¬
бины слоявыше цифру необходимо увеличить на 30%, так как со¬
поставление многочисленных практических данных по¬
казывает, что полная глубина слоя (до исходной кон¬
центрации 0,2% С) в 1,3 раза больше глубины слоя до
концентрации 0,4% С. Следовательно, при определении
по второму варианту требуемая полная глубина слоя
составляет 0,9 X1,3 = 1,2 мм.На рис. 12 приведено сопоставление усталостной
прочности по сечению цементованной стали с эпюрой
напряжений при изгибе. При этом анализируются оба
варианта определения требуемой глубины слоя: вариантI	— глубина слоя до исходной концентрации углерода
0,2%; вариант II — глубина слоя до исходной концент¬
рации углерода 0,4% при твердости HRC 50. Очевидно,
что для второго варианта (при котором полная глубина
слоя равна 1,2 мм) значения предела усталости стали
как в слое, так и в сердцевине выше напряжений, воз¬18
никающих от вйешней нагрузки (линия ACT, характери¬
зующая распределение показателей усталостной прочно¬
сти в цементованной стали, располагается правее эпюры
напряжений О А). Для первого варианта определения
требуемой глубины сдоя характерным является смеще¬
ние линии SRT левее \пюры напряжений О А (см. за¬
штрихованную область)\ Следовательно, на указанном
участке напряжения от изгиба превышают предел уста¬
лости стали, в результате чего в переходной зоне цемен¬
тованной стали наступит разрушение при циклических
нагрузках. Кроме того, в переходной зоне цементованной
стали наблюдаются и вредные остаточные напряжения
растяжения, которые дополнительно снижают усталост¬
ную прочность.Таким образом, для ответственных шестерен, приобщепринятом соотношении =0,15, определение глу¬
бины слоя до исходной структуры сердцевины неприем¬
лемо. Более правильно определять глубину слоя до
0,4% С, так как при этом не возникает опасности раз¬
рушения цементованной стали в переходной зоне.I	ТВЕРДОСТЬ ЦЕМЕНТУЕМЫХ ШЕСТЕРЕН
| ПОСЛЕ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИДля обеспечения наиболее высокой контактной вы¬
носливости и износостойкости поверхности твердость це¬
ментируемой стали должна быть максимальной — не
ниже HRC 59. При снижении поверхностной твердости от
HRC 60 до HRC 54 значения допускаемых контактных
напряжений уменьшаются на 15% [74]. Верхний предел
поверхностной твердости, однако, не должен превышать
HRC 63, поскольку при чрезмерно высокой твердости
поверхности возрастает опасность хрупкого разрушения
цементованных деталей. Для ответственных цементуе¬
мых шестерен в настоящее время как в отечественной,
так и в зарубежной практике принята поверхностная
твердость в пределах HRC 59—63 [1, 76, 123].Твердость сердцевины оказывает также весьма суще¬
ственное влияние на показатели прочности цементован¬
ной стали. Предел прочности при изгибе возрастает при
повышении твердости сердцевины [54, 36]. При пони¬
женном содержании углерода в сердцевине уменьшается19
предел текучести, в результате чего ш/Ъисходит пласти¬
ческая деформация в сердцевине, а э/о вызывает увели¬
чение деформации в слое и приводит к разрушению це¬
ментованной стали.	/Контактная выносливость также возрастает с повы¬
шением твердости сердцевины./Поэтому значения допу¬
стимых контактных напряжений при заданном количе¬
стве циклов изменяются
в зависимости от твердо*
сти сердцевины цементо¬
ванной стали. Так, напри¬
мер, при твердости серд¬
цевины более HRC 35 до¬
пустимое контактное на¬
пряжение при 107 циклов
составляет 190 кГ/мм2у
а при HRC 26—35 допу¬
стимое напряжение сни¬
жается до 175 кГ/мм2
[75].Но повышение твердо¬
сти сердцевины, а следо¬
вательно, возрастание углерода в исходной стали, не
может быть беспредельным, так как чрезмерное увели¬
чение твердости сердцевины приводит к снижению пре¬
дела усталости зубьев шестерен при изгибающих нагруз¬
ках [146]. Как видно из рис. 13, при твердости сердце¬
вины более HRC 43 (ав=140 кГ/мм2) усталостная проч¬
ность цементованных шестерен значительно снижается.Ударная вязкость цементованной стали также сни¬
жается при чрезмерном повышении твердости сердцеви¬
ны [59]. Если исходить из оптимальных значений удар¬
ной вязкости (так же, как и из значений предела уста¬
лости при изгибе для цементованной стали), то чрез¬
мерное повышение твердости сердцевины недопустимо.Исследования автомобильных шестерен зарубежного
производства показывают, что твердость сердцевины зу¬
ба в цементуемых шестернях находится в пределах
HRC 31—43 [76].В табл. 4 приведены значения твердости и прока¬
ливаемое™ сталей, рекомендуемые в США для ответ¬
ственных цементуемых шестерен [122]. Эти нормы раз¬
работаны исходя из необходимости получения твердостиб-iкГ/мм2S0 100 150 кГ/мм2i		1	i	I32 И 53HRCРис. 13. Предел выносливости
шестерен с модулем 3 в зависи¬
мости от предела прочности и
твердости сердцевины зуба20
\Таблица 4Толщина зуба
по начальной
окружности в ммМинимальное
сечение шес¬
терни в лшРасстояние от торца
образца до полу мар-
тенситной структуры
в ммТвердость на задан¬
ном расстоянии
торца HRC. не менее<5,5\ 4,5275,5—10,5—\ 4,535>10,5—4,5396,24,54112,54,549в сердцевине зуба, по начальной окружности в среднем
HRC 30—35.Как показали исследования [35], для шестерни ко¬
робки передач с модулем 3,5—4 (сечение зуба 5,2—6	мм) скорость охлаждения при закалке с подстужива-
нием в центре зуба по начальной окружности эквива¬
лентна скорости охлаждения на расстоянии 9 мм от тор¬
ца образца, применяемого для определения прокаливае-
мости. Соответственно для шестерен заднего моста с мо¬
дулем 6,0—8,0 (сечение зуба 9—12 мм) эквивалентное
расстояние от торца составляет 12 мм.В связи с тем, что в табл. 4 контрольное расстояние
от торца образца принято равным 4,5 мм для всех ше¬
стерен, целесообразно определить также твердость на
расстоянии 9 мм (для шестерен коробок передач) и
12 мм от торца (для шестерен заднего моста).У наиболее широко применяемых в отечественной
промышленности цементуемых сталей ЗОХГТ, 20ХНМ, а
также у стали 8625 (США) на кривых прокаливаемое™
разница между твердостью на расстоянии 4,5 и 9 мм
от торца составляет HRC 6, а между твердостью на рас¬
стоянии 4,5 и 12 мм — HRC 10. Для шестерен с модулем
3,5—4,5 нижний предел твердости сердцевины состав¬
ляет HRC 35 на расстоянии 4,5 мм от торца, а для ше¬
стерен с модулем 6—8 этот предел составляет HRC 39.
Таким образом, минимальная твердость в сердцевине
зуба шестерен должна быть HRC 29. Учитывая, что ко¬
лебания в твердости сердцевины цементуемых сталей не
должны превышать 10—12 единиц, а также недопусти¬
мость твердости сердцевины более HRC 43, можно счи¬
тать, что твердость сердцевины должна быть HRC
29—42.21
КОНЦЕНТРАЦИЯ УГЛЕРОДА В ЦЕМЕНТОВАННОМ СЛОЕВ зависимости от содержания у/лерода в поверхност¬
ной зоне цементованной стали весьма существенно из¬
меняются показатели прочности/54, 36].Рис. 14. Влияние концентрации углерода в слое на предел
выносливости при шгибе стали 18ХГМ:/ _ 0,82% С; 2 - 0.93% С; 3 - 1,15% С; 4 - 1,42% СКак показано на рис. 14, при концентрации углерода
на поверхности более 1% предел выносливости стали
снижается на 10% ПРИ содержании 1,15% С и на 30%
при содержании 1,42% С, по сравнению с концентрацией
0,9% С. Значительно снижаются при этом также удар*а*к Гм!см2Ofi 0,8	1,2 °/оСРис. 15. Влияние концентра¬
ции углерода в цементованном
слое глубиной 1 мм на удар¬
ную вязкость стали 18ХГМби кГ/мм2Рис. 16. Влияние кон¬
центрации углерода в
слое на условный пре¬
дел прочности стали
18ХГМ при изгибе (це¬
ментация при 920° С в
течение 8 ч \и одинарная
закалка с 860° С)22
ная вязкость (рас. 15) и предел прочности при изгибе
(рис. 16).	\Такая зависимость была установлена как для высо¬
колегированных, так\и для малолегированных хромо¬
марганцевотитановых й хромомолибденовых сталей. При
микромеханических испытаниях стали 18ХГТ, подверг¬
нутой цементации, также было показано [37], что при
содержании в слое более 1 % С сопротивление хруп¬
кому разрушению (сопротивление отрыву) резко сни-1%11975
30,6 1,0 1,6 %СРис. 17. Влияние концентрации угле¬
рода в цементованном слое стали
18ХГТ на механические свойства
при микромеханических испытаниях:О — сопротивление срезу; □—сопротивле¬
ние отрыву; ф — относительный сдвиг
Y в %жается. Уменьшается также и пластичность стали,
характеризующаяся относительным сдвигом при круче¬
нии (рис. 17).Характерно, что если глубина цементованного слоя
достаточно велика, чтобы предотвратить отрицательное
влияние пониженной прочности сердцевины, то влияние
концентрации углерода на прочность становится прева¬
лирующим. Это положение иллюстрируется результа¬
тами испытаний на усталость высоколегированных це¬
ментуемых сталей с 3,5% Ni и различным исходным
содержанием углерода — от 0,15 до 0,30% [36]. Отно¬
шение глубины слоя до содержания 0,4% С к радиусуобразца было принято равным =0,30, что соответ-ствует оптимальным нормам, рекомендованным выше.
Решающее влияние на предел усталости оказывает кон¬23
центрация углерода на поверхности (р/с. 18). При со¬
держании в слое 0,9% С предел усталости сталей 15НЗ
и ЗОНЗ достигает 100 кГ/мм2. При повышении концент¬
рации углерода в слое до 1,1% предел усталости обеих
сталей снижается на 30%, независимо от высокой проч¬
ности сердцевины стали ЗОНЗ.бкГ/мм2
110 (100
90
807010* 2 3 4568105 2 3 456 810* 2 3 456810'
Число цикловРис. 18. Влияние концентрации углерода в слое на
предел усталости никелевых сталей 15НЗ и ЗОНЗ:/ — сталь 15НЗ, концентрация углерода в слое, — 0,9% С;2 — сталь ЗОНЗ, 0,9% С; 3—сталь 15НЗ, 1,1% С; 4 — сталь
ЗОНЗ, 1,1% СТаким образом, было показано, что, вопреки утверж¬
дениям ряда исследователей [54], только одно повы¬
шение твердости и прочности сердцевины в результате
увеличения содержания углерода в стали не всегда мо¬
жет привести к общему повышению прочности цементо¬
ванной стали, если при этом не будет учитываться влия¬
ние концентрации углерода на поверхности. На основа¬
нии анализа результатов экспериментальных исследова¬
ний [36], можно сделать вывод, что для получения
высоких прочностных показателей цементованной стали
оптимальная концентрация углерода в поверхностном
слое должна находиться в пределах 0,80—1,0%.Некоторые исследователи [82] для повышения кон¬
тактной выносливости рекомендуют оптимальное содер¬
жание углерода на поверхности в пределах 1,0—1,2%
для высоколегированной цементуемой стали 12ХНЗА.
Вместе с тем при испытаниях на изгиб ими была полу¬
чена максимальная прочность при содержании 0,9% С.
Однако в соответствии с методикой, принятой этими24
исследователями, испытуемые образцы, цементованные
для получения заданной концентрации углерода на по¬
верхности, подвергались перед испытанием шлифованию
на глубину 0,1 мм. Вследствие этого на поверхности
испытуемых роликов концентрация углерода была на
0,10—0,15% меньше, чем указанная авторами. По¬
этому и их рекомендация повысить предел концентрации
углерода на поверхности до 1,0—1,2% в данном случае
не является обоснованной.МИКРОСТРУКТУРА СЛОЯ Ц СЕРДЦЕВИНЫ1	ЦЕМЕНТОВАННЫХ ШЕСТЕРЕНРаботоспособность и прочность нагруженных шесте¬
рен определяется прежде всего структурой и свойст¬
вами цементованного слоя; вместе с этим существен¬
ное влияние оказывает и строение нецементованной
сердцевины. Исходя из необходимости обеспечения на
поверхности твердости HRC 59—62, ^структура слоя
должна состоять в основном из мелкоигольчатого мар¬
тенсита с небольшими изолированными участками оста¬
точного аустенита. Абсолютно недопустимы выделения
карбидов в виде сетки по границам зерен, поскольку
при этом резко возрастает хрупкость деталей. Нежела¬
тельны также выделения сфероидальных карбидов на
поверхности цементованной стали, различимых при уве¬
личении ХЮО, в связи с тем, что и в такой форме кар¬
биды снижают вязкость цементованной стали, особенно
при их скоплениях в углах зубьев. Микроструктура серд¬
цевины должна представлять собой малоуглеродистый
мартенсит или нижний бейнит. При этом недопустимы
выделения феррита в структуре сердцевины в форме
равномерно распределенных округлых включений и осо¬
бенно опасны выделения феррита по границам зерен,
так как усталостная прочность и ударная вязкость при
этом снижаются.Отрицательное влияние включений феррита в сердце-
вине цементованной стали иллюстрируется на рис. 19
[135]. Одна группа образцов для испытаний на уста¬
лость диаметром 5 мм после цементации на глубину
0,8 мм и непосредственной закалки подвергалась по¬
вторной закалке с 780° С; вторая группа образцов была
повторно закалена от температуры 870° С. Все образцы
подвергали отпуску при 160° С. В структуре сердцевины25
образцов после повторной закалки с 780° С наблюдались
включения феррита; после закалки с 870° С феррита не
было, и структура представляла 9660Й малоуглероди¬
стый мартенсит. Твердость сердцевины всех образцов
была достаточно высокой; даже после закалки с 780° С
она превышала HRC 30. После окончательной термиче¬
ской обработки с поверхности образцов посредствомби, кГ/мм2
12010080/210ч 105 10е ю7Число циклов до разрушенияРис. 19. Влияние фер¬
рита в сердцевине |на
усталостную прочность
цементованной 1 стали
20ХФ:1 — без феррита в структуре
сердцевины; 2 —с ферритом
в сердцевине10 20 30 %
Содержание остаточ¬
ного аустенитаРис. 20. Влияние оста¬
точного аустенита в це¬
ментованном слое на
долговечность шестеренпритирки был удален слой 0,05 мм, чтобы исключить
вредное влияние дефектов поверхности на усталостную
прочность. Как видно из рис. 19, при наличии феррита
в структуре сердцевины усталостная прочность снизи¬
лась на 15%.Дефекты микроструктуры могут наблюдаться и при
обеспечении оптимальной твердости слоя и сердцевины
зуба (HRC 59—62 для слоя и HRC 29—42 для сердце¬
вины).Поэтому помимо контроля твердости слоя и сердце¬
вины на заводах производят систематический контроль
микроструктуры ответственных шестерен в соответствии
с принятыми для данного завода эталонами оптималь¬
ных микроструктур.По вопросу об остаточном аустените в структуре
цементованного слоя существуют разногласия между
отдельными исследователями. По мнению некоторых
авторов [5, 47] повышение содержания остаточного
аустенита в цементованном слое с 20 до 60% приводит26
к снижению усталостной прочности на 15—25% и зна¬
чительному уменьшению износостойкости слоя [68].При испытаниях цементованных шестерен из высоко¬
легированной стали с 1,2% Сг, 3,0% Ni и 0,2% Мо было
установлено, что при повышении содержания аустенита
долговенчость шестерен резко падает (рис. 20) [122].
В качестве критерия для оценки стойкости шестерен в
данном случае была принята длительность работы под
нагрузкой до появления максимально допустимого за¬
зора в зацеплении, что определялось по появлению
шума при работе шестерен. Интерес представляют так¬
же и данные о влиянии остаточного аустенита на проч¬
ность инструментальных легированных сталей [58], со¬
став и микроструктура которых после закалки и низко¬
го отпуска близки к цементованному слою. При содер¬
жании менее 15% остаточного аустенита отрицательного
влияния его на предел прочности при изгибе не наблю¬
дается. Однако каждый процент остаточного аустенита
свыше 15% понижает прочность также примерно на
1%. Так, например, при содержании остаточного аусте¬
нита 40% предел прочности при изгибе снизился с 200
до 150 кГ/мм2. При более высоких температурах отпуска
(200—300° С) отрицательное влияние остаточного аусте¬
нита проявляется еще более резко. Было установлено
также, что после испытания на изгиб количество аусте¬
нита в зоне разрушения уменьшилось в 2 раза, вслед¬
ствие чего из-за образования более хрупких продуктов
превращения и может уменьшаться прочность стали.Таким образом, содержание остаточного аустенита в
цементованном слое свыше 15—20% вызывает падение
предела прочности при изгибе, ударной вязкости и пре¬
дела усталости. Однако установить однозначно влияние
остаточного аустенита на контактную выносливость не
представляется возможным.В табл. 5 приведены результаты испытаний на кон¬
тактную выносливость высоколегированной цементуемой
стали 18Х2Н4ВА после различных вариантов термиче^
ской обработки [47]. При этом в структуре стали изме¬
нялось содержание остаточного аустенита. Как видно
из табл. 5, наиболее низкая контактная выносливость
наблюдается при обработке по режиму 2 (медленное
охлаждение после цементации, закалка 810° С, отпуск
150°С), после которой в слое содержится 35% остаточ¬
ного аустенита.27
Таблица 5№ ре¬
жимаРежим обработкиТвер¬
дость
слоя HRCКоличество
остаточного
аустенита
в %tгДлитель¬
ность испы¬
тания до об¬
разования
питтинга1Цементация при 910 °С
на глубину 1,8 мм,
охлаждение с ящиком
на воздухе, отпуск
при 650 °С, закалка
в масле, отпуск при 150 °С5917282Тот же, но без отпуска
при 650 °С5635213Цементация при 910 °С
на глубину 1,8 лш,
непосредственная за¬
калка в масле после
цементации, отпуск
при 150 °С151172Более 1004Тот же, с дополнитель¬
ной повторной закал¬
кой с 810 °С в масле5940Более 100Применение высокого отпуска (режим 1) приводит к
уменьшению остаточного аустенита и к повышению твер¬
дости; контактная выносливость при этом увеличивается
на 25% по сравнению с обработкой по режиму 2. Таким
образом, при сопоставлении режимов 1 и 2 наблюда¬
ется прямая зависимость между контактной выносливо¬
стью и твердостью слоя и обратная зависимость между
контактной выносливостью и содержанием остаточного
аустенита в слое. Однако при переходе к режимам 3 и
4 эти зависимости нарушаются. После непосредственной
закалки количество остаточного аустенита в высоколе¬
гированной стали резко возрастает (до 72%), твердость
снижается до HRC 51, но контактная выносливость при
этом не снижается, а значительно увеличивается. Прак¬
тически контактная выносливость при этом не отли¬
чается от выносливости, полученной при режиме 4 —
термической обработке с дополнительной повторной за¬28
калкой, для которого характерна высокая твердость и
снижение содержания остаточного аустенита почти в2	раза по сравнению с режимом 3.В работе [6] подтверждена более высокая контакт¬
ная выносливость слоя со структурой, обогащенной оста¬
точным аустенитом, при пониженной твердости (до
HRC 54). Было показано также, что при воздействии
контактных напряжений структура легированного аусте¬
нита уплотняется за счет наклепа, что приводит к уве¬
личению твердости на HV 150—200, а твердость мартен¬
сита при этом снижается на HV 150—200. Особенно
резкое снижение микротвердости наблюдалось у стали,
обработанной холодом после закалки.Таким образом, остаточный аустенит, образующийся
в цементрванной стали подле непосредственной закалки
с температуры цементации [47] или же после повтор¬
ной закалки после цементации [в], обладает высокой
потенциальной способностью к упрочнению наклепом
при контактных напряжениях, что приводит к повыше¬
нию контактной выносливости. Однако повышенное со¬
держание остаточного аустенита в слое приводит к сни¬
жению статической прочности при изгибе, усталостной
прочности при изгибе и кручении, а также к уменьше¬
нию стабильности геометрических параметров зубьев
шестерен в процессе эксплуатации. Поэтому повышен¬
ное содержание остаточного аустенита в цементованном
слое (более 25%) является нецелесообразным.Анализ приведенных данных позволяет сделать сле¬
дующие выводы.Для изготовления шестерен применяют средне- и
малолегированные цементуемые стали взамен высоколе¬
гированных. Такая замена сталей сопровождается раз¬
работкой дополнительных требований к качеству цемен¬
туемых сталей по размеру зерна и прокаливаемости. На¬
блюдается тенденция к повышению содержания углеро¬
да в сердцевине до 0,25—0,30%.Оптимальные показатели прочности могут быть обес¬
печены при соблюдении следующих параметров: 1) глу¬
бина диффузионного слоя должна составлять 0,25—0,30
от половины толщины сечения зуба по начальной ок¬
ружности и определяться от поверхности до зоны с кон¬
центрацией углерода 0,4%; 2) твердость после оконча¬
тельной термической обработки на поверхности зубьев
должна быть в пределах HRC 59—63. Твердость сердце-29
вины зубьев в центре по начальной окружности должна
быть в пределах HRC 29—42. Концентрация углерода
на поверхности должна быть 0,8—1,0%. Структура слоя
должна состоять в основном из мелкоигольчатого мар¬
тенсита с небольшими изолированными участками оста¬
точного аустенита; выделения карбидов, различимые при
увеличении ХЮО, недопустимы. Содержание остаточ¬
ного аустенита в слое не должно превышать 25%.Структура сердцевины зуба должна состоять из ма¬
лоуглеродистого мартенсита или бейнита. Не допуска¬
ются выделения феррита даже в том случае, если твер¬
дость сердцевины находится в оптимальных пределах
HRC 30—42.Перечисленные выше оптимальные значения пара¬
метров были установлены применительно к применяв¬
шимся ранее режимам химико-термической обработки,
которые фактически неприемлемы при автоматизиро¬
ванном производстве. Так, например, цементация для
получения 0,8—1% С в слое осуществлялась без исполь¬
зовании комбинированных циклов насыщения, после це¬
ментации производилось медленное охлаждение с после¬
дующей повторной (одинарной или двойной) закалкой.
Между тем, для автоматизированного процесса химико¬
термической обработки характерен ряд особенностей,
приведенных ниже.
СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ ГАЗОВОЙ ЦЕМЕНТАЦИИ
И ПОСЛЕДУЮЩЕЙ ТЕРМИЧЕСКОЙ
ОБРАБОТКИ ШЕСТЕРЕНП асыщение поверхности стали углеродом широко
применяется в технике с давних времен. Вначале
цементацию использовали главным образом для повы¬
шения твердости и износостойкости поверхности при со¬
хранении вязкой сердцевины изделия, однако позднее
было установлено эффективное влияние цементации на
повышение усталостной прочности и контактной вынос¬
ливости. До 1935 г. в основном применялась цементация
в твердом карбюризаторе, хотя в отдельных случаях и
применялась газовая цементация. Были разработаны
системы получения газового карбюризатора путем пиро-
лиз-крекинга керосина; цементация производилась в му¬
фельных печах с толкателем.Получил распространение и процесс газовой цемен¬
тации в шахтных печах, в камеру которых подавались
жидкости (бензол, пиробензол). В дальнейшем был
исследован и рекомендован для широкого использо¬
вания в производстве новый карбюризатор — син-
тин [30].Все эти методы газовой цементации обладали основ¬
ным недостатком — при их использовании было невоз¬
можно регулировать степень насыщения стали углеро¬
дом. В связи с этим практически' было трудно обеспе¬
чить оптимальную концентрацию углерод^ на поверхно¬
сти в пределах 0,8—1,0%. Поэтому в заводской
практике начали применять установки для приготовле¬
ния эндотермической атмосферы с автоматическим
регулированием углеродного потенциала. Одновременно
вместо муфельных печей для газовой цементации были
разработаны и^ внедрены в производство конструкции
более совершенного оборудования — безмуфельные агре¬31
гаты или герметизированные универсальные печи,, при
использовании которых можно обеспечить регулирова¬
ние углеродного потенциала в различных зонах печи и
осуществить закалку без контакта нагретых деталей с
воздухом [1, 29, 88].Таким образом, были созданы условия, необходимые
для внедрения в производство не только механизиро-
ваного, но и автоматизированного процесса цементации
и последующей термической обработки. В результате
была достигнута автоматизация всех трех основных па¬
раметров химико-термической обработки: температуры,
длительности обработки и активности газовой среды,
характеризуемой углеродным потенциалом атмосферы.
Углеродным потенциалом атмосферы принято считать
цементующую активность последней, обеспечивающую
определенную концентрацию углерода на поверхности
стали при диффузии в полубесконечное твердое тело
(при несквозной цементации).При автоматизированном процессе газовой цемента¬
ции возможно: а) использование комбинированных цик¬
лов для сокращения длительности насыщения в связи с
реальной возможностью регулирования углеродного по¬
тенциала атмосферы на любой стадии обработки;
б) применение непосредственной закалки после цемен¬
тации (вместо закалки с повторного нагрева); в) актив¬
ное воздействие газовой среды не только в процессе на¬
сыщения, но и в процессе подстуживания перед закал¬
кой. После химико-термической обработки поверхность
зубьев шестерен не подвергается шлифованию, поэтому
могут сохраняться любые изменения (в том числе неже¬
лательные) в строении периферийных зон, обусловленные
воздействием газовой среды на поверхность цементо¬
ванной стали.Перечисленные выше особенности автоматизирован¬
ного процесса цементации могут по-разному влиять на
показатели прочности цементованной стали. На рис. 21
обобщены результаты проведенных нами исследований
прочности различных цементуемых сталей после хими-
ко-термической обработки при автоматизированном
процессе.При этом были сохранены оптимальные значения
основных параметров процесса: глубины слоя, микро¬
структуры и твердости слоя и сердцевины. Концентра¬32
ция углерода в слое изменялась от 0,6 до 1,3%. Из ре¬
зультатов, приведенных на рис. 21, видно, что показа¬
тели прочности цементованных сталей изменяются в
весьма широких пределах даже при оптимальной кон¬
центрации углерода в слое (0,8—1,0%). Так, значения
предела прочности при изгибе колеблются от 160 доРис. 21. Прочность цементованных ста¬
лей 25ХГТ, 25ХГМ, 25ХГР, 20ХНМ
после цементации в эндотермической ат¬
мосфере с автоматическим регулирова¬
нием углеродного потенциала и непо¬
средственной закалки с подстуживанием
(слой глубиной 0,7—1,0 мм)240 кГ/мм2, ударная вязкость — от 1,5 до 5,0 кГм/см2 и
предел усталости — от 55 до 90 кГ/мм2. В связи с этим
возникает необходимость в проведении специальных ис¬
следований с целью обеспечения высоких и стабильных
показателей прочности стали при автоматизированном
процессе цементации. Ниже рассматриваются особенно¬
сти газовой цементации с применением различного обо¬
рудования.2	И. С. Козловский	33
ЦЕМЕНТАЦИЯ В ШАХТНЫХ ПЕЧАХШахтные печи периодического действия для газовой
цементации применяют преимущественно в серийном
производстве. При использовании этих печей облегча¬
ется комплектование партий из деталей разных разме¬
ров и возможно изменение режима обработки. ШахтныеРис. 22. Общий вид шахтной ретортной печи для газовой
цементации:/ — капельница; 2 — подводящая трубка; 3 — трубка вывода отхо¬
дящего газа; 4 — крышка; 5 — крыльчатка вентилятора; 6 — реторта;
7 — нагреватель; 8 — корзина; 9 — механизм подъема крышки34
печи удобны также для обработки деталей, которые
после цементации не подвергают закалке, а охлаждают
в рабочей камере до нормальной температуры. На рис. 22
приведен общий вид типовой шахтной печи с ретортой.Рис. 23. Общий вид шахтной безреторгной це¬
ментационной печи ПЩН-45:/ — подставка; 2 — корзина; 3 — нагреватель; 4 — песоч¬
ный затвор; 5 — направляющие; 6 — крышка; 7 — бачок;8— механизм подъема крышки; 9 — регулятор давления;10 — вентиляторШестерни загружают на специальных подвесках и при¬
способлениях, которые помещают в реторте. Помимо
наиболее распространенных стандартных печей с ретор¬
той, отделяющей рабочее пространство от электриче¬2* 35
ских нагревателей, используются и шахтные безреторт-
ные печи (рис. 23), которые могут быть использованы
и для цементации при высоких температурах — до
1050° С. В этих печах нагреватели подвергаются воздей¬
ствию науглероживающей атмосферы и поэтому изго¬
товляются из жаростойкого сплава. Необходимая для
газовой цементации атмосфера создается при подаче в
камеру печи жидкостей, богатых углеводородами, ко¬
торые разлагаются при высокой температуре. Могут
применяться также сжиженные углеводородные газы и
эндотермическая атмосфера. Количество подаваемой
жидкости регулируется особыми устройствами — ка¬
пельницами. Интенсивность подачи карбюризатора оце¬
нивается по количеству капель жидкости в минуту, с
учетом того, что в 1 см3 жидкости содержится около
25—30 капель. В ряде случаев подача жидкости осу¬
ществляется плунжерным насосом от тракторного ди¬
зельного двигателя или специально разработанным
электромагнитным дозатором [81].J^H^jiee_jiJHp.0K0 используются следующие богатые
углеводородами жидкости: бензол, пиробензол, освети¬
тельный керосин, синтин и некоторые масла. Углеводо¬
родные соединения при нагреве разлагаются с образо¬
ванием активного атомарного углерода и водорода. Од¬
новременно конденсируются осколки углеводородных
молекул с образованием на поверхности изделий сажи,
кокса и асфальто-смолистых веществ. Плотные осадки
сажи, кокса и особенно смолистых веществ наиболее
активно образуются из жидкостей, содержащих углево¬
дороды ароматического ряда. Такие осадки препятству¬
ют процессу равномерного насыщения деталей, способ¬
ствуют засорению газопроводов, ухудшают условия ра¬
боты нагревателей в печах. Лучшими карбюризаторами
являются жидкости с минимальным содержанием угле¬
водородов ароматического ряда и с максимальным ко¬
личеством парафиновых углеводородов. Выделение сажи
в виде рыхлого пористого осадка на поверхности дета¬
лей, свойственное парафиновым углеводородам, на пер¬
вом этапе цементации допустимо.Бензол, состоящий в основном из ароматических уг¬
леводородов, обладает высокой температурой замерза¬
ния, пары его ядовиты, скорость цементации при ис¬
пользовании бензола понижена из-за выделения плот-36
ных осадков на поверхности деталей. Вследствие этого
применение бензола не рекомендуется. Значительно луч¬
шие результаты достигаются при цементации пиробен-
золом^представляющим собой смесь 50% бензола, 30%
ксилола и 20% тяжелых метилированных углеводоро¬
дов. При применении пиробензола активность газового
карбюризатора резко повышается из-за более высокого
содержания метана в атмосфере (в 2—2,5 раза по срав¬
нению с бензолом) и из-за меньшего выделения плот¬
ных осадков (сажи и кокса). На ряде заводов для це¬
ментации в шахтных печах широко используют освети¬
тельный керосин, стоимость которого на 25—30% ниже
стоимости пиробензола, а отложение сажи и кокса не-
велико. Оптимальными свойствами обладает грознен¬
ский керосин, содержащий максимальное количество,
парафиновых углеводородов (60%) и минимальное ко¬
личество ароматических углеводородов (15%_)._..НИИТАвтопромом разработан и внедрен в произ¬
водство новый карбюризатор — синтин. являющийся
смесью углеводородов парафинового ряда со строго оп¬
ределенным составом [30]. При использовании синтина
скорость насыщения повышается на 15zr_2U7X)._no срав-
нению с пиробедзожш-и~^1Геросш1ом, .на 50% сокраща¬
ется образование твердых выделений на поверхности
деталей. Синтиы^наиболее полно ^удовлетворяет требо-~
j^hh&m*_ предъявленным к карбюризатору для цемента¬
ции в шахтных печах, и ряд заводов с успехом"исполь¬
зует его.	Дл*Г всех карбюризаторов обязательным является об¬
щее требование минимального содержания серы (не
более 0,04%). При повышенной концентрации серы про¬
цесс цементации замедляется, увеличивается выделение
сажи и смол, разрушаются жаростойкие детали печей.
Одним из лучших видов карбюризаторов является син-
тетический бессернистый керосин Новочеркасского за-ТвЩГ'' _ =			Московском автодорожном институте был исследо¬
ван и предложен новый жидкий карбюризатор — тет-
раэтоксисилан — Si(OC2H5)4, представляющий собой
прозрачную взрывобезопасную жидкость с температурой
кипения 168° С и температурой воспламенения 210° С.
Тетраэтоксисилан получают в качестве отходов при про¬
изводстве полупроводникового кремния, он является не-37
дифицитным недорогим материалом. Для получения оп¬
тимальных результатов по глубине и микроструктуре
цементованного слоя тетраэтоксисилан перед подачей в
камеру печи рекомендуется подвергать пиролизу.Продолжительность выдержки при цементации при
930° С с использованием различных карбюризаторов
приведена в табл. 6.Таблица 6Полная глубина
цементованного
слоя в ммПродолжительность выдержки при цементации в чПиробензолОсветительныйкеросинСинтин0,4—0,73-43-42,5-30,7—1,04—65—73-41,0-1,36-87—95-61,3—1.68—10-9-116—81,6—1,910—1211—138-10Глубина слоя и концентрация углерода в слое зави¬
сят от температуры и продолжительности цементации,
активности и режима подачи карбюризатора. В боль¬
шинстве случаев цементация в шахтных печах произ¬
водится при температуре 930° С, однако на ряде заво-
дов температуру цементации повышают до 950° С, вслед-
ствие чего продолжительность процесса сокращается_
на 15%.Перед нагрузкой в печь для цементации шестерни
подвергают обезжириванию в щелочной ванне (70 г/л
едкого натра, 60 г/л тринатрийфосфата, 7 г/л жидкого
стекла) при температуре 80° С, промывке в горячей воде
и сушке горячим воздухом. При необходимости местной
защиты от цементации применяют малопористое медне-
ние на глубину 0,050 мм или обмазку пастой [27J, со¬
стоящей из 1 вес. ч. безводной окиси алюминия (ТУ
2063—49), 2 вес. ч. талька (ГОСТ 879—52) и 2 вес. ч.
жидкого стекла содового или содово-сульфитного, уд.
вес 1,39—1,47 (ГОСТ 13078—67). На поверхность дета¬
лей пасту наносят послойно. После высыхания первого
слоя толщиной 0,2—0,5 мм наносят более плотный и
густой второй слой толщиной 0,3—0,5 мм. Сушат детали
в сушильном шкафу или на воздухе. Шестерни уклады¬
вают в камере шахтной печи так, чтобы расстояние38
между поверхностями, подлежащими цементации, было
не менее 10 мм. Загрузку шестерен можно производить
в корзинах или на штанговых приспособлениях. Направ¬
ление газового потока при обоих способах укладки по¬
казано на рис. 24. Для обеспечения равномерности глу¬
бины слоя направление вращения крыльчатки вентиля¬
тора изменяется через каждые 30 мин. После загрузки
деталей в предварительно разогретую печь производят
продувку камеры печи газом, образующимся в .резуль¬
тате]^ лож ения карбюризатора.а)	ЮРис. 24. Схема газового потока в шахт¬
ной печи для цементации:
а — при укладке деталей в корзины; б — при
подвеске на штангеМинимальное содержание двуокиси углерода (1%)
обеспечивается при продувке с подачей карбюризатора
в количестве 35—40% от полной подачи при последую¬
щем цикле насыщения. В некоторых случаях применя-
ется продувка с интенсивной подачей карбюризатора в
течение 15—20 мин и с последующей выдержкой без
подачи газа. Однако при этом в отходящих газах со¬
держание двуокиси углерода возрастает до 10—20% и
поверхность стали обезуглероживается до феррита.
Вследствие этого увеличивается длительность процесса
насыщения. Оптимальная подача жидкого карбюриза¬
тора для шахтных печей типа Ц-60, Ц-75, Ц-90 по дан¬
ным, проверенными производственных условиях, состав¬
ляет 0,30—0,40 л/н, что соответствует подаче жидкости39
[20—180 кап/мин.} Шахтные печи должны быть осна¬
щены вентиляторов, который обеспечивает равномерное
распределение газового потока в рабочей камере. При
подаче карбюризатора в цикле насыщения необходимо
учитывать, что наиболее активное поглощение углерода
сталью происходит в течение первых часов, как это
видно из приведенных ниже данных.Время от начала насы¬
щения в ч . ..... 0,5, 1,0* 2,0 3,0. 4,0 5,0 6,0Количество поглощен¬
ного углерода в % от об¬
щего его содержания в,слое.	26 * 20. 14,2^11,8. 10,0 9,8 8,2К концу первого часа поглощается около 50% С от
суммарного количества, диффундирующего в сталь в те¬
чение 6 ч. Поэтому интенсивность подачи газового кар¬
бюризатора в первом периоде цементации должна быть
увеличена. Соблюдение этого требования особенно не¬
обходимо при обработке деталей, имеющих поверхност¬
ное покрытие медью для предохранения отдельных зон
от цементации. Если подача газового карбюризатора в
начале процесса насыщения окажется недостаточной, то
медный слой может окислиться и разрушиться, вслед¬
ствие чего такой слой не сможет эффективно предохра¬
нить поверхности деталей от цементации. Чрезмерное
'возрастание подачи карбюризатора вызывает отложе¬
ния на поверхности деталей сажи и кокса, что приво¬
дит к снижению активности насыщения и к неравномер¬
ности науглероживания. Естественно, что при очень
малой скорости подачи карбюризатора ухудшается со¬
став газа и снижается концентрация углерода в слое.На практике процесс цементации удобно и просто
контролировать по виду факела при горении отходящего
газа. При_ оптимальном давлении в печи (15—40 мм
вод. ст) й" установившемся процессе длина факела
должна быть 150—300" цвет пламени оранжевый
~или жёлто-оранжевый. При образовании в печи сажи
в пламени факела появляется копоть. Периодически про¬
изводится также анализ отходящего газа, состав кото¬
рого в процентах при установившемся процессе должен
быть следующим: 0,50% С02; 0,50%^ СпН2п; 0,9% 02;
80—93% Н2; 2—9% СН4 и до 10%_ N*		Повышение температуры цементации даже до 1100° С
не приводит к существенному изменению состава газа.40
При нарушении герметичности печи в отходящем газе
увеличивается содержание азота (свыше 10%) и сни¬
жается содержание водорода; дальнейшее нарушение
герметичности приводит к возрастанию кислорода свыше
1,0% и к замедлению процесса насыщения. Наиболее
объективный контроль глубины насыщения и концентра¬
ции углерода в слое осуществляется при послойном хи¬
мическом анализе специальных образцов; более простой
контроль процесса (только по глубине слоя) произво¬
дится по излому образцов-свидетелей после цементации.Наиболее экономически эффективным циклом на-
сы1вднйяявляется комбинированный цикл — активное
насыщение в начальном периоде процесса с подачей
жидкого карбюризатора в количествё~Т30—^ШГ'Шп/мин
к выдержка во втором периоде при менее активном со¬
ставе газового карбюризатора с подачей 25—50 кап/мин.При таком цикле цементации представляется-воз~
можным обеспечить на поверхности содержание угле¬
рода в пределах 0,8—1,0%. Все более широкое приме¬
нение в производственной практике находит цемента¬
ция в шахтных печах <с использованием газового карбю¬
ризатора с автоматическим регулированием потенциа¬
ла углерода — эндотермической атмосферы, в которой
контролируется содержание водяных паров по -лшке.
росы, т. е. по значению температуры^ соответствующей,
полному насыщению газа парами воды. При этом для
повышения углеродного потенциала атмосферы в первом
периоде насыщения и для обеспечения возможности
автоматического регулирования углеродного потенциала
во всем цикле цементации по значениям точки росы,
к эндотермической атмосфере добавляется небольшое
количество богатого углеводородами природного газа
или метана (8—15%). Типовая диаграмма цикла цемен¬
тации в периодической печи приведена на рис. 25.При цементации в шахтных печах практически не¬
возможно обеспечить активное воздействие газового
карбюризатора на поверхность деталей в период пере¬
дачи их из цементационной камеры в закалочный бак,
что без особых затруднений осуществляется в безму-
фельных печах непрерывного действия в отдельной ка¬
мере с регулируемой атмосферой. Кроме того, шестерни
из высоколегированных сталей типа 12Х2Н4А, 18Х2Н4МА
после цементации в шахтных печах вообще не подвер-41
гаются непосредственной закалке, а охлаждаются до
нормальной температуры в камере печи или в специаль¬
ных охладительных колодцах при использовании конт¬
ролируемой атмосферы без регулирования углеродного
потенциала. Для дальнейшей закалки таких деталей
необходим новый нагрев, вследствие чего в поверх¬
ностном слое деталей существенно изменяется содержа¬
ние углерода.°С°с925if■-1,18103,9’I1 '
ерап1!-*♦- сг
*-12,21Те-15-•«	Л	►—ш—*//1V/Г'111113j//1\	—;	2■/■ 1fVм3/ч1,8 *
S«II0,6Рис. 25. Значения точки росы атмосферы и температу¬
ры лечи при цементации в печах периодического дей¬
ствия с использованием комбинированного цикла насы¬
щения (/ — нагрев; II — цементация; III — диффузия;
IV — охлаждение):/ — температура печи; 2 — точка росы печной атмосферы;
3 — количество добавляемого природного газаПриведем некоторые данные о цементации крупных
шестерен в шахтной печи. Размеры рабочего простран¬
ства печи — диаметр 900 мм, высота 120 мм. В печь за¬
гружается 6 шестерен весом 90 кг. Глубина цементован¬
ного слоя 1,5—1,7 мм. Цементация при 930° С в течение
16 ч, охлаждение деталей в печи до 780° С, затем на
воздухе. Повторный нагрев в отдельной печи и закалка
шестерен под прессом. Производительность генератора
для получения газового карбюризатора — эндотермиче¬
ской атмосферы — 45 м3/ч.Недостаток шахтных печей заключается в том, что
для средних и мелких деталей, загружаемых в корзины
и подвергаемых закалке непосредственно из печи с тем-42
пературы цементации или с подстуживанием в печи
на 50—80° С, трудно обеспечить точное регулирование
концентрации углерода на поверхности. Так, напри¬
мер, при заданной концентрации 0,95—1,05% С для ста¬
лей, размещенных в различных корзинах, были полу¬
чены следующие результаты [105]: верхняя корзина —
0,95—1,08% С; средняя — 0,97—1,13% С; нижняя —
0,98—1,15% С.При охлаждении после цементации деталей на воз¬
духе падение концентрации углерода на поверхности
простирается на глубину до 0,4 мм, а после выдержки
на воздухе перед закалкой в течение 1 мин глубина
частичного обезуглероживания составляет 0,2 мм [84].Для деталей, подвергаемых цементации в шахтных
печах, большое значение имеет режим охлаждения
после насыщения ибо при замедленном охлаждении в
цементованном слое возможно выделение избыточных
карбидов в форме сетки по границам зерен.# Для удале¬
ния этой сетки иногда перед закалкой производится
нормализация шестерен. При нагреве в печах без конт¬
ролируемой атмосферы поверхность зубьев шестерен
частично обезуглероживается, наблюдается повышенная
деформация шестерен при последующей закалке [60]
и снижение усталостной прочности деталей [66]. Поэтому
нормализацию цементованных шестерен рекомендуется
производить только в том случае, если по границам зе¬
рен наблюдается явно выраженная карбидная сетка.
Нагрев шестерен следует производить в шахтных печах
при подаче керосина в количестве примерно 1 см3/мин.Шестерни, изготовленные из сталей, не склонных ~~к
образованию остаточного аустенита (20Х, 20ХГТ,
20ХНМ), после цементации закаливают с подстужива¬
нием на воздухе до 850° С или с выдержкой их в охла¬
дительном колодце без дополнительного нагрева. Однако
необходимо учитывать, что в этом случае неизбежно
частичное обезуглероживание поверхности стали, в осо¬
бенности если продолжительность подстуживания пре¬
вышает 30 сек. Шестерни ответственного назначения,
изготовленные из высоколегированных сталей 12Х2Н4А
и J8X2H4MAl не могут подвергаться непосредственной
закалке, после которой в структуре слоя образуется зна¬
чительное количество остаточного аустенита, вследствие
чего твердость поверхности снижается до HRC 45—55.43
Кроме того, в зоне с повышенным содержанием остаточ¬
ного аустенита после закалки, как правило, сохраняются
вредные остаточные напряжения, которые резко сни¬
жают усталостную прочность зубьев шестерен при
изгибающих нагрузках.Для снижения количества остаточного аустенита в
большинстве случаев после цементации перед оконча¬
тельной закалкой применяют высокий отпуск при 600—
650° С € выдержкой в течение 2—6 ч. При этом проис¬
ходит выделение дисперсных карбидов из твердого рас¬
твора, последний обедняется легирующими элементами
и углеродом, что приводит к уменьшению степени леги¬
рования аустенита, образующегося при последующем
нагреве под закалку. Вследствие этого мартенситные
точки Мн и Мк повышаются, что приводит к уменьше¬
нию содержания остаточного аустенита в цементован¬
ном слое после закалки. Температура выдержки стали
12Х2Н4А не должна превышать 630° С, ибо при вы
держке выше этой температуры аустенит становится
весьма устойчивым и его распад затрудняется. Типовые
режимы термической обработки шестерен из высоко¬
легированных сталей после газовой цементации в шахт¬
ных печах приведены на рис. 26.По режиму 1 обрабатываются шестерни, в которых
необходимо значительно снизить содержание остаточ¬
ного аустенита. «Шестерни, в которых профиль зубьев
не подвергается шлифованию после термической обра¬
ботки, могут обрабатываться по режиму И. После це¬
ментации шестерни медленно охлаждаются в печи или
в ванне до 300—450° С, нагреваются в этом же агре¬
гате до 600—650° С, выдерживаются при этой темпера¬
туре и медленно охлаждаются. Затем шестерни повторно
нагревают в защитной атмосфере для закалки и произ¬
водят низкий отпуск. Если при таком режиме химико¬
термической обработки применяется газовая среда с
регулируемым углеродным потенциалом, деформация
зубьев снижается и их поверхность предохраняется от
обезуглероживания.Обработку шестерен из стали 18Х2Н4МА на некото¬
рых заводах производят по режиму III. В этом случае
шестерни медленно охлаждаются после цементации,
затем нагревают до 780° С и производят изотермическую
вцдержку в течение 3 ч при 140—150° С [26]. Преиму¬44
ществом такого режима является снижение деформации
и сокращение цикла обработки за счет ликвидации опе¬
раций высокого и низкого отпуска. При указанной обра¬
ботке обеспечивается твердость цементованного
слоя HRC 58—60.Подстуживание160-J8 0\ ЬГлибпкое охлаждениеРис. 26. Схема режи¬
мов термической об¬
работки после газо¬
вой цементации в
шахтных печахВремяНа ряде заводов после цементации шестерен из вы¬
соколегированных сталей в шахтных печах рекомен¬
дуется производить подстуживание в печи до 900° С,
охлаждение на воздухе, повторный нагрев до 820° С для
закалки и низкий отпуск. При строгом регулировании
концентрации углерода в слое в пределах 0,9—1,0%
можно вместо охлаждения на воздухе после цементации
производить 'первую закалку в масле при подстужива-
нии до 820° С, а затем для улучшения структуры цемен¬
тованного слоя применять вторую закалку с повторным
нагревом до 790—'820° С (режим IV) [84]. В этом случае
уменьшается содержание остаточного аустенита в слое
вследствие понижения концентрации легирующих эле¬
ментов и углерода в твердом растворе.Значительно понизить содержание остаточного аусте¬
нита в цементованном слое высоколегированных сталей45
можно в результате обработки холодом после закалки
с подстуж'иванием перед низким отпуском (режим V).
Однако необходимо учитывать, что износостойкость и
механические свойства цементованной стали после об¬
работки холодом заметно снижаются, хотя при этом и
наблюдается значительное повышение твердости [5, 68,
6]. Поэтому производить химико-термическую обработку
шестерен ответственного назначения по режиму V во¬
обще нецелесообразно.При оценке показателей качества цементованных
шестерен из высоколегированных сталей (типа 20Х2Н4А,
18Х2Н4ВА и 25Х2ГНТА) необходимо учитывать также
и влияние предшествующей термической обработки, ибо
эти стали склонны к структурной наследственности.
В процессе горячей штамповки при повышенных
температурах возможно образование крупного зерна
аустенита. В малолегированных сталях измельчение
зерна достигается без особых затруднений последующей
аустенизацией до температуры несколько выше Ас$
и охлаждением, в процессе которого распад аустенита
осуществляется вследствие образования многочисленных
зародышей. Для высоколегированных сталей такой ме¬
тод непригоден, поскольку при охлаждении этих ста¬
лей распад переохлажденного аустенита путем образова¬
ния зародышей вообще не происходит или существенно
затруднен. В высоколегированных сталях даже после
замедленного охлаждения с температуры выше Ас3 на¬
блюдается образование кристаллографически упорядо¬
ченной структуры (бейнит, мартенсит). В таких струк¬
турах облегчается образование крупнозернистого аусте¬
нита при последующем нагреве стали, т. е. наблюдается
восстановление исходного крупного зерна аустенита.Специальные исследования [27, 69, 28] показали, что
измельчение крупного зерна аустенита в сталях типа
20Х2Н4А и 18Х2Н4ВА может быть достигнуто только
в процессе нагрева стали при соблюдении строго опре¬
деленных условий. Быстрый нагрев стали 20Х2Н4А без
предварительного высокого отпуска приводит к восста¬
новлению ранее полученной крупнозернистой структуры.
Однако предварительный высокий отпуск стали перед
нормализацией способствует созданию многочисленных
центров кристаллизации аустенита при нагреве в том
случае, есл'й нагрев для нормализации производится с46
повышенной скоростью (более 20 град/мин). При этих
условиях нормализация позволяет получить мелкое зер¬
но. Для исправления перегретой структуры стали
20Х2Н4А следует производить термическую обработку
по режиму: 1) отпуск при 640° С в течение 5 ч, охлаж¬
дение на воздухе; нормализации при 910° С со скоростью
нагрева более 20 град/мин, охлаждение на воздухе;
3) отпуск при 640° С в течение 4 ч для получения твер¬
дости НВ 207—269, обеспечивающей хорошую обраба¬
тываемость резанием.Для стали 18Х2Н4ВА характерна более высокая
устойчивость перегретой структуры, поэтому длительность
предварительного отпуска этой стали должна быть зна¬
чительно больше, чем стали 20Х2Н4А. Перегретые по¬
ковки шестерен из стали 18Х2Н4ВА для измельчения
зерна рекомендуется обрабатывать по следующему ре¬
жиму: отпуск при 640° С в течение 24 ч, охлаждение на
воздухе; нормализация при 910° С со скоростью нагрева
более 20 град/мин, охлаждение на воздухе; отпуск при
640° С в течение 24 ч, охлаждение с печью (для улуч¬
шения обрабатываемости резанием).Измельчение зерна сталей 20Х2Н4ВА приводит к
весьма существенному увеличению прочности после це¬
ментации и окончательной термической обработки. Так,
предел прочности при изгибе цементованной стали с
мелким зерном аустенита составляет 320 кГ/мм2у
а у крупнозернистой стали — только 90 кГ/мм2. В цемен¬
тованной стали с измельченным зерном не наблюдается
выделений карбидной сетки по границам зерен при на¬
сыщении, ликвидируется нафталинистый излом [27]. При¬
менение предварительного высокого отпуска перед нор¬
мализацией поковок высоколегированных цементуемых
сталей следует считать эффективным средством повыше¬
ния прочности цементуемых шестерен.ЦЕМЕНТАЦИЯ В ПЕЧАХ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯВ печах непрерывного действия обрабатываемые де¬
тали размещаются на поддонах, перемещаемых толка¬
телями вдоль рабочей камеры. После цементации при
930° С обрабатываемые детали подвергают или непо¬
средственной закалке с температуры цементации или
закалке с подстуживанием до 820—850° С. Подстужива-
ние, как правило, производится в камерах, заполненных47
специальной атмосферой. Применение таких печей поз¬
воляет в максимальной степени обеспечить механизацию
и автоматизацию процессов химико-термической обра¬
ботки.По конструкции печи этого типа разделяются на
муфельные и безмуфельные. Ранее широко применяемые
муфельные печи в настоящее время заменяются более
совершенными безмуфельными агрегатами. Основной не¬
достаток муфельных печей состоит в невозможности
обеспечить автоматическое регулирование углеродного
потенциала атмосферы в раббчей камере и особенно в
камере подстуживания перед закалкйй, вследствие чего
в этих печах, так же, как и в шахтных, наблюдается
частичное обезуглероживание поверхности зубьев ше¬
стерен.В безмуфельных агрегатах обеспечивается более вы¬
сокая степень герметизации цементационной камеры
печи и, что особенно важно, герметизация камеры под¬
стуживания, заполненной атмосферой с регулируемым
углеродным потенциалом. Охлаждение нагретых цемен¬
туемых шестерен производится без контакта с воздухом,
вследствие чего поверхность предохраняется от обезугле¬
роживания. В безмуфельных агрегатах весь цикл хи¬
мико-термической обработки (цементация, закалка, про¬
мывка и низкий отпуск) полностью механизирован и
автоматизирован; производительность такого агрегата
значительно выше, чем муфельной печи, поскольку раз¬
меры рабочего пространства печи не лимитируются ши¬
риной муфеля. В таких агрегатах применяются трубча¬
тые радиационные нагреватели для цементационных
печей с газовым обогревом, в результате чего дости¬
гаются значительные экономические преимущества:
удельная производительность повышается на 50%,
удельный расход дорогих жаростойких сталей снижается
на 25%- Общий вид безмуфельной печи для газовой це¬
ментации приведен на рис. 27.Безмуфельные агрегаты используются в крупносерий¬
ном и массовом производстве при необходимости обес¬
печить цементацию свыше 180 кг деталей в час. В каче¬
стве газового карбюризатора для безмуфельных агрега¬
тов используется эндотермическая атмосфера с неболь¬
шой добавкой в камеру печи богатых углеводородами
газов, вследствие чего создается возможность повыше-48
нйя углеродного потенциала атмосферы в первом пе¬
риоде насыщения, а также возможность автоматиче¬
ского регулирования степени насыщения стали углеро¬
дом по точке росы атмосферы. Рекомендуемое количество
добавки метана к эндотермической атмосфере колеб¬
лется в пределах 3—12% ,а пропана 1—5%.Повышение углеродного потенциала при добавке ме¬
тана к эндотермической атмосфере позволяет реализо¬
вать на практике комбинированные циклы цементации.
При этом в течение первого периода насыщения обеспе¬
чивается высокий потенциал углерода (1,1—1,3%) и ско¬
рость цементации значительно увеличивается.Сокращение продолжительности насыщения при уве¬
личении концентрации углерода обусловлено влияниехМ
двух факторов. Во-первых, повышение концентрации
углерода на поверхности приводит к увеличению на¬
сыщения вследствие возрастания градиента концентра¬
ции по глубине. Это положение является непосредствен¬
ным следствием первого закона Фика, используемого
для количественной оценки процесса диффузии [16].
Во-вторых, повышение концентрации углерода на пер¬
вом этапе насыщения приводит к существенному возра¬
станию коэффициента диффузии углерода [11]. Оба фак¬
тора стимулируют диффузию углерода на первом этапе
насыщения и, следовательно, общая длительность це¬
ментации может значительно сократиться при комбини¬
рованном цикле по сравнению с одинарным циклом при
постоянном углеродном потенциале газовой атмосферы.На втором этапе насыщения в атмосфере поддержи¬
вается пониженный потенциал и вследствие диффузии
ранее поглощенного углерода концентрация углерода на
поверхности понижается до 0,8—1,0%, что является не¬
обходимым для обеспечения оптимальных прочностных
показателей [36]. При этом на втором этапе насыщения
наиболее полно реализуется возможность автоматиче¬
ского регулирования потенциала по содержанию Н20
или С02 в атмосфере печи.При цементации в методических печах и агрегатах
непрерывного действия комбинированные циклы на¬
сыщения осуществляются путем раздельной подачи в
разные вводы атмосферы с изменяемым углеродным по¬
тенциалом. В первый ввод печи подается эндотермиче¬
ская атмосфера, обогащенная добавками метана, а в по-49
*6210Рис. 27. Безмуфельная печь для газовой цементации >и нитроцементации:/ — гидравлический толкатель; 2 — загрузочный тамбур; 3 — вентиляторы для циркуляции атмосферы печи;
4 — радиационные трубы; 5 — охлаждающие трубы зоны подстуживания; 6 — разгрузочный тамбур; 7 — закалоч¬
ный бак; 8 — горелки; 9 — маслонасосная установка; 10 — вытаскиватель поддонов
следние зоны печи, длиной около 35% от общей длины
печи, подается только эндотермическая атмосфера, угле¬
родный потенциал которой обеспечивает получение
0,8—1,0% С на поверхности деталей. Давление газовой
атмосферы в рабочем пространстве печи должно быть
5—8 мм вод. ст. Количество газовой атмосферы опреде¬
ляется из необходимости трехкратного обмена в рабо¬
чей камере печи в течение 1 ч. Схема распределения
атмосферы по зонам приведена на рис. 28.штшJw]>	11 iУ"" i:гтло/.°СНа11	Г-1Рис. 28. Схема подачи атмосферы при цементации по
комбинированному циклу в методических печах:1 — генератор; 2 — ввод эндотермической атмосферы с добавкой
метана; 3 — ввод эндотермической атмосферыРекомендуемые составы газа и значения оптималь¬
ных параметров атмосферы в различных зонах методи¬
ческой безмуфельной печи для цементации приведены
в табл. 7, 8 [113].Таблица 7Составля-Содержание газов в различных зонах печи в %ляющиеатмосфе¬1-я зона,2-я зона,З-я зона,4-я зона,5-я зона.ры850 °С930 °С930 °С930 °С830 °Ссо200000со24,424,424,424,623,8Н231,333,032,032,832,8сн41,01,41,00,00,6n243,041,242,642,642,8В соответствии с данными [114], в 1-ю зону безму-
фельного агрегата, состоящего из пяти зон, подается
4% метана, во 2-ю и 3-ю зоны подается меньшее коли-51
Таблица 8Параметры ат¬
мосферы в °СЗначения параметров в различных зонах печи1,я зона,
850 °С2-я зона,
930 °С3-я зона,
930 °С4-я зона,
930 °С5-я зона,
830 °СТочка росы
Углеродный
потенциал-8,81,22—151,30—9,50,87-3,30,54+4,40,78чество, а в 4-ю и 5-ю зоны подается только эндотермиче¬
ская атмосфера без добавки метана. По данным [125],
в методическую печь длиной 12 м метан добавляется в
1-ю, 2-ю, 3-ю и 4-ю зоны, в которых поддерживается со¬
ответственно температура 900—*930° С, а в 4 зону с тем¬
пературой 830° С подается некоторое количество воздуха.
Точка росы атмосферы в 1—4-й зонах—15-=-18° С,
а в 5-й зоне —2-ьО°С. Приведем некоторые данные
о размерах и производительности безмуфельного агре¬
гата, в котором производится обработка шестерен из
малолегированной стали (0,5% Сг, 0,5% Ni, 0,2% Мо).
Вес каждой шестерни 10 кг. Длина рабочей камеры
двухрядной цементационной печи 8 му ширина 1,8 м.
Глубина цементованного слоя 1,2—1,4 мм. Цементация
при 940° С, подстуживание до 870° С с последующей за¬
калкой в масле и отпуском при температуре не более
220° С. Часовая производительность агрегата 480 кг.
В качестве карбюризатора используется эндотермиче¬
ская атмосфера с добавкой метана.Температурный режим закалки после цементации мо¬
жет широко изменяться в зависимости от типа исполь¬
зуемого оборудования, от №арки стали и требований,
предъявляемых к шестерням [38]. В массовом автомо¬
бильном или тракторном производстве, где для изготов¬
ления шестерен используются наследственно-мелкозер¬
нистые среднелегированные стали, оптимальным режи¬
мом последующей термической обработки является
закалка с подстуживанием от температуры цементации
до 830—860° С. Подстуживание производится в послед¬
ней камере механизированных агрегатов без контакта
поверхности нагретых деталей с воздухом; камера за¬
полняется эндотермической атмосферой с автоматиче¬
ским регулированием углеродного потенциала. Отсутст¬52
вие второго дополнительного нагрева под закалку при¬
водит к значительному уменьшению деформации шесте¬
рен, а также обеспечивает оптимальное строение и проч¬
ность рабочих поверхностей зубьев автомобильных ше¬
стерен, которые после химико-термической обработки
совершенно не 'подвергаются механической обработке
(шлифованию, хонингованию).I	ГАЗОВАЯ ЦЕМЕНТАЦИЯВ КАМЕРНЫХ ГЕРМЕТИЗИРОВАННЫХ ПЕЧАХВ ряде случаев, особенно в мелкосерийном произ¬
водстве, требуемая часовая производительность печи для
газовой цементации значительно ниже—150—180 кг.
В этом случае применение безмуфельных агрегатов ста¬
новится экономически нецелесообразным. ИспользоватьРис. 29. Общий вид камерной универсальной 1печи для газо¬
вой цементации с герметизированным тамбуром:/ — площадка для загрузки и разгрузки деталей; 2 — цилиндры для
подъема дверец; 3 — тамбур с подъемным приспособлением для зака¬
лочного бака; 4 — камера для цементации; 5 — вентиляторы печи;6 — крыльчатка для перемешивания масла;, 7 — охлаждающее устрой¬
ство закалочного бака; 8 — уровень пола; 9 — реверсивный мотор;10 — дверца тамбура; 11 — цилиндр для подъемного приспособления
закалочного бака; 12 — закалочный бак с масломдля обработки таких деталей шахтные печи, обладаю¬
щие требуемой производительностью, также нежелатель¬
но, поскольку необходимо избежать контакта нагретых
деталей с воздухом в процессе охлаждения после цемен¬
тации или при подстуживании и переносе деталей из
цементационной печи в закалочный бак. В таких случаях
наиболее целесообразно использовать универсальную53
камерную печь, общий вид которой приведен на рис. 29.Особенностью такой печи является наличие изолиро¬
ванного от атмосферы тамбура, в который, так же как
и в рабочую камеру цементационной печи, подается га¬
зовая атмосфера с регулируемым потенциалом углерода.
В универсальных камерных печах исключается контакт
нагретых деталей с воздухом в процессе всего цикла
химико-термической обработки. Приведем основные дан¬
ные о режиме цементации в универсальной камерной
печи. Одновременно в печь загружают 430 кг (в том
числе 170 кг вес деталей, 260 кг — вес поддонов). Цемен¬
тация в течение 6 ч при 930° С, подстуживание до 840° С,
затем перенос поддонов с деталями через тамбур в за¬
калочный бак с маслом. В камеру печи подается эндо¬
термическая атмосфера в количестве 25 м3/ч с точкой
росы 0,5—4° С. В течение первых 4 ч насыщения в печь
подается также 0,3 м3/ч пропана (1,2% от количества
эндотермической атмосферы), в последние 2 ч цемента¬
ции подача пропана прекращается. В печи поддержи¬
вается давление атмосферы 2,5—4,0 мм вод. ст.ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ОБОРУДОВАНИЯ
ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОМ РЕГУЛИРОВАНИИ
1	УГЛЕРОДНОГО ПОТЕНЦИАЛАПри газовой цементации в контролируемой атмо¬
сфере с автоматическим регулированием степени на¬
сыщения, вне зависимости от типа печи, возникает ряд
дополнительных требований к обслуживанию оборудо¬
вания, соблюдение которых в производственной практике
является обязательным. В шахтных печах следует еже¬
дневно проверять правильность количества подавае¬
мого газового карбюризатора, смазку вентилятора, обес¬
печивающего равномерное распределение газового по¬
тока в рабочей камере. В интервалах между загрузкой
деталей следует контролировать состояние реторты, ко¬
личество сажи в рабочем пространстве: при повышенном
количестве сажи следует производить очистку реторты.В безмуфельных агрегатах необходимо ежедневно
контролировать состав и точку росы атмосферы на вы¬
ходе из печи (помимо системы приборов, обеспечиваю¬
щих непрерывный автоматический контроль углерод¬
ного потенциала), давление в рабочей камере. Кроме
того, необходимо проверять исправность смазки венти-
54
ляторов. В системе, регулирующей постоянство темпе¬
ратуры закалочной жидкости (масло, соли), следует
проверять качество перемешивания ее в баке и правиль¬
ность показаний приборов, регулирующих температуру
закалочной среды.Постоянного внимания требует контроль количества
сажи в рабочем пространстве печи. В настоящее время
практически невозможно осуществить экономически вы¬
годный процесс газовой цементации без выделения не¬
которого количества сажи в рабочей камере печи; важ¬
но, однако, чтобы образование сажи не было чрезмер¬
ным. При избытке сажи на поверхности деталей и
поддонов ускоряется загрязнение закалочного масла,
при этом нерастворимый осадок в масле может превы¬
сить допустимую норму (0,1%). Если в стали содер¬
жится повышенное количество окислов железа, то под
воздействием активного углерода может происходить
восстановление этих окислов, вследствие чего на по¬
верхности обрабатываемых деталей образуются поры,
заполненные углеродом. В этом случае осадок сажи
весьма прочно закрепляется на деталях и очистка послед¬
них затрудняется. На практике для удаления сажи
рабочую камеру печи в конце рабочей недели или в
конце месяца прожигают; при этом газовая атмосфера
из печи полностью удаляется. После нагрева печи до
850—870° С в камеру подают регулируемое количество
воздуха; при чрезмерной подаче воздуха возможен пере¬
грев рабочей камеры печи вследствие форсирования про¬
цесса горения сажи.ПЕРСПЕКТИВЫ ДАЛЬНЕЙШЕГО УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ
КОНСТРУКЦИИ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ЦЕМЕНТАЦИИНесмотря на успешное внедрение в производство це¬
ментации с регулируемым углеродным потенциалом,
необходимо дальнейшее улучшение конструкции перс¬
пективного оборудования для газовой цементации,
в частности конструкции безмуфельных агрегатов непре¬
рывного действия. Основным недостатком конструкции
безмуфельных агрегатов является невозможность пол¬
ностью предотвратить смешение газовых атмосфер от¬
дельных зон печи. В результате могут возникать затруд¬
нения при обеспечении заданного градиента концентра¬
ции углерода в слое, оптимальной микроструктуры и55
глубины цементованного слоя. В связи с этим значитель¬
ный интерес представляет новая, усовершенствованная
конструкция безмуфельного агрегата (рис. 30).Особенностью такого агрегата является разделение
зоны подстуживания перед закалкой от диффузионной
зоны печи посредством герметичного затвора. При этом
в зоне подстуживания устанавливается автономная
быстродействующая система регулирования углеродногоРис. 30. Схема усовершенствованного безмуфельного агре¬
гата для газовой цементации:/—зона нагрева; 2 — зона цементации; 3 — зона диффузии; 4 — зона
подстуживания; 5 — дверцы для разгрузки шестерен, закаливаемых в
прессах; 6 — камера для медленного охлаждения; 7 — разгрузочный
тамбур; 8 — закалочный бак; 9 — камера предварительной промывки;
10 — камера окончательной промывки; // — печь для отпуска; 12 — пло¬
щадка для автоматической загрузки поддонов; 13 — загрузочный тамбурпотенциала по содержанию двуокиси углерода в атмо¬
сфере печи. Для зоны цементации и диффузионной зоны
установлены две отдельные системы, посредством ко¬
торых осуществляется контроль атмосферы по концент¬
рации двуокиси углерода. В этом случае не требуется
быстродействующего контрольного устройства и допус¬
кается запаздывание до 2 мин между показаниями конт¬
рольного прибора и достижением требуемого состава
атмосферы в камерах печи для цементации и диффузии.
Разделение герметизированной заслонкой зон диффу¬
зии и подстуживания и применение автономных систем
автоматического контроля углеродного потенциала в
этих зонах предотвращает опасность перемешивания
атмосферы между указанными зонами и позволяет точно
регулировать концентрацию углерода в слое на втором
этапе цементации.56
Чтобы свести к минимуму смешение газовой атмо¬
сферы между зонами цементации и диффузии, вентиля¬
торы в новом агрегате установлены на боковой стенке
печи, а не на своде печи (см. рис. 30). При этом в каж¬
дой камере печи создается поперечный газовый поток,
что практичестки исключает смешение газовой атмо¬
сферы соседних камер. Специально .проведенные испы¬
тания на полноразмерной модели печи подтвердили эф¬
фективность создания поперечного потока газовой атмо-Расстояние от поверхности.Рис. 31. Колебания концентрации
углерода в цементованном слое при
работе агрегата усовершенствован¬
ной конструкции в течение 8 сутоксферы: при установке вентиляторов на боковой стенке
соотношение составов газовой атмосферы между двумя
соседними камерами было равно 3,5: 1, в то время как
в печах старой конструкции происходило выравнивание
состава атмосферы в обоих камерах до соотношения
1,2:1. Яти усовершенствования конструкции оборудова¬
ния позволяют добиться в производственных условиях
значительной стабильности концентрации углерода по
глубине цементованного слоя и твердости обрабатывае¬
мых деталей. Как показано на рис. 31, максимальные ко¬
лебания концентрации углерода в слое в течение 8 дней
непрерывной работы безмуфельного агрегата усовершен¬
ствованной конструкции составляют только ±0,03%[125]. Контроль образцов, расположенных в различных
зонах поддона для укладки деталей, показал, что по¬
верхностная твердость образцов после цементации и57
закалки в разных зонах весьма стабильна и находится
в пределах HRC 64,2—65, а твердость сердцевины об¬
разца сечением 25 мм — HRC 26,8—28,0.ДЕФОРМАЦИЯ ШЕСТЕРЕН
ПРИ [ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕИзменение размеров при химико-термической обра¬
ботке деталей сложной формы обусловлено как струк¬
турными превращениями, вызывающими изменение
объема, так и тепловыми напряжениями, приводящими
к изменению формы деталей при ускоренном охлажде¬
нии в закалочной среде. Эта общая деформация при
термической обработке существенно влияет на правиль¬
ность зацепления шестерен и на распределение напря¬
жений в различных зонах деталей, вследствие чего дол¬
говечность шестерен в эксплуатации может значительно
понизиться. Влияние деформации становится особенно
очевидным, если учесть, что, как правило, рабочая по¬
верхность зубьев шестерен после химико-термической
обработки не подвергается механической обработке и
все искажения профиля зубьев, выявленные при терми¬
ческой обработке, сохраняются в готовых деталях.Хотя деформация шестерен выявляется после хи¬
мико-термической обработки, вызывающие ее причины
связаны не только с режимами такой обработки. Вели¬
чина объемных изменений при закалке прямо пропор¬
циональна содержанию углерода в стали и количеству
образовавшегося при закалке мартенсита. Так, напри¬
мер, повышение содержания углерода на 0,1% приво¬
дит к возрастанию объема на 0,1% [57]. При увеличении
прокаливаемости стали деформация также возрастает.
Это наглядно иллюстрируется результатами измерения
деформации шестерен грузового автомобиля, изготовлен¬
ных из стали 25ХГМ с различной прокаливаемостью [2].
Данные, приведенные в табл. 9, характеризуют резкое
возрастание деформации шестерен при увеличении прока¬
ливаемости стали, характеризующейся твердостью HRC.В связи с этим становится очевидной необходимость
тщательного контроля прокаливаемости стали для ше¬
стерен и применения сталей с более узкими пределами
содержания углерода и легирующих элементов. На де¬
формацию шестерен существенно влияют также внутрен¬
ние напряжения, возникающие при обработке резанием58
Таблица 9HRC на расстоянии
9 мм от торцаКоличество шестерен в %,
забраковананных по деформации
после хонингования отверстияРазмер зерна
в баллах1,07—83507—807—80,57-81,77—8420,97—81,37—84,67—8453,44,37—86-75,15—7заготовок шестерен. Если в результате предварительной
термической обработки штамповок образуется недоста¬
точно дифференцированная ферритно-перлитная струк¬
тура, то при нарезании зубьев стружка налипает на
режущую кромку инструмента; на поверхности заготовки
возникает наклеп и создаются высокие внутренние на¬
пряжения. Последующий нагрев шестерен может вы¬
звать повышенную деформацию. В табл. 10 приведеныТаблица 10Деформация до термической обра¬
ботки в ммДеформация после термической обра¬
ботки в ммБиение по дели¬
тельной окруж¬
ностиБиение по профи¬
лю зубаБиение по делитель¬
ной окружностиБиение по про¬
филю зуба0,01—0,030,02—0,040,01—0,050,006-0,010,01—0,0150,01—0,0150,04—0,090,04—0,080,02—0,090,015-0,020,0)5—0,020,01—0,01результаты измерения деформации шестерен из стали
25ХГМ непосредственно после механической обработки,
а также после термической обработки, состоящей из59
нагрева в соляной ванне до 850° С и охлаждения на
воздухе [2].По техническим условиям для таких автомобильных
шестерен установлены отклонения по биению делитель¬
ной окружности не более 0,08 мм, отклонения по про¬
филю зуба не более 0,04 мм. Как видно из табл. 10,
деформация шестерен, обусловленная напряжениями,
возникающими при обработке резанием, достигает зна-
ммРис. 32. Влияние глубины цементованного слоя на
деформацию шестерен из стали 20Х (по данным
А. Т. Калинина и А. Я. Новиковой):/ — деформация после цементации; 2 — деформация после
закалки; 3 — суммарная деформациячительной величины, биение делительной окружности
превысило нормы, установленные для шестерен после
окончательной химико-термической обработки. Таким
образом, создание оптимальной микроструктуры в про¬
цессе предварительной термической обработки загото¬
вок шестерен перед обработкой резанием приобретает
особое значение для стабилизации и уменьшения дефор¬
мации шестерен при последующей химико-термической
обработке.В процессе химико-термической обработки наиболее
существенное влияние на величину деформации оказы¬
вает глубина слоя, концентрация углерода в слое и ре¬
жим закалки шестерен. Зависимость между глубиной
слоя и деформацией шестерен из стали 20Х после хи¬
мико-термической обработки показана на рис. 32. При
этом измеряли наружный диаметр (60 мм) шлицевого
отверстия шестерен непосредственно после цементации
и после цементации и закалки. Из приведенных данных60
видно, что деформация шестерен после цементации без
последующей закалки весьма невелика и мало зависит
от глубины цементованного слоя. Вместе с этим, после
закалки цементованных шестерен деформация значи¬
тельно увеличилась, причем наблюдается прямая связь
между глубиной цементованного слоя и величиной де¬
формации (53].%иг0.1/XVS/Лг0.1 0\5 0.6 0.7 %СммРис. 33. Влияние концен¬
трации углерода в твердом
растворе на относительное
увеличение диаметра колец
в %:1 — после закалки; 2 — после
отпускаРис. 34. Зависимость суммар¬
ной деформации от скорости
охлаждения цементованных
шестерен из стали 20Х (по
данным А. Т. Калинина и
А. Я. Новиковой)На рис. 33 показано влияние содержания углерода
в стали ШХ15, химический состав которой близок к со¬
ставу цементованного слоя, на деформацию колес под¬
шипников после закалки и низкого отпуска [73]. При
этом определяли «процент углерода, находящегося в твер¬
дом растворе, содержание которого может существенно
изменяться в зависимости от температуры и длитель¬
ности нагрева под закалку. Из приведенных данных оче¬
видно, что повышение содержания углерода, находяще¬
гося в твердом растворе, приводит к возрастанию де¬
формации деталей. Особенно резко эта зависимость про¬
является после закалки; после низкого отпуска возраста¬
ние деформации наблюдается только до 0,6% С, так как
концентрация углерода в растворе после низкого от¬
пуска вообще не превышает 0,5—0,6%.В связи со значительным влиянием концентрации
углерода на деформацию шестерен, становится очевид¬
ным, что регулирование содержания углерода в слое не¬
обходимо не только для повышения прочности, но также61
и для стабилизации деформации шестерен. При изуче¬
нии воздействия охлаждения после цементации на де¬
формацию было установлено, что повышение скорости
охлаждения приводит к возрастанию деформации. Это
потверждает рис. 34, где приведена зависимость между
логарифмом скорости охлаждения V и деформацией
шлицевого отверстия у цементованных шестерен из
стали 20Х [53].При установлении режима охлаждения шестерен в
процессе закалки важно обеспечить минимально необхо¬
димую скорость охлаждения в различных зонах и в
различных участках партии деталей. Выполнение этого
требования способствует получению равномерной и ста¬
бильной деформации шестерен.Весьма эффективным методом снижения деформации
шестерен является применение после цементации или
нитроцементации шестерен непосредственной закалки с
подстуживанием взамен повторной закалки. При изго¬
товлении из стали 20Х2Н4А шестерен, подвергаемых
после цементации высокому отпуску и повторной закал¬
ке, по данным ЗИЛ, деформация шестерен по биению
делительной окружности составляет около 0,35 мм [89].
Для таких шестерен приходится 'вводить дополнитель¬
ную операцию шевингования зуба после высокого от¬
пуска до повторной закалки. Это позволяет уменьшить
деформацию по биению делительной окружности до
0,2 мм. Применение непосредственной закалки с под¬
стуживанием шестерен из сталей 25ХГТ, 25ХГМ поз¬
воляет снизить деформацию до 0,08—0,12 мм [1].Значительное уменьшение деформации можно полу¬
чить при ступенчатой закалке шестерен, когда нагретые
детали переносят в ванну с маслом или расплавленной
солью.Температура масла или расплава солей должна быть
150—180° С, т. е. на 20° С выше температуры начала
мартенситного превращения. Детали выдерживают в
ванне для выравнивания температуры по сечению, а за¬
тем охлаждают до нормальной температуры для завер¬
шения мартенситного превращения. Детали из малоле¬
гированных и среднелегированных цементуемых сталей
выдерживают при 150—180°€ в течение 1—5 мин (дли¬
тельность выдержки не должна превышать инкубацион¬
ного периода превращения аустенита вблизи точки Мн).62
В связи с тем, что при ступенчатой закалке фактически
нет температурных напряжений, деформация шестерен
при таком способе охлаждения существенно умень¬
шается. В табл. 11 приведены сравнительные данныеТаблица 11Вид закалкиИзменения размеров в ммАвсDЕОбычная в масле, 60° С . .
Ступенчатая в масле, 200° С . .
Ступенчатая в масле, 245°С.0,2080,100,1120,2380,1500,0750,2000,1250,0020,6000,0100,0500,0750,0250,025[130] о деформации специальных образцов, применяемых
для исследования закономерностей изменения размеров
при термической обработке после обычной и ступенчатой
закалки. Эскиз образца приведён на рис. 35; химический
состав стали: 1% С; 1,2% Мп; 0,5% Сг; 0,5% W;
0,2% V.Таблица 12Закалка после газовой цементацииДеформация в ммБиение
делитель¬
ной окруж¬
ности
в ммотверстияпо профи¬
лю зубаНепосредственная в масле, 40° С при
перемешивании масла . .
Ступенчатая в масле, 200° С .+0,055—0,040+ 0,15
+0,05+0,13+0,008Результаты измерения деформации шестерен при
различных методах закалки приведены также в табл. 12.
Шестерни с 25-ю зубьями были изготовлены из стали
с 0,2% С, 1,7% Ni и 0,25% Мо и подвергнуты цемен¬
тации на глубину 0,7—1,0 мм [130].Как видно из табл. 12, при ступенчатой закалке де¬
формация шестерен уменьшается в 1,5—3,0 раза по
сравнению с обычной закалкой, поэтому ступенчатая
закалка находит все более широкое применение для
шестерен. При этом температура масла изменяется в
зависимости от марки стали и сечения деталей от 150
до 180° С. Вместе с тем необходимо учитывать, что для63
шестерен небольшого сечения с малой жесткостью при¬
менение только ступенчатой закалки в ряде случаев не
обеспечивает малую деформацию. В этих случаях целе¬
сообразно производить закалку шестерен на специаль¬
ных фиксирующих оправках, которые устанавливаются
в отверстии шестерни [33]. Закалка шестерен на оправ¬
ках с целью уменьшения деформации является весьмаРис. 35. Эскиз образца для оп-	Рис. 36. Эскиз цементован-ределения деформации	ной тонкостенной шестерниэффективным средством, так как в. процессе мартенсит¬
ного превращения резко возрастает пластичность стали
и снижается прочность [34, 15, 13, 22], вследствие чего
значительно облегчается фиксирование стабильных раз¬
меров деталей.В некоторых случаях целесообразно использовать
фиксирующие оправки в сочетании с применением сту¬
пенчатой закалки шестерен. На рис. 36 показана тонко¬
стенная цементуемая шестерня, у которой при ступен¬
чатой закалке в масле при температуре 180° С без при¬
менения оправки отклонение от окружности вследствие
деформации составляло 0,42—0,65 мм, что недопустимо.
Была использована фиксирующая оправка, на которую
помещали шестерню после выдержки в горячем масле и
затем охлаждали вместе с оправкой до комнатной тем¬
пературы. Шестерни изготовляли из стали с 0,25% С,
0,5% Ni, 0,'5% Сг и 0,2% Мо и подвергали цементации
на глубину 1,25 мм. Применение оправок в сочетании
со ступенчатой закалкой привело к резкому уменьшению
деформации после химико-термической обработки — до
0,013—0,09 мм при деформации шестерен до термиче¬
ской обработки 0,005—0,018 мм [130]. Для шестерен64
большого диаметра, но имеющих тонкие сечения и склон¬
ных к изменению формы при резком охлаждении, часто
используют закалочные прессы. В прессах нагретую
шестерню устанавливают на нижний штамп, зажимают
верхним штампом и в таком виде опускают в закалоч¬
ный бак с маслом. Сила зажима шестерен (2 т) соз¬
дается с помощью пневматического цилиндра, соединен¬
ного с верхним штампом.Конструкция закалочных прессов была усовершенст¬
вована: в новых прессах количество закалочного масла,
поступающего к шестерне, в течение цикла охлаждения
изменяется. На первом этапе закалки, когда для пред¬
отвращения мартенситного превращения аустенита в
перлитном интервале требуется быстрое охлаждение,
подается максимальное количество масла, около
750 л/мин. На втором этапе закалки при температуре
ниже 200° С скорость охлаждения может и должна быть
значительно снижена, а поэтому количество подаваемо¬
го масла уменьшается до 130 л/мин. В связи с необхо¬
димостью обеспечить высокую производительность при
массовом производстве, для ускорения охлаждения в
прессах с ручным управлением в конце цикла подача
закалочного масла может увеличиваться. Последователь¬
ность операций при использовании автоматизированного
пресса новой конструкции показана на рис. 37.Нагретая шестерня помещается на нижний закалоч¬
ный штамп (позиция /), который затем вместе с шестер¬
ней перемещается в позицию 2, под верхний узел пресса,
в котором установлены кольцевая часть штампа и рас¬
ширяющий конус. После опускания верхнего узла прес¬
са и осуществления контакта верхнего штампа с ше¬
стерней дверца закалочной камеры автоматически
закрывается и подается интенсивный поток масла
(750 л/мин) для охлаждения, которое продолжается в
среднем 20 сек. Затем верхний штамп поднимается, и
шестерня автоматически передается для дальнейшего
охлаждения в закалочную камеру, предварительно за¬
полненную маслом (позиция 3). По окончании охлажде¬
ния нижний штамп перемещается в исходное положение
(позиция 1) для приема следующей шестерни, а зака¬
ленная шестерня, находящаяся в камере с маслом, под
слоем последнего передается в конвеер'ный бак (пози¬
ция 4)у из которого транспортируется наружу.3	И. С. Козловский65
Автоматизированная установка обладает высокой
производительностью — до 120 шестерен в час [130].
В новых конструкциях прессов используется пульсирую¬
щий цикл нагружения (с частотой около одного колеба¬
ния за 2 сек), при котором давление верхнего штампаРис. 37. Схема процесса закалки цементуе¬
мых шестерен на автоматизированном
прессеизменяется циклически от нуля до максимума в течение
примерно 20 сек охлаждения при интенсивном потоке
охлаждающей жидкости. На рис. 38 показана схема
приложения нагрузки в различных точках шестерни при
пульсирующем цикле закалки. Такой метод приложения
нагрузки закаливаемой шестерни позволяет предотвра¬66
тить напряжения, вызванные трением между штампом
и шестерней.С этой же целью в нижнем штампе предусмотрена
возможность подъема или опускания внутреннего коль¬
ца 2 штампа (рис. 39). Зажим шестерни-венца в штампе
можно обеспечить различными методами (рис. 40). Ше¬
стерня 1 устанавливается на нижний штамп 2, а в верх-rai2Рис. 39. Конструкция
нижнего штампа зака¬
лочного пресса:1	— венец конической ше¬
стерни; 2 — внутреннее коль¬
цо нижнего штампанем штампе 3 имеются два кольца 4 и 5, которые пере¬
мещаются в вертикальном направлении с помощью
коромысел 6. Кольца 4 и 5 соприкасаются с поверх¬
ностью наружного конуса шестерни (рис. 40, а) или же
обеспечивается контакт кольца 4 с наружным конусом,
а кольца 5 с торцом фланца (рис. 40, б ив). Отверстие
венца предохраняется от деформации посредством ко¬
нуса 8 при перемещении его вниз через разрезную втул¬
ку 7. В новых закалочных прессах зажим шестерни меж¬
ду штампами осуществляется с помощью гидравличе¬
ского устройства, вследствие чего усилие значительно
увеличено по сравнению с применяемым в прессах ста¬
рой конструкции и достигает 20 т вместо 2 т.Значительные усовершенствования конструкции но¬
вых^ прессов позволяют достигать минимальной дефор¬
мации при закалке. Так, для шестерен заднего моста
диаметром 300 мм поводка торца у периферии шестер¬
ни равна 0,05—0,07 мм, у отверстия— 0,02—0,06 мм, аРис. 38. Схема приложе¬
ния пульсирующей на¬
грузки при закалке шес¬
терен в прессе:1 — венец конической ше¬
стерни; 2 — верхние штампы;
3 — разжимной штамп для
фиксирования внутреннего
диаметра венца3* 67
эллиптичность отверстия не превышает 0,05 мм. При
закалке аналогичных шестерен в прессах старой конст¬
рукции величина деформации превышала указанные пре¬
делы в 2 раза.Рис. 40. Схемы различных способов зажима шестерен в зака¬
лочном прессеЗакалочные прессы используют также и для закалки
конических ведущих шестерен (рис. 41). Нагретую
шестерню устанавливают в загрузочный механизм, с по¬
мощью которого потом переносят к центрам для зажима,охлаждаемым воздухом. При
опускании верхнего центра
вниз шестерня 1 зажимает¬
ся в центрах и осуществ¬
ляется ее вращение. К шей¬
кам подводятся при неболь¬
шом усилии ролики 2,
вследствие чего производит¬
ся травка детали и отпадает
необходимость в 'правке по¬
сле окончания термической
обработки. После установки
шестерни в центрах загру¬
зочный механизм отходит в
начальное положение, ко¬
жух камеры 3 закрывается
и камера быстро заполняет¬
ся маслом с температурой
около 50° С. По окончании
цикла закалки масло направляется в камеру 4, кожух
камеры 3 открывается, и шестерни с помощью меха¬
низма удаляются из пресса. Обычно прессы такого типа
являются трехсекционными с отдельным управлением
каждой секции при подаче масла от общего .насоса про¬
изводительностью 1400 л/мин.68Рис. 41. Схема закалки ве¬
дущих конических шестерен
в прессе
В последнее время проведены исследования по уста¬
лостной прочности цементованных и нитроцементован-
ных шестерен после наклепа дробью [72, 90]. При этом'
было установлено заметное возрастание остаточных на¬
пряжений сжатия в поверхностной зоне после наклепа
дробью и повышение усталостной прочности. Экспери¬
ментально показано [72], что между пределом усталости
ст-i и величиной остаточных напряжений аОСт на поверх¬
ности после химико-термической обработки существует
следующая зависимость: a-i=(a_i)0—0,14 a0Cm, где
(a__i)o — предел усталости при отсутствии остаточных
напряжений на поверхности.Таким образом, в ряде случаев наклеп дробью мо¬
жет быть использован для дополнительного повышения
усталостной прочности шестерен, подвергаемых химико¬
термической обработке. Однако при этом необходимо
учитывать, что предел прочности при изгибе и ударная
вязкость после наклепа дробью снижаются [72]. Кроме
того, введение этой операции обработки связано с суще¬
ственными дополнительными затратами. В связи с этим
применение химико-термической обработки по режимам,
обеспечивающим оптимальное сочетание комплекса всех
показателей прочности стали, следует рассматривать в
качестве основного перспективного направления разви¬
тия технологии обработки шестерен.
КОМБИНИРОВАННЫЕ ЦИКЛЫ ЦЕМЕНТАЦИИ
И МЕТОДИКА ИХ РАСЧЕТАИ меются детально разработанные методы опреде¬
ления расчетным путем концентрации углерода в цемен¬
тованном слое в зависимости от температуры и длитель¬
ности одинарных циклов насыщения [16, И, 7, 12]. Одна¬
ко эти методы расчета базируются на предположении,
что концентрация углерода на поверхности стали сохра¬
няется постоянной на протяжении всего периода насы¬
щения. При ранее применявшихся методах цементации
без автоматического регулирования углеродного потен¬
циала было невозможно обеспечить это основное
условие.Методика расчета даже одинарных циклов факти¬
чески не имела реальной основы, расхождения между
экспериментальными и расчетными данными были зна¬
чительны. Для уточнения методики расчета были пред¬
ложены другие более сложные способы расчета [61],
однако и при их использовании не всегда представля¬
лось возможным получить необходимое соответствие
между результатами опыта и данными расчета. Такое
несоответствие объясняется главным образом тем, что
приходилось принимать условные значения для основ¬
ного параметра, на котором базируется более сложная
методика расчета, т. е. для предельной концентрации
углерода на поверхности стали. При автоматическом
регулировании углеродного потенциала в процессе оди¬
нарного цикла насыщения концентрация углерода на
поверхности поддерживается постоянной в течение всего
процесса цементации. В этих условиях создаются реаль¬
ные предпосылки для использования расчетных методов
определения концентрации углерода в слое.На рис. 42, 43 сопоставлены экспериментальные дан¬
ные по распределению углерода в слое с результатами70
расчета, в котором была учтена зависимость коэффи¬
циента диффузии от концентрации углерода. Получен¬
ные результаты подтверждают хорошее совпадение дан¬
ных ра-счета с результатами эксперимента для сталей
25ХГТ, 25ХГМ, 20ХНМ, 27ХГР и 20Х2Н4А.Рис. 42. Сопоставление экспериментальных (сплошная линия)
и расчетных (штриховые линии) данных по концентрации
углерода в слое стали 25ХГТ, цементация 930° С в течение:/ — 12 ч: 2 — 8 чТаким образом, при автоматическом регулировании
потенциала углерода для одинарных циклов насыщения
представляется возможным с достаточной точностью
рассчитать распределение углерода в слое.%сJ—2k ' о	0,2	0,4	0,6	ммРис. 43. Сопоставление экспериментальных дан¬
ных (сплошные линии) и расчетных данных
(штриховые линии) по концентрации углерода
в слое для стали 20ХГМ(Т); цементация
930°С в течение:/ —12 ч\ 2 — 8 ч.Однако для расчета концентрации углерода в слое
при комбинированных циклах насыщения, наиболее рас¬
пространенных в практике современного производства,
до настоящего времени обоснованной методики нет.В работе [109], где наиболее детально проанализиро¬
ваны комбинированные циклы насыщения, имеются71
принципиальные ошибки, так как предлагаемая автором
методика расчета основана на предположении, что кон¬
центрация углерода на поверхности сохраняется посто¬
янной в процессе обоих этапов насыщения, что является
ошибочным.Ниже излагается разработанная и экспериментально
проверенная методика расчета оптимальных комбиниро¬
ванных циклов цементации.Для условий насыщения с постоянным потенциалом
углерода в атмосфере, при постоянном поступлении
углерода в сталь граничные условия таковы:С = Cq при х=0 для всех значений времени /;С = 0 при х>0 и /=0;C = f (х, t) при л;>0; t>0,
где х — расстояние от поверхности в см;С0 — концентрация углерода на поверхности.Диффузия углерода происходит в полубесконечное
твердое тело, которое простирается от х = 0 дол; = оо.Основное уравнение процесса представляется в сле¬
дующем виде:X2 УШI ^ <•>оX2	Vmгде	Г е~у2 dy — интеграл вероятности Гаусса./я JоВ процессе насыщения стали по ступенчатому циклу
меняются граничные условия, и уравнение процесса бу¬
дет иметь другой вид.В этом случае на втором этапе насыщения стали
(при выдержке) углерод дополнительно не поступает;
в течение этого цикла начальное количество углерода
Qo, поглощенное на первом этапе цементации диффун¬
дирует в сталь.Граничные условия при этом:C=f(x) при ^=0;C = f(x9 t) при * >0.72
Для диффузии с ограниченным количеством веще¬
ства, по данным [16], распределение концентрации С
определяется уравнениемX2C =	(2)/nDt*	v ’где С — концентрация углерода на расстоянии х от
поверхности;D — коэффициент диффузии в см/сек2\
t2 — длительность диффузии в сек;Qо — суммарное количество углерода, поглощенно¬
го в первом периоде для полубесконечного
тела.О	2	4	6	8	XРис. 44. Схема распределения углерода в слое
при разных значениях h для второго этапа ком¬
бинированного цикла:/ — *2=0; 2 — U='U\ 3-4 - *2-4,0Схематически распределение углерода для разных
t2 показано на рис. 44, где содержание углерода дано
в десятых долях процента.Обозначим длительность первого периода (активной
диффузии) через tu условную длительность второго пе¬
риода (выдержки) через U. Если к моменту окончания
первого периода распределение углерода соответствова¬
ло бы указанному на рис. 44 при /2=0, то суммарная
длительность цементацииT' = tt + t%.В действительности же концентрация углерода в кон¬
це первого периода, рассчитанная по уравнению (1) для
определенных значений tu будет представлена кривой,
сходной по форме с одной из кривых распределения на73
рис. 44 для значений /2>0. В связи с этим суммарная
длительность реального цикла уменьшится на величину
/3, представляющую собой время, необходимое для мак¬
симального приближения формы кривой распределения
углерода, полученной во втором цикле, к кривой распре¬
деления, полученной в конце первого цикла и рассчи¬
танной по уравнению (1).Следовательно, фактическая общая длительность
процесса цементации T = ti + t2—13, а фактическая дли¬
тельность второго цикла (выдержки) составит время
U—13. Количество углерода, поглощенного в течение
первого периода, определяется уравнениемQ0 = 2С0	•	(3)Учитывая, что во втором периоде Q0 не изменяется,
поскольку дополнительного поглощения углерода нет,
и используя предложенные в работе [145] преобразова¬
ния, подставляем значение Q0 через t\ в уравнение (2)
применительно к условной полной длительности второго
периода t% Тогда2Col/'V	2С ГГ - —В конце второго периода концентрации углерода на
поверхности (т. е. при * = 0) достигает значения С\.
Находим из выражения (4) значение С\ при х=0:Я у к(5)Выражение (5) позволяет определять условную пол¬
ную длительность второго периода /2 в зависимости от
длительности первого периода насыщения t\. В резуль¬
тате преобразования уравнения (5) получаем4 Г2*.=—(6)п*с\Задаваясь значениями концентрации углерода на
поверхности С0 после второго периода, по уравнению
(6) можно определить значение h в зависимости от t\.74
Так, например, при С0 = 1,3 и Ci = 0,8t = 4-1,3»	f j 03/3,142-0,82Таким образом, из трех составляющих необходимых
для определения общей длительности процесса Т при
комбинированном цикле, можно определить значения
двух: t\ и t2. Остается найти способ для определения
третьей составляющей /3 в зависимости от t\. Поскольку
приведенные выше уравнения не позволяют решать та¬
кую задачу в общем виде, используем метод приближен¬
ных решений применительно к конкретным условиям
цементации стали. Для этого определяем по уравнению
(1) распределение углерода для определенных значений
tj к моменту окончания первого периода насыщения и
для определенных условий — цементация при 930° С в
течение 10 ч, D=bl0~7 см2/сек. Строим кривую концен¬
трации углерода по глубине для t\. Затем, используя
выражение (4), определяем концентрацию углерода для
второго периода насыщения при различных значениях t2,
равных 1, 2 и 3 ч и т. д., и строим кривые распределения
концентрации углерода.Сопоставляя кривые распределения углерода, нахо¬
дим значения, при которых кривая, построенная по урав¬
нению (1), практически совпадает с одной из кривых,
построенных по уравнению (4). Найденное таким обра¬
зом значение длительности процесса /3 фактически
представляет собой время, которое необходимо вычесть
из суммы t\+t2 для получения общей длительности ком¬
бинированного цикла Т. Действительно, к концу перво¬
го периода фактическое распределение углерода соот¬
ветствует кривой, рассчитанной из уравнения (1). Это
означает, что второй период начинается не с теоретиче¬
ского распределения углерода при /г = 0, а с распреде¬
ления углерода, соответствующегр кривой при ^>0
(рис. 44).Следовательно, фактическая длительность второго
периода должна быть уменьшена на /3, так как, соглас¬
но ранее принятому условию, /3 представляет собой
дополнительное время, необходимое для максимального
приближения кривой распределения углерода в начале
второго периода к кривой распределения в конце перво¬
го периода насыщения. На рис. 45 приведены резуль¬
таты расчетов, из которых видно, что наибольшее совпа-75
дение кривых распределения углерода наблюдается при
t2=6 ч.Таким образом ^з = 0,6/ьРис. 45. Распределение углерода в слое при раз¬
личной длительности насыщения для одинарного
и комбинированного циклов при D= МО-7 см2/сек:1 — одинарный цикл, 10 ч\ 2, 3, 4, 5, 6, 7 — комбиниро¬
ванные циклы с длительностью соответственно, 1, 2, 3,4. 5 и 6 чСледовательно,Т = U + к - = к + U - ОД, = 0,4/х + f2. (7)В качестве примера в табл. 13 приведены данные для
расчета концентрации углерода в слое во втором перио¬
де насыщения при С0 = 1,3% С; t2 = 5 ч\ /i = 10 ч\ T/ii=г tx= 1,414; ^ =0,83, D = 1,0-10-7 см2/сек.76
Таблица 13дс*сX2*2с4 Dttе 4 Dt 2X4 Dt2е 4 Dt2°х0,10,0140,9891,160,80,9000,4070,480,20,0560,9461,111,00,4000,2470,290,40,2240,8000,941,22,2000,1110,130,60,5000,6070,711,42,7400,0650,08Зависимость (7) была подсчитана для определенных
значений /1 = 10 ч и D=l*10-7 см2/сек. Необходимо про¬
анализировать, какое влияние окажет на зависимость,
приведенную в формуле (7), изменение t\ и коэффици¬
ента диффузии D. Поскольку при расчете кривых рас¬
пределения используется относительная величина j/'p,то очевидно, что изменение абсолютных значений t\ и
U не оказывает влияния на получаемые результаты,важно только отношение . Изменение значений D вhзависимости от температуры цементации может по¬
влиять на зависимость, устанобленную в формуле (7).
Необходимо проверить будет ли соблюдаться указанная
зависимость в широком диапазоне температур цемента¬
ции в пределах от 777 до 1127° С (1050—1400° К).Для определения коэффициента диффузии без учета
влияния концентрации углерода используем следующую
зависимость [140]:__ 3200D = 0,07е RTПодсчеты, приведенные ниже, произведены с по-
мощью номограммы, предложенной в работе [11].Температура в °К	.... 1050 1100 i200 1300 1400Коэффициент диффузии D-10~7
всм2/сек.	0,2 0,3 1,0 4,0 10,0На рис. 46 приведены кривые распределения углеро¬
да при значении Z) = 10• 10~7 смг/сек и при D = 0,2Х
Х10-7 см2/сек. Очевидно, что и при изменении коэффи¬
циента диффузии в указанных пределах максимальное
совпадение кривых наблюдается также при /2 = 6. Та¬
ким образом, выражение (7) действительно для широ¬
кого диапазона температур цементации от 777 до П27°С,77
а также для различной длительности цементации при
С0= 1,3. Проанализируем, как повлияет на зависимость,
указанную -в формуле (7), изменение С0 от 1,5 до 1.
На рис. 47 приведены кривые распределения углерода
при различных значениях С0. Из этих данных видно, что
выражение (7) действительно и при изменении С0 в
пределах от 1,5 до 1,0, т. е. в тех пределах, которые мо¬
гут иметь практическое значение. Таким образом, имеет¬
ся реальная возможность получить расчетным путемРис. 46. Распределение углерода в слое для одинарных и ком¬
бинированных циклов при различных значениях коэффициентов
диффузии:а — D = 10 • 10-7 слс2 /сек\ б — £>=0,2 • 10-7 см21сек. J — одинарный цикл.10 ч\ 2 — комбинированный цикл, 5 ч\ 3 — комбинированный цикл, 6 ч;4 — одинарный цикл, 10 ч\ 5 — комбинированный цикл 6 чоптимальные значения длительности процесса цемента¬
ции на различных этапах комбинированного цикла на¬
сыщения. В табл. 14 приведены сводные данные;, позво¬
ляющие определить рациональное соотношение между
длительностью отдельных этапов комбинированных цик¬
лов при относительной длительности первого этапа
*1 = 1.При практическом использовании сводных данных
наибольший интерес представляет оценка эффективности
сокращения цикла цементации за счет использования
комбинированных режимов насыщения вместо насыще¬78
ния при постоянном углеродном потенциале. Для этого
необходимо установить изменение отношения tf)d^L при*комбразличных значениях С0 в пределах от 1,5 до 1,00 и С\
в пределах от 0,9 до 0,6%.Рис. 47. Распределение углерода в слое для оди¬
нарных и комбинированного циклов насыщения
при различных значениях С0 и при D == 1 • 10“7 см2!сек.1 — С0=1,5%, одинарный цикл 10 ч\ 2 — С0=1,5%, комби¬
нированный цикл 6 ч\ 3 — С0=1% одинарный цикл 10 ч\4 — С0= 1,0% комбинированный цикл 6 чПри этом сопоставляется глубина слоя для прироста
концентрации углерода, равного 0,2%, при принятой
в расчете исходной концентрации углерода в стали, рав¬
ной нулю, так как эффективная глубина слоя изме¬
ряется до концентрации углерода в слое 0,4% при ис¬
ходной концентрации углерода в цементуемой стали
0,2%.Распределение концентрации углерода в слое при
одинарном цикле определяется по уравнению (1), а при
комбинированном цикле — по уравнению (4).79
Таблица 14- Характеристика комбинирован¬
ного режима при исходной
концентрации углерода в ста¬
ли равнойОтносительная
длительность
t2 (условная),
рассчитанная
по формуле
(6)Общая отно¬
сительная
длительность
комбинирован¬
ного цикла
Т= 0,4Относительная
длительность
фактическая
2-го этапа
/2 (фактиче¬
ская — t2 (ус¬
ловная ) — t%0.2%0,0%(С =0.0)
к исх 'СоСгСоСг1,71,21,51,00,891,290,291,71,11,50,91,091,490,491,71,01,50,81,401,800,801,70,91,50,71,802,201,201.70,81,50,62,462,861,861,61,21,41.00,771,170,171,61,11.40,90,951,350,351,61,01,40,81,211.610,611,60,91,40,71.571,970,971,60,81.40,62,142,541,541,51,21,31.00,671,070,071,51,11.30,90,821,220,221,51,01.30,81,031,430,431,50,91,30,71,351.750,751,50,81.30,61,822,221,221,41,21,21,00,601,000,01,41,11,20,90,701,100,101,41,01,20,80,891,290,291,40,91,20,71,141,540,541,40,81,20,61,571,970,971,31,21,11,00,480,880,01,31,11.10,90,601.00,01,31,01.10,80,741.140,141,30,91.10,70,971,370,371,30,81.10,61,321,720,721,21,11.00,90,480,880,01,21,01,00,80,611,010,011,20,91,00,70,811,210,211,20,81.00,61,091,490,4980
На рис. 48 приведены результаты расчета для оди¬
нарного и комбинированного циклов при С0 = 0,8%. Ана¬
логичные расчеты были произведены и для значения
Со = 0,6; 0,7; 0,9; 1,0%.В расчетах значения D при одинарном и комбиниро¬
ванном циклах были взяты с учетом влияния концен¬
трации углерода на коэффициент диффузии. При этом
в соответствии с данными [11] была принята следующая
зависимость:31 350	31 350D = (0,04 + 0,08 %С) е RT = D0e RT	(9)Содержание углерода в выражении (9) при одинар¬
ном цикле определяли как среднее между концентра¬
цией углерода на поверхности для одинарного цикла
(С00дин.) и величиной 0,2% С, принятой в качестве кри¬
терия* для определения эффективной глубины слоя. Для
комбинированного цикла принимали, что (С0) равно
полусумме С0 для 1-го этапа и С0комб для 2-го этапа
насыщения. Содержание углерода в выражении (9) оп¬
ределялось как среднее между С0 К0М6 и величиной, рав¬
ной 0,2% С. В зависимости от принятой концентрации
углерода для выражения (9) определяли значения D0
и далее по номограмме [И] находили значения коэффи¬
циентов диффузии. Результаты этих расчетов приведены
в табл. 15 и 16.Таблица 15С0 при одинарном
циклеСо+0,22DoD‘ 107 в см2/сек1,00,600,0881,410,90,550,0841,340,80,500,0801,280,70,450,0761,220,60,400,0721,15В табл. 17 рассчитано отношение длительности оди¬
нарного цикла насыщения к длительности комбиниро¬
ванного цикла при различной концентрации углерода в
первом периоде (при активном насыщении) и во втором
периоде (при диффузии). При расчете использована
зависимость& = KV* или Yt = — 9	(10)К81
где б — глубина слоя в мм\t — длительность насыщения в ч\К — коэффициент пропорциональности.Таблица 16%спри комби¬
нированном
циклеС01+С0ИСИ-0,2
2при комбини¬
рованном
циклеDoD' 107
в см2/сек1,5-1,01.4-1,01.3-1,0
1,2-1,0
1,1- 1,01.5-0,91.4-0,91.3-0,91.2—0,91.1—	0,91.0—0,91.5-0,81.4-0,81.3—0,81.2—0,81.1—0,8
1,0— 0,81.5-	0,71.4-0,71.3-0,71.2-0,71.1-0,71.0-0,71.5-0,61.4—0,61.3—0,61.2—0,61.1—0,6
1,0—0,61,251,201.15
1,101.05
1,201.15
1,11.05
1,00.951.151,Ю1.05
1,00
0,95
0,90
1,101.05
1,0
0,95
0,90
0,851.05
1,00
0,95
0,90
0,85
0,800,72
0,70
в,67
0,65
0,62
0,70
0,67
0,65
0,60
0,60
0,57
0,67
0,65
0,62
0,60
0,57
0,55
0,66
0,62
0,60
0,57
0,55
0,52
0,62
0,60
0,57
0,55
0,52
0,500,0980,0960,0940,0920,0900,0960,0940,0920,0880,0880,0860,0940,0920,0900,0880,0860,0840,0980,0900,0880,0860,0840,0820,0900,0880,0860,0840,0820,0801,571.541.501.471.441.541.501.471.411.411.381.501.471.441.411.381.341.471.441.411.381.341.311.441.411.381.341.31
1,28Из выражения (10) видно, что между глубиной слоя
и длительностью насыщения существует параболическая
зависимость. Определим длительность одинарного цик¬
ла для получения такой же глубины слоя, как при за¬
данном комбинированном цикле (например, 1,5—0,8%),
т. е. определим значения tx0dun При этом /оа_^ =х (Ькомб)*-	1сЭ-ьы> (60дан)г •82
Таблица 17% С
ирп комби¬
нированном
цикле«1«ото«ов J СО.<мв j СП.5Ст<о « СП.i'TTf-С?-Н3II1,5--1,01,801,251,442,0720,712,91,601.4--1,01,661,251,331,7717,711,71,511,3--1,01,501,251,201,4414,410,71,351,2--1,01,371,251,101,2112,19,71,241,1--1,01,281,251,021,041,048,81,181,5--0,91,901,201,582,5025,014,91,681,4--0,91,761,201,472,1621,613,51,601,8--0,91,611,201,341,8018,012,21,481,2--0,91,451,201,201,4414,411,11,311,1--0,91,351,201,131,2812,89,91,291,0--0,91,211,201,011,0210,208,81,161,5--0,81,961,071,833,3533,518,01,861,4--0,81,841,071,722,9629,616,11,781,3--0,81,681,071,572,4724,714,31.721,2--0,81,551,071,452,1021,012,91,6з1,1--0,81,401,071,321,7417,411,41,521,0--0,81,231,071,151,3213,210,11.3i1,5--0,72,201,002,204,8448,422,02,201,4--0,72,001,002,004,0040,019,72,0^1,3--0,71,831,001,833,3533,517,51.9?1,2--0,71,681,001,682,8228,215,41 >831,1--0,71,511,001,512,2822,813,71.б|1,0--0,71,401,001,401,9619,612,11.6?1,5--0,62,400,862,918,4784,728,62>9g1,4--0,62,200,862,566,5565,525,42.5g1,3--0,62,000,862,335,4354,322,22Л\1,2--0,61,810,862,104,4144,119,72,2^1,1--0,61,640,861,913,6536,517,22. In1,1--0,61,480,861,722,9629,614,0ЬЭэприм[ ечан!i е . При всех режимахцементации/0-6о (т)=10.На рис. 48 определяем, что бодин =1,07 мм; ЬкоМб == 1,96 мм ;следовательно, tod-^ = Ю ("Т*07 ) = ^3,5 <<-Длительность комбинированного цикла при концентра¬
ции углерода 1,5—0,8% Для получения слоя толщиной
1,96 мм в соответствии с данными табл. 14 составляет
18 н. Следовательно, коэффициент, характеризующий
сокращение длительности насыщения при комбиниро^^н-
33 5ном цикле, равен-jg- =1,86. Аналогичным образом рас¬
считана эффективность комбинированных циклов и для
Таблица 18*K-tK6о-/0ат(тГ^ ©“
£ 1О”О/0-8*(<»)*один ф*к 0J1,360,81,562,47512,157,151,701,681,071,572,471024,714,31,725,563,61,572,471002471431,72ность использования этого графика ,и для других значе¬
ний длительности насыщения, были проведены расчеты,
относящиеся к /=б ч и /=100 ч. В табл. 18 приведено
сопоставление для цикла 1,3—0,8% 'С, из которого оче¬
видно, что эффективность комбинированных циклов, ука¬
занная на рис. 49 :и в табл. 17, остается действительной
и для других значений длительности процесса.Для сопоставления расчетных и экспериментальных
данных, в табл. 19 и на рис. 50—53 приведены фактиче-Таблица 19Цикл обработкиДлительность
цикла в чГлубина в мм до
слоя с исходным
содержанием угле¬
рода + 0,2%Одинарный, 0,8% С20,47Одинарный, 0,8% С	50,80Комбинированный, 1,3—0,8 % С . .4,31,05Комбинированный, 1,3—0,8 % С . .8,51.5Таблица 205 Л—tK
<«)5о-/0(Р)аУ(tr*од-Ъод(V)*один ~~ 5/с1(т)Ч«t -5
к к(О))* один
*к= Jl1,050,472,234,9729,944,32,211,050,801,311,7257,604,31,911,50,473,1910,18220,318,52,401,50,801,873,50517,508,52,0685
ские данные, полученные нами при цементации стали в
атмосфере с автоматическим регулированием углеродно¬
го потенциала при использовании комбинированного иодинарного циклов хи¬
мико-термической обра¬
ботки при 950° С.950 В табл. 20 приведена
расчетная обработка экс-
дп периментальных данных,
указанных в табл. 19.
Расчетные характеристи¬
ки взяты для цикла 1,1—>■
-*0,6% С, так как все
расчеты выполнены при¬
менительно к стали, не
содержащей в исходном
0 0,4 0,8 1,2 мм	состоянии углерода, аРис. 50. Характеристика режима экспериментальные дан-
цементации и распределение угле- Ные относятся к стали С
рода в слое. Одинарный цикл на- исходным содержанием
сыщения в эндотермической атмо-	ппп/ ^сфере, длительность 2 ч:	углерода 0,2% С./ — температура печи; 2 — точка росы	В СООТВеТСТВИИ Сатмосферы в печи; 3 — концентрация п лц цпя ТШКгтЯ 1 1-^
углерода в слое стали 20	Рис- ^ для Дикла-*0,6% С расчетное зна¬
чение toduH О ю1^б = а средние результаты, по даннымэксперимента, 2,14. Таким образом, наблюдается удо-мKj*1кнн^1Г \1 123 к> VРис. 51. Характеристика ре-
мм жима цементации и распре¬
деление углерода в слое.
Одинарный цикл насыщения в эндотермической
атмосфере, длительность 5 ч:/ — температура печи; 2 — точка росы атмосферы в печи;3 — концентрация углерода в слое стали 20.влетворительное совпадение между экспериментальны¬
ми данными с результатами, полученными расчетным
86
Рис. 52. Характеристика режима цементации
и распределения углерода в слое. Комбини¬
рованный цикл насыщения 1,3—0,8% С в эн¬
дотермической атмосфере с добавкой про¬
пана,, длительность 4,3 ч.1 — температура печи; 2 — точка росы асмосферы
в печи; 3 — концентрация углерода в слое стали 20°с vcРис. 53. Характеристика режима цементации и
распределение углерода в слое. Комбинирован¬
ный цикл насыщения 1,3—0,8% С в эндотерми¬
ческой атмосфере с добавкой пропана, длитель¬
ность — 8 ч/—температура печи; 2 — точка росы атмосферы ге¬
нератора; 3 — точка росы атмосферы печи; 4 — кон
центрация углерода в слое стали 20
путем по прилагаемой нами методике. Данная методика
расчета может быть использована и для тех режимов,
где второй этап насыщения осуществляется при других
температурах.В этом случае при расчетах по формуле (4) для
комбинированных циклов насыщения необходимо при¬
нимать значения коэффициента диффузии D для темпе¬
ратуры, соответствующей второму периоду. Как пока¬
зано выше, изменение коэффициента диффузии в преде¬
лах от 0,2 • 10-7 до 10-10,0—7 см2/сек не влияет
существенно на основные принципы, принятые при раз¬
работке данной методики.
ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА ГАЗОВОЙ ЦЕМЕНТАЦИИТРЕБОВАНИЯ К АТМОСФЕРЕ, ПРИМЕНЯЕМОЙ
I	ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯУГЛЕРОДНОГО ПОТЕНЦИАЛАПроцесс газовой цементации является наиболее
распространенным методом насыщения поверхности
стали углеродом для повышения ее прочности. Проч¬
ность стали изменяется в зависимости от концентрации
углерода в слое и от последующей термической обработ¬
ки. В связи с этим далеко не всякий способ газовой
цементации удовлетворяет современным требованиям.
Наиболее существенными признаками рационального
процесса цементации следует считать отсутствие избы¬
точного количества сажистого углерода в печи и воз¬
можность автоматического регулирования концентрации
углерода в слое как при насыщении, так и при после¬
дующих операциях термической обработки.При введении в рабочее пространство печи только
газов, богатых углеводородами (метан, бутан, пропан),
невозможно обеспечить отсутствие сажи на деталях и
осуществлять газовую цементацию с автоматическим
регулированием науглероживающей способности атмо¬
сферы. При использовании жидких карбюризаторов, по¬
даваемых в камеру печи для термического разложения,
можно предотвратить выделение сажи, применяя угле¬
водороды парафинового ряда, содержащие кислород [45].Применение синтина или грозненского керосина, со¬
держащих в основном парафиновые углеводороды, поз¬
воляет резко снизить образование сажи, в то время как
при использовании бензола, пиробензола, смазочных
масел и керосина других сортов, содержащих много
нафтеновых и ароматических углеводородов, в камере
печи выделяется много сажи; не удается ликвидировать
выделение сажи и при использовании процесса пироли-89
за-крекинга керосина. Общим и главным недостатком
всех перечисленных выше жидких и газовых карбюри¬
заторов является невозможность автоматического регу¬
лирования концентрации углерода в цементованном
слое. Из многочисленных атмосфер для газовой цемен¬
тации указанному требованию более всего удовлетво¬
ряет эндотермическая атмосфера, получаемая путем
крекирования углеводородных газов при а=0,25 [29, 85,
117]. Средний состав эндотермической атмосферы: 20%
СО; 40% Н2; не более 1% С02; не более 1,5% СН4; Н20
0,1—2% при изменении точки росы от +20 до —20° С.При нагреве в эндотермической атмосфере в •интер¬
вале температур термической обработки (600—1000° С)
углеродистых и малолегированных сталей на поверх¬
ности последних не развиваются процессы поверхност¬
ного окисления (не образуется окалина). Вместе с этим
многие легирующие элементы даже при концентрациях,
принятых для малолегированных сталей (0,5—1,0%) при
нагревании в эндотермической атмосфере, могут под¬
вергаться внутреннему окислению с образованием в по¬
верхностной зоне мелкодисперсных окислов.При получении эндотермической атмосферы путем
сжигания при а = 0,25 углеводородных газов, содержа¬
щих в основном метан, происходит реакцияСН4 + -L (02 + 3,8N2) = СО + Н2 + 1,9N2. (3)В результате такой реакции в продуктах крекинга
теоретически возможно обеспечить полное отсутствие
агрессивных обезуглероживающих компонентов С02,
Н20 и СН4, являющегося энергичным карбюризатором.
Чтобы указанная реакция проходила наиболее полно,
в камеру крекирования, загружают специальный ката¬
лизатор и производят внешний обогрев камеры до
1050—1100° С. Схема установки для получения эндо¬
термической атмосферы приведена на рис. 54. Однако
и при этих условиях полное разложение метана не до¬
стигается, его содержание в эндотермической атмосфере
колеблется в пределах 1,0—1,5%; образуется также
сравнительно небольшое количество С02 и Н20.При изменении значений коэффициента избытка воз¬
духа (а), подаваемого в камеру крекирования, естест¬
венно будет изменяться содержание С02, Н20 и СН4 в
атмосфере. Таким образом, создается реальная возмож¬90
ность регулирования науглероживающей способности
атмосферы путем изменения значений а, так как процес¬
сы науглероживания и обезуглероживания стали разви¬
ваются при взаимодействии со сталью СО2, Н2О и СН4,Рис. 54. Схема эндотермического генера¬
тора для приготовления контролируемой
атмосферы:1 — реторта с катализатором; 2 — выход про¬
дуктов горения; 3 — горелка для нагрева ре¬
торты; 4 — камера охлаждения; 5 — автома¬
тический клапан: 6 — охладитель газа; 7 — по¬
дача газа в печь; 8 — вход воздуха; 9 — регу¬
лятор давления; 10 — вход для углеводород¬
ного газа; 11 — фильтр; 12 — автоматический
регулятор давления; 13 — смеситель; 14 — на¬
сос; 15 — флоуметрыа также при взаимодействии между отдельными состав¬ляющими газовой атмосферы по реакциям:н20 -f С(«у—Fe) •*— СО + Н2;	(4)С02 + C(V_Fe) ^ 2СО;	(5)СН4 ^ С(у—Fe) + 2Н2;	(6)Fe3C + С02 ^ 2СО + 3Fe;	(7)Fe3C + Н20 ^ СО + Н2 + 3Fe;	(8)Fe3C + 2На ^ СН4 Н- 3Fe.	(9)Возможность автоматического регулирования соста¬
ва эндотермической атмосферы является наиболее цен¬
ным ее свойством, поскольку при наличии обратной
связи между датчиком, регистрирующим содержание
Н20 или СОг в печной атмосфере, и системой, регули¬91
рующей соотношение воздуха и газа, поступающего в
камеру крекирования, можно обеспечить автоматическое
регулирование неуглероживающей способности атмо¬
сферы. При этом достаточно контролировать содержание
только одного из компонентов газовой смеси — НгО или
С02, так как их содержание в газе обусловлено реак¬
цией водяного параС02 + Н2 ^ Н20 + СО	(10)как в рабочей камере печи, так и в камере генератора
крекирования.Первоначально автоматическое регулирование науг¬
лероживающей способности или углеродного потенциала
(характеризующего способность атмосферы обеспечить
определенную концентрацию углерода на поверхности
стали при диффузии в полубесконечное пространство)
эндотермической атмосферы производилось только по
содержанию Н2О, часто характеризующемуся точкой
росы атмосферы. В последнее время получает распро¬
странение также регулирование эндотермической атмо¬
сферы по содержанию С02, концентрация которого оп¬
ределяется с помощью инфракрасного излучения [1].Для широкого использования указанных методов ре¬
гулирования в производственной практике разработаны
многочисленные конструкции автоматических устройств
[29, 1, 67]. При определении принципиальной возмож¬
ности автоматического регулирования углеродного по¬
тенциала при различных состояниях цементуемой стали
необходимо учитывать, что при этом возможно образо¬
вание следующих областей с различными фазовыми
составляющими: 1) двухфазная область из аустенита и
феррита; 2) однофазная область, состоящая из аусте¬
нита; 3) двухфазная область из аустенита и цементита.
Новые фазы при цементации могут возникать только
после достижения предела растворимости в твердом
растворе, до этого образование химического соединения
невозможно [63].Двухфазная область аустенита и феррита для це¬
ментуемых сталей не представляет практического инте¬
реса. В соответствии с правилом фаз, в однофазной об¬
ласти аустенита можно при заданной температуре
цементации изменять содержание углерода в твердом
растворе, не нарушая равновесия системы. .В двухфаз¬
ной области, состоящей из аустенита и цементита, при92
заданной температуре насыщения химический состаь
твердого раствора постоянен в соответствии с правилом
фаз. При изменении содержания H20 в газе количество
цементита может увеличиваться или уменьшаться вплоть
до образования в стали однофазной структуры аусте¬
нита. Таким образом, в системе аустенит — вторичный
цементит — эндогаз автоматическое регулирование угле¬
родного потенциала принципиально невозможно [102].На основе теоретических расчетов, применительно кРцс. 55. Эмпирические кривые равновесия эндотермической
атмосферы с углеродистой сталью. Сплошные линии — по
данным фирмы «Линдберг», штриховые — по данным фирмы
«Сорфес Комбесчен»условиям равновесия с учетом активности углерода, рас¬
творенного в аустените, разработаны [8*6] диаграммы,
характеризующие зависимость между равновесным со¬
держанием углерода в аустените, температурой и кон¬
стантами равновесия по реакциям (6), (7) и (8). Такие
диаграммы равновесия представляют значительный
теоретический интерес.Вместе с тем для практики представляют интерес и
так называемые эмпирические кривые равновесия, ха¬
рактеризующие зависимость между температурой, точ¬
кой росы и содержанием углерода в стали применитель¬
но к практическим условиям нагрева стали при термо¬
обработке (рис. 55) в эндотермической атмосфере. Такие
эмпирические кривые используют для определения при¬
близительных значений точки росы, а окончательно
уточненные показатели по требуемому содержанию вла¬
ги в атмосфере устанавливают в результате эксперимен¬93
тальной проверки с учетом конкретных параметров про¬
цесса (объема и герметичности печи, веса деталей и др.).
Теоретические и эмпирические кривые равновесия ха¬
рактеризуют условия, необходимые для предохранения
стали от обезуглероживания или науглероживания и
процессе нагрева под закалку или отжига в эндотерми¬
ческой атмосфере.При цементации деталей необходимо значительное
форсирование диффузии углерода, однако скорость это¬
го процесса при приближении к равновесным условиям
резко уменьшается. Поэтому использование для цемен¬
тации только одной эндотермической атмосферы эконо¬
мически нецелесообразно и для повышения углеродного
потенциала этой атмосферы в рабочее пространство
печи вводят в небольших количествах газы, богатые
углеводородами, главным образом метан или природный
газ (5—10%)- При этом возможны реакциино вместе с тем возможна и реакция (6).Чтобы оценить наибольшую вероятность протекания
этих трех реакций, необходимо сопоставить термодина¬
мические потенциалы каждой из них, учитывая, что
термодинамически более вероятна реакция с минималь¬
ным потенциалом. Величина термодинамического потен¬
циала AZ° определяется из выражениягде Кр — константа равновесия данной реакции;Т — температура в °К-
На рис. 56 приведены значения AZ° реакций (11),
(12) и (6), из которых видно, что при температурах тер¬
мической обработки реакции (11) и (12) термодинами¬
чески более вероятны, чем реакция (6). Это означает,
что при добавке метана, последний будет прежде всего
реагировать с Н20 и С02, содержащимися в эндотерми¬
ческой атмосфере, в результате чего содержание Н20
и С02 будет уменьшаться, а следовательно, будет воз¬
растать углеродный потенциал атмосферы, так как ре¬
акции (И) и (12) будут протекать в направлении слева
направо.СН4+Н20^ГС0 + ЗН2;
СН4 + С02^2С0+2Н2,(п)(12)= — lg/Cp-4,5757:(13)94
'При сравнительно небольших регулируемых добав¬
ках метана последний не участвует непосредственно в
науглероживании стали по реакции (6), а повышает
углеродный потенциал косвенно, оказывая влияние на
ход реакций (11) и (12). В этих условиях на поверх¬
ности стали не выделяется большое количество сажи,
сохраняется связь между
углеродным потенциалом
щечной атмосферы и содер¬
жанием Н20, т. е. сохра¬
няется возможность автома¬
тического регулирования на¬
углероживающей способно¬
сти атмосферы. Только при
чрезмерной подаче в печь
метана избыток шоследнего,
не соединившись с Н20 и
С02, может науглеродить
сталь по реакции (6). В этих
условиях становится невоз¬
можным автоматическое ре¬
гулирование углеродного
потенциала, так как выде¬
ляющаяся в процессе дис¬
социации метана сажа су¬
щественно не влияет на
содержание в печной атмо¬
сфере паров воды, при ре¬
гулировании количества ко¬
торых обеспечивается воз¬
можность гибкого автоматического регулирования угле¬
родного потенциала.Таким образом, количество метана, добавляемого в
печную атмосферу при цементации,, должно быть строго
ограничено из-за опасения потери наиболее ценного пре¬
имущества эндотермической атмосферы — способности
к автоматическому регулированию углеродного потен¬
циала.ДИФФУЗИЯ УГЛЕРОДА И ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ В СТАЛИЛюбые процессы химико-термической обработки свя¬
заны с диффузией насыщающего элемента в кристалли¬
ческой решетке металла или сплава. Скорость диффузии'AZ°ккал/мольРис. 56. Значения термодинами¬
ческого потенциала для реак¬
ции взаимодействия метана с
вэдяным паром и двуокисью
углерода/ — реакция (6): СН41; С^_ре++2Н2; 2 — реакция (11): CH4+H2Ol£
^СО+ЗН2; 3 — реакция (12): СН4+
+ С02^ 2СО+2Нз95
определяется в первую очередь величиной коэффициента
диффузии D, который равен количеству вещества, диф¬
фундирующего в единицу времени (1 сек) через едини¬
цу площади (1 см2) при перепаде концентрации, равной
единице. Помимо величины коэффициента диффузии на
скорость диффузии оказывают влияние также величина
предельной растворимости диффундирующего элемента
в решетке основного металла. Так, например, при насы¬
щении углеродом при 910° С коэффициент диффузии в
у-железо в 40 раз меньше, чем в а-железо [144]. Однако
из-за значительно большей предельной растворимости
углерода в -у-железе, в конечном счете количество по¬
глощенного углерода оказывается значительно большим.
Поэтому в практике насыщение углеродом наиболее
эффективно осуществляется при нагреве стали выше
точки Лс3, при этом обеспечивается получение модифи¬
кации ^-железа.В отличие от диффузии углерода в феррите, в про¬
мышленных сплавах диффузия углерода в аустените
происходит преимущественно по объему зерна, а не по
границам последнего.Близость значений энергии активации, найденных
экспериментально и расчетным путем, применительно к
схеме перемещения диффундирующего элемента по
вакансиям, для твердых растворов замещения подтвер¬
ждает, что для указанных твердых растворов характер¬
ным является вакансионный механизм диффузии [42].
Подтверждением вакансионного механизма диффузии
в таких системах является также смещение поверхности
раздела при отжиге двухслойных образцов (киркендал-
эффект).Определению численных значений коэффициента
диффузии D при цементации посвящено значительное
количество работ [9, 127, 150]. С учетом концентрацион¬
ной зависимости значений D от содержания углерода в
весовых процентах, для определения D при диффузии
углерода в аустенит можно рекомендовать следующие
формулы:Q	32 ОООD = D0e Rr =0,07 + 0,06 %Се RT [150], (14)	Q_	31 350D = D0e Rr =0,4 + 0,08%Ce RT [9]. (15)96
Для облегчения необходимых расчетов по формулам
(14) и (15) предложена номограмма [11]. Эти формулы
относятся к диффузии в нелегированном аустените. Ле¬
гирующие элементы искажают кристаллическую решет¬
ку аустенита, влияют на энергию межатомных связей и
на термодинамическую активность углерода в аустените.Процесс диффузии углерода с учетом активности по¬
следнего 'исследован в работах [77, 143]. Обобщение экс¬
периментальных данных, полученных при диффузии
углерода в смеси газов С0 + С02 и СН4+Н2 при 800,
1000 и 1200° С, позволило определить активность угле¬
рода в аустените при различной концентрации С. Так,
при содержании 0,2% С активность ас равна 9,92-10-4.
при 0,6С — 388-10-4, при 1,2% С — 822-10~4 [42]. Эле¬
менты, не образующие карбидов, растворяются в аусте¬
ните, в связи с чем увеличивается искажение решетки,
ускоряющее диффузию. Вместе с этим указанные эле¬
менты повышают термодинамическую активность
углерода в аустените. Карбидообразующие элементы
связывают атомы углерода, уменьшают термодинами¬
ческую активность углерода в аустените. По данным
[42], при 950° С коэффициент диффузии в углеродистой
нелегированной стали равен 2,41-10-7 см2/сек\ при до¬
бавке 1% Si D = 3,62-10-7 см2/сек\ 1% Ni — 2,73X
Х10"7 см2/сек; 1% А1 — 2,18-10“7 см2/сек и 1% Сг —
0,0817-10-7 см2/сек.Еще недостаточно данных для количественной оцен¬
ки влияния легирующих элементов на диффузию угле¬
рода в аустените комплексно легированных сталей, хотя
именно такие стали наиболее широко используются в
технике. Влияние легирующих элементов на коэффи¬
циент диффузии углерода в сплавах, легированных толь¬
ко одним элементом, проанализировано в работе [10].Диффузия углерода в четверных системах Fe—С—
—Si — легирующий элемент изучена в работе [42]:Некоторые сводные данные из этой работы приве¬
дены в табл. 21.Данные табл. 21 позволяют расположить карбидо¬
образующие элементы в следующий ряд по их влиянию
на уменьшение коэффициента диффузии углерода в
аустените — Mn, Mo, V, W, Сг. Таким образом, в сплавах
с 1,2% Si наиболее эффективно тормозит диффузиюдобавка хрома (Dl уменьшается в 20 раз по сравнению4	И. С. Козловский97
Таблица 21Количество леги¬
рующих элемен¬
тов, введенных
в состав сплава
Fe — С — 1,2%
Si, в %dJ.io*св смг1сек
при 950 °СDo в
см21 секQкал/г-атРазность
атомных
диаметров
легирую¬
щего эле¬
мента и
железа вАКар¬бидТемпера¬
тура
плавления
карбида
в °С1 Мп
1,05 Мо
0,96 V
0,98 W
1,03 Сг1,750,5350,3920,2530,0930,0513
0,0214
0,0456
0,,148
0,005531 00031	400
33 20032	400
32 3000,050,250,150,270,02Мп3СМо7СVCWCСГ3С215202690283028801895со сплавом, содержащим 1% Мп). Столь резкое влия¬
ние хрома на замедление диффузии в сплавах с Si
вызывает необходимость дополнительного исследования,
так как по данным [9], при отсутствии в сплаве кремния,
добавка 1% Сг уменьшает D\ только в 2—3 раза.
Вместе с тем отмечается наличие качественной связи
между влиянием карбидообразующих элементов на D\
и разностью атомных диаметров железа и легирующего
элемента (Ad), характеризующей степень искажения
кристаллической решетки при растворении легирующих
элементов в аустените. Так, W и Мо менее эффективно
тормозят диффузию, чем Сг из-за более высоких зна¬
чений Ad.Вероятно, основной причиной минимального влияния
Мп на замедление диффузии углерода в аустените, не¬
смотря на низкие значения Ad, является слабая атомная
связь между углеродом и марганцем, характеризую¬
щаяся низкой температурой плавления карбида Мп3С.
Образование в аустените твердых растворов замещения
при диффузии легирующих элементов сопровождается
значительным возрастанием энергии активации по срав¬
нению со значениями Q при диффузии углерода в аусте¬
ните (табл. 22).В связи с этим и коэффициенты диффузии легирую¬
щих элементов в аустените примерно в 107—105 раз
ниже, чем при диффузии углерода в аустените.Имеются основания полагать, что для легирующих
элементов наиболее вероятным является вакансионный98
Таблица 22Диффундирую¬
щий элементЭнергия актива¬
ции при раство¬
рении Q в
кал/г-amАтомный дцаметров АРазность атомных
диаметров эле¬
мента и железав АДиффундирую¬
щий элементЭнергия актива¬
ции при раство¬
рении Q в
кал/г-атАтомный диаметрОв АРазность атомных
диаметров эле¬
мента и железаОв АА144 ООО2,850,30Fe68 5002,55Мо59 0002,800,25Со87 0002,500,05Мп66 4002,600,05W90 0002,820,27Ni67 5002,490,06Сг97 0002,570,02механизм диффузии в аустените. Поэтому на скорость
процесса диффузии наиболее существенное влияние мо¬
гут оказывать силы межатомного взаимодействия между
железом и легирующим элементом. Если силы связи
железа и легирующего элемента больше сил связи
между атомами железа, диффузия легирующих элемен¬
тов будет тормозиться за счет более вероятного обмена
между атомами железа и вакансией. При введении эле¬
мента с увеличенным атомным диаметром также должно
наблюдаться замедление диффузии. Из данных табл. 22
видно, что при диффузии W и Сг наблюдаются более
высокие значения Q, чем для самодиффузии железа.
Поэтому закономерным является вывод в работе [191
о наличии более прочных атомных связей между Сг, W
и железом, чем связи между атомами железа.Коэффициент диффузии Мо в аустените заметно
выше, чем W (табл. 23) [42]. Это может быть объясненоТаблица 23ТемператураКоэффициент диффузии
вольфрама в аустените
D в смг/секКоэффициент диффузии
молибдена в аустените
D в см*/сек109011401200Примечани
тавляет 460,0 смг
Q = 57,0 ккал/г-ат5,6 10—11
1,64 -10 10
4,8- 10—ю[ е. При всех указанных темпе
/сек, Q = 81 ккал1г-сип, £>,3,4-10-ю7,6-10_10
1,75 10—э:ратурах D0 вольфрама сос-
о молибдена — 0,44 см2/сек,4* 99
более высоким атомным весом вольфрама, а также не¬
высоким коэффициентом всестороннего сжатия [43]
у вольфрама при образовании твердых растворов.
Вследствие этого вольфрам имеет фактически более вы¬
сокий атомный объем по сравнению с указанным в
табл. 22, резко искажает решетку аустенита и тормозит
диффузию.Исследование диффузии легирующих элементов из
одного источника (из сплава железа, легированного Сг,
Mn, Si, Мо и Ti по 2,5% каждого) показало, что по убы¬
вающей скорости диффузии элементы располагаются в
следующий ряд [43]: Mo, Si, Сг, Mn, Ti. Таким образом,
самой высокой скоростью диффузии обладает Мо.
В табл. 24 приводятся значения коэффициентов диффу-Таблица 24ЭлементDq в см2/секQ вккал/г-ашD в см2/секСг1,810“497,07,3Ю-i4W1,10-10“®90,04,8Ю-14Мо68-10—3591,2Ю-12Ni0,767,50,48Ю-12Mn0,5660,510” 12В2,10-321,02,2ю-eС4,10-2321,010“7021,062,01,010-юН21,1- 10—29,951,8510“4зии в аустените легирующих элементов и углерода при¬
менительно к наиболее распространенной температуре
процесса цементации — 927° С.ФАЗОВЫЙ СОСТАВ ЦЕМЕНТОВАННОГО СЛОЯ СТАЛИ«При насыщении стали углеродом однофазный твер¬
дый раствор внедрения FeT(C) образуется в том случае,
если концентрация углерода не превышает предела его
растворимости в аустените при температуре цемента¬
ции. После достижения предела растворимости обра¬
зуются две фазы — аустенит и вторичный цементит с
резко различающейся концентрацией углерода. В двой¬
ной системе, т. е. при цементации углеродистых сталей,
развитая зона с двухфазным строением может сущест¬100
вовать только при отсутствии значительного градиента
концентрации углерода по сечению. Такие условия прак¬
тически реализуются при цементации тонких образцов
(фольги толщиной 0,1—0,4 мм), когда, по данным на¬
ших исследований, при насыщении в активном карбю¬
ризаторе можно получить до 4,0% С по всему сечениюРис. 57. Диаграмма состояния системы Fe—С—Сг
при 850° С.фольги, а по данным [61], при выдержке 100 ч— до 6%
углерода. При диффузии углерода в полубесконечное
пространство (т. е. при цементации реальных деталей)
в слое существует градиент концентрации углерода; по¬
ступающий из внешних зон углерод немедленно диффун¬
дирует вглубь, в слои, которые не насыщены углеродом.
В связи с этим не создаются условия, благоприятствую¬
щие увеличению толщины слоя с двухфазным строением
(аустенит и карбиды, располагающиеся внутри зерен
аустенита). Необходимо учитывать также, что после об¬
разования второй фазы — цементита растворимость
углерода в аустените не увеличивается, следовательно,
нет условий, способствующих продвижению двухфазной
зоны в глубь слоя. При этом не исключается возмож¬
ность образования частиц цементита непосредственно на
поверхности стали или образование в процессе охлаж¬
дения сетки цементита по границам аустенитных зерен,
обусловленное разницей в коэффициентах объемной и
граничной диффузии.Для анализа превращений при цементации стали,
легированной карбидообразующими элементами, сле¬
дует рассмотреть тройную диаграмму состояния101
железо—углерод—легирующий элемент [61, 111]. На
рис. 57 приведена часть диаграммы состояния сплавов
Fe—С—Сг при 850° С [61]. По мере увеличения углеро¬
да при цементации стали с 1 % Сг в точке а достигается
предел насыщения аустенита и при дальнейшем повы¬
шении концентрации углерода в слое состав твердого
раствора и карбидов будет определяться в соответствии
с направлением конод 1—4. При повышении содержания
углерода до 2,5% в стали, содержащей 1% Сг, состав
аустенита определится проекцией точки с на ось абсцисс.В данных условиях растворимость углерода в аусте¬
ните увеличивается, а содержание хрома — снижается,
т. е. создаются условия, при которых предельная кон¬
центрация углерода в аустените для данной темпера¬
туры насыщения не сохраняется постоянной, как при
цементации углеродистой стали, а изменяется в интер¬
вале концентраций между проекциями точек о и с на
ось абсцисс.Дополнительное насыщение углеродом наружной
зоны облегчается вне зависимости от наличия в глубин¬
ных зонах слоя с аустенитом, насыщенным углеродом,
так как сопротивление внедрению углерода в перифе¬
рийной зоне меньше, чем в глубинной. При этом в на¬
ружной зоне ускорится выделение из аустенита частиц
легированного хромистого цементита, и в конечном
счете создаются условия, благоприятствующие образо¬
ванию на поверхности двухфазной области, состоящей
из легированного цементита ;и аустенита с переменной
концентрацией углерода. В отличие от углеродистых ста¬
лей, при цементации сталей, содержащих хром и дру¬
гие карбидообразующие элементы, с углеродным потен¬
циалом выше предельной растворимости углерода в
аустените облегчено образование карбидов в поверх¬
ностной зоне.В результате образования таких легированных кар¬
бидов неизбежно перераспределение легирующих эле¬
ментов в двухфазной системе аустенит—карбиды. В со¬
ответствии с диаграммой равновесия тройной системы
Fe—Сг—С (рис. 58) для стали с 1% Сг при 850° С в кар¬
бидной фазе (FeCr)3C содержится 7% Сг, в аусте¬
ните— 0,5% Сг.Проведенный нами фазовый анализ подтвердил на¬
личие значительной неравномерности в распределении102
хрома между карбидной фазой и твердым раствором
(табл. 25).Таблица 25*а?н «
°х,а3 в4) 5Содержание
хрома в %Содержание
марганца в %Режим обработкиS5я о£ Sь а
и а>
и 0
Л о
(X с|з“•е*й «
а о
<и XЧ v
я «
о яCL-0*
та _“SCQ XSО «
5 О.
а о
щ АЧЛ О.CI 4>х «ы«0я Sis.&Sча о.Цементация в активном
карбюризаторе при 930° С
в течение 6 ч> подстужи¬
вание в ящике при 850° С
в течение 0,5 ч0,250,370,508,86.6,391,225,637.09.00,510,550,893,372,25,70,700,860,93Закалка из ящика в во¬
де, отпуск при 180°С в
течение 1,5 ч; концентра¬
ция углерода на поверх¬
ности 1,95 %0,610,993,00,974,00,96Аналогичные данные были получены и при более
низкой концентрации углерода на поверхности цементо¬
ванного слоя (1,1 —1,4%). Таким образом, при цемента¬
ции сталей с карбидообразующими элементами по ком¬
бинированным режимам насыщения после завершения
первого этапа для создания повышенной концентрации
углерода в слое наблюдается неравномерное распреде¬
ление легирующих элементов между фазами. В резуль¬
тате этого в поверхностной зоне в твердом растворе мо¬
жет создаваться чрезмерно низкая концентрация леги¬
рующих элементов.В. процессе второго этапа насыщения, при снижении
углеродного потенциала атмосферы при насыщении или
при подстуживании под закалку, в поверхностной зоне
наблюдается уменьшение суммарного количества угле¬
рода в слое, до содержания его на поверхности в пре¬
делах 0,8—1,0%.Рассмотрим, какие изменения будут наблюдаться в
этом случае в строении периферийной зоны цементован¬
ной стали. С понижением потенциала углерода в эндо¬
термической атмосфере на втором этапе комбинирован¬103
ного цикла применительно к углеродистой стали воз¬
можны реакции (4) и (8).На рис. ,58 приведены результаты определения термо¬
динамического потенциала обеих реакций, причем для
реакции (4) в расчетах учтена также активность угле¬
рода в твердом растворе в соответствии с данными [86,
87]. При рассмотрении рис. 58 становится очевидным,Рис. 58. Значения термодинамического потен¬
циала реакции обезуглероживания в цементо¬
ванном слое:/ — реакция (5): Fe3C+H20^iCo+H2+3Fe —обезугле¬
роживание цементита; 2 — реакция (4): С \”Ре+
+ Н2О^Со+Н2 — обезуглероживание твердого растворачто для углеродистой стали термодинамически более
вероятна реакция (8) с более низким значением AZ0.
т. е. на втором этапе насыщения вначале будет взаимо¬
действовать Fe3C с НгО и только затем аустенит будет
обедняться углеродом.Пока не представляется возможным определить рас¬
четным путем вероятность аналогичных процессов в
малолегированной цементуемой стали типа 25ХГТ; оче¬
видно, в этом случае не исключается возможность пре¬
имущественного обезуглероживания аустенита из-за
наличия более прочной связи углерода в легированном
цементите (FeCr)3C по сравнению с нелегированным
карбидом железа РезС. Однако вне зависимости от того,
какая из двух вышеуказанных реакций термодинами¬
чески наиболее вероятна, к началу второго периода ком¬
бинированного цикла насыщения в легированных сталях
наблюдается значительная неравномерность распределе¬
ния легирующих элементов; так, в карбидной фазе со¬
держится в среднем около 7% Сг.104
Необходимо проанализировать также можно ли обес¬
печить более равномерное распределение в аустените
легирующих элементов, в особенности хрома, в процессе
выдержки на втором этапе комбинированного цикла.
Принимаем, что длительность диффузии хрома в аусте¬
ните равна длительности второго этапа комбинирован¬
ного цикла, т. е. допускаем, что карбид (FeCr)3C лик¬
видируется сразу же при понижении углеродного по¬
тенциала атмосферы. Определим расчетным путем на
какое расстояние от границы фаз карбид—аустенит про-
диффундирует хром за весь период длительности вто¬
рого этапа. Для расчета принимаем следующие исход¬
ные данные:а)	коэффициент диффузии хрома в аустените при
930°С D* =7,3-Ю-14 смЧсек (см. табл. 24);б)	длительность второго этапа комбинированного
цикла для первого режима/а= 2 ч = 7,2-103 сек; для вто¬
рого режима ^2=0,5 ч = 1,8-103 сек;в)	средний путь в сантиметрах диффу.зии хрома от
поверхности раздела карбид—аустенит к зоне, в кото¬
рую диффундировало 0,5% Сг, Х\ — для первого режима
и Х2 — для второго режима.Расчет условно производим применительно к диф¬
фузии хрома в полубесконечное пространство при оди¬
нарном цикле насыщения по формуле (1). Для приня¬
тых условий-£* = = 0,07.С0 7Находим для этих условий значение интеграла вероят¬
ности и определяем, что—7== 1,3.2 /D/Таким образом, для первого режима при
ti = 7,2-103 секXi~2-1,31/7,3- 10-u-7,2-103 = 58,0-1(Г* см;
для второго режима при h = 1,8-103 секх2 = 2-1,ЗК 7,3-10—1,8-10® =29,0-10см.Непосредственные измерения микроструктуры пока¬
зали, что расстояние между двумя соседними карбид¬105
ными частицами в периферийной зоне цементованного
слоя стали 25ХГТ составляет в среднем 5 мк (5-10-4 см).
Учитывая, что общая протяженность диффузионного
пути б равна половине этого расстояния6= 2,5-10-4 см.Сопоставление значений хи х2 и б показывает, что
при первом режиме хром диффундирует на расстояние58,0-10~«	ООП/Xj, - —1		 100 = 23%2,5-10—4от общего пути диффузии б,а при втором режиме на расстояние29.10— 6х% — _____— . j 00 =■- 12%.2 2,5-10-4Таким образом, неоднородное распределение кон¬
центрации хрома между аустенитом «и карбидами, обус¬
ловленное образованием легированных карбидов при
цементации на первом этапе комбинированного цикла,
сохраняется в значительной степени и при осуществле¬
нии второго этапа насыщения, с пониженным потенциа¬
лом углерода. Это обстоятельство может оказать сущест¬
венное влияние и на прочностные показатели цементо¬
ванной стали, содержащей карбидообразующие эле¬
менты. Следует отметить, что до настоящего времени
указанная проблема не изучалась и экспериментальных
данных по этому вопросу не имеется.
ПРОЧНОСТЬ ЦЕМЕНТОВАННЫХ СТАЛЕЙ
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ
ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИи современном производстве широко используется
цементация с автоматическим регулированием углерод¬
ного потенциала при комбинированных циклах насыще¬
ния. Однако, несмотря на распространение комбиниро¬
ванных циклов и высокую экономическую эффектив¬
ность последних, до настоящего времени не имеется экс¬
периментальных данных о влиянии режимов насыщения
и, в частности, о влиянии комбинированных циклов на
прочностные показатели цементованной стали. Между
тем анализ литературных данных и некоторые предвари¬
тельные эксперименты, проведенные нами, показывают,
что к моменту окончания комбинированного цикла
химико-термической обработки в цементуемых сталях
сохраняется значительная гетерогенность в распределе¬
нии легирующих карбидообразующих элементов между
фазами. Это может оказать существенное влияние на
концентрацию углерода в твердом растворе после за¬
калки и, следовательно, повлиять на прочность цементо¬
ванной стали. При длительном взаимодействии эндотер¬
мической атмосферы со сталью при 930° С вполне ре¬
альной является возможность внутреннего окисления
легирующих элементов, входящих в состав цементуемой
стали. Произведенные нами проверочные расчеты пока¬
зывают, что при таких условиях в поверхностной зоне
на глубине 10—40 мк возможно образование окислов
легирующих элементов.Легирующие элементы в поверхностной зоне перехо¬
дят из твердого раствора в окислы, и при последующей
закалке в масле содержание углерода в твердом рас¬
творе вследствие образования немартенситных структур
может значительно понизиться, что повлечет за собой
изменение прочностных свойств цементованной стали.107
ЦИКЛЫ НАСЫЩЕНИЯВ настоящей работе было исследовано1 влияние раз¬
личных циклов насыщения на строение, фазовый состав
и прочностные показатели цементованной стали. При
этом изучались четыре различных режима.При обработке по режиму А цементация произво¬
дилась при постоянном углеродном потенциале в преде¬
лах 0,8—1,0% без последующего снижения концентра¬
ции углерода в процессе насыщения или в процессе под¬
стуживания перед закалкой.При обработке по режиму Б насыщение осуществля¬
лось при комбинированном цикле; на первом этапе при
цементации обеспечивалось получение высокой концент¬
рации углерода (1,3%), на втором этапе насыщения
концентрация углерода на поверхности снижалась
до 0,8—1,0%.При обработке по режиму В цементация производи¬
лась в течение всего периода насыщения при постоянном
высоком углеродном потенциале (1,3%); снижение кон¬
центрации углерода С на поверхности до 0,8% дости¬
галось в процессе подстуживания перед закалкой при
следующих условиях: а) в эндотермической атмосфере
при выдержке длительностью 20% от продолжитель¬
ности насыщения; б) в атмосфере с достаточно низким
углеродным потенциалом (0,3%) при выдержке в тече¬
ние 30 мин; в) при подстуживании в камере без контро¬
лируемой атмосферы. Два последних варианта охлаж¬
дения характерны для газовой цементации в муфельных
печах с использованием богатого углеводородного газа
в качестве карбюризатора и с последующим подстужи-
ванием деталей в негерметизированных камерах охлаж¬
дения, а также при цементации в шахтных печах с по¬
следующим подстуживанием на воздухе или в колодцах.
В настоящее время цо двум указанным режимам обра¬
батывается значительное количество цементуемых дета¬
лей в автотракторной промышленности, а также и в дру¬
гих отраслях машиностроения.И, наконец, для сопоставления прочностных показа¬
телей исследовался и четвертый вариант обработки1	В исследовании принимали участие А. Т. Калинин, А. Я. Но¬
викова, Е. А. Лебедева; рентгеноструктурный анализ выполнен
Т. Г. Расс, карбидный анализ — Г. Г. Барониной.108
Таблица 26Ре¬жимРежим цементацииОбласть применения режима
в практике производстваАПри постоянном углеродном
потенциале без снижения кон¬
центрации углерода в процессе
насыщения и в процессе под-
стуживания под закалкуГазовая цементация в
безмуфельных агрегатах с
использованием эндотер¬
мической атмосферыБПри ступенчатом режиме на¬
сыщения. В первом периоде це¬
ментации высокий углеродный
потенциал (1,3%). Снижение
потенциала до 0,8%С произво¬
дится во втором периоде цемен¬
тацииВПри высоком углеродном по¬
тенциале (1,3%) в течение все¬
го периода насыщения с пос¬
ледующим обезуглероживанием
до 0,8% С при подстуживании
в печи с контролируемой атмо¬
сферой, с углеродным потенциа¬
лом 0,3% или без контролируе¬
мой атмосферы, в воздушной
среде.Сохранение концентрации
0,8% С в поверхностном слое
без контролируемой атмосферы
обеспечивается непродолжитель¬
ным временем при подстужива¬
нии (30 мин)Газовая цементация в
муфельных или шахтных
печах с использованием
природного газа, богатого
углеродамиГПри углеродном потенциале
4 ,0—1,1% в течение всего пе¬
риода насыщения, охлаждение
до ±20° С, повторный нагрев
под закалку без контролируемой
атмосферыГазовая цементация в
шахтных печах или це¬
ментация в твердом кар¬
бюраторе109
(режим Г)—цементация в карбюризаторе с углерод¬
ным потенциалом 1,1 —1,0%, охлаждение до +20° С и
последующий повторный нагрев под закалку до 800—
820° С в камере печи без контролируемой атмосферы.
В результате из-за обезуглероживающего воздействия
атмосферы воздуха в закалочной печи концентрация
углерода на поверхности стали снижается с 1,1 до 0,8—
0,9% С. Этот режим характерен для деталей, цементуе¬
мых в шахтных печах в газовом карбюризаторе, кото¬
рые затем охлаждаются до нормальной температуры и
проходят повторный нагрев под закалку в камерных
печах или в соляных ваннах. Некоторое количество це¬
ментуемых деталей и до сих пор обрабатывается по
режиму Г.Сводная характеристика режимов химико-термиче¬
ской обработки, принятых в данной работе, приведена
в табл. 26.Химико-термическая обработка по четырем вышеука¬
занным режимам осуществлялась при газовой цемента¬
ции в эндотермической атмосфере в лабораторных и
производственных условиях, а также при газовой цемен¬
тации в атмосфере природного газа в производственных
условиях. Некоторые опыты по методическим соображе¬
ниям были проведены при цементации в твердом карбю¬
ризаторе. Для всех режимов обработки были приняты
следующие параметры: 1) температура цементации
930+10°С; 2) температура закалки 850±10°С; закалку
всех образцов производили в масле; 3) все образцы пос¬
ле закалки подвергали низкому отпуску при 180° С в
течение 1,5 ч\ образцы для исследования прокаливае¬
мости низкому отпуску не подвергали.При применении для цементации по режиму А эндо¬
термической атмосферы в лабораторных условиях газо¬
вую цементацию производили в универсальной камерной
печи, общий вид которой приведен на рис. 59. Насыще¬
ние углеродом осуществлялось в течение времени, не¬
обходимого для получения требуемой глубины слоя
(4—6 ч) в атмосфере с точкой росы, соответствующей
заданному углеродному потенциалу. Так, например, для
углеродного потенциала 1,3% точка росы генератора
поддерживалась в пределах —10ч—12° С, а в печи за
счет добавки 2% пропана или природного газа точка
росы снижалась до —14ч—15° С. Далее в течение 1 нПО
температура в камере печи снижалась от 930 до 840—
860° С, подачу добавки природного газа прекращали,
точка росы в генераторе и в печи повышалась до —2° С.
На третьем этапе образцы выдерживали в течение 1 ч приРис. 59. Общий вид универсальной печи для цементации в эн¬
дотермической атмосфере:/ — камера печи; 2 — тамбур; 3 — закалочный бак; 4 — змеевик для
охлаждения масла; 5 — крыльчатка для перемешивания масла; 6 — вен¬
тилятор для перемешивания газа; 7 — спирали для нагрева840—860° С в эндотермической атмосфере с точкой росы
—2° С. Средний состав отходящего газа: 0,1% CCV,
0,3% 02; 23,6% СО; 32,7% Н2; 3,7% СН4.Для закалки образцы из камеры нагрева переносили
в тамбур и без соприкосновения с воздухом закаливали111
в масле. Цементацию по режиму А проводили также
в производственных условиях в механизированных без¬
муфельных агрегатах с эндотермической .атмосферой и
добавкой в печь природного газа (см. рис. 27). Средний
состав отходящего газа: 0,0% С02; 0,0% 02; 18,0% СО;
45,0% Н2; 8% СН4; 29% N2. Точка росы во второй зоне
агрегата с температурой 960° С находилась в пределах
—7-г-11°С, а в пятой зоне подстуживания с температу¬
рой 820° С—6° С. Длительность насыщения 6,7 ч, вы¬
держка при подстуживании 1,2 ч.Было установлено также, что при соблюдении опре¬
деленных условий цементацию по режиму А можно осу¬
ществить в производственных условиях и в муфельных
печах при подаче в муфель природного газа. Для этого
было необходимо использовать новую печь с улучшен¬
ной герметичностью (непосредственно после капиталь¬
ного ремонта) при увеличенной подаче природного газа,
вследствие чего в камере подстуживания под закалку,
как было установлено специальным исследованием, не
происходило обезуглероживания поверхности. В обыч¬
ных производственных условиях проводить цементацию
по режиму А в муфельных печах с подачей природного
газа практически невозможно. Специальные исследова¬
ния показали, что в камере подстуживания таких печей
наблюдается -снижение углерода на поверхности, т. е.
фактически осуществляется режим В, а не режим А.Некоторые опыты по режиму проводились с исполь¬
зованием твердого карбюризатора. При этом образцы
после насыщения быстро (в течение 3—5 сек) перено¬
сили во вторую камерную печь с температурой 830° С,
укладывали в чугунную стружку и выдерживали в тече¬
ние 30 мин, после чего закаливали.Цементацию по режиму Б производили в основном
в твердом карбюризаторе при 930° С; после окончания
насыщения образцы охлаждались вместе с ящиком, за¬
тем нагревались в свежей чугунной стружке до 930° С
в течение 2 ч для снижения концентрации углерода до
0,8%, после чего быстро перемещали в печь для подсту¬
живания при 830° С. Для предохранения от обезуглеро¬
живания образцы загружали в отработанный карбюри¬
затор и после подстуживания в течение 30 мин закали¬
вали в масле.Обработку по режиму В в эндотермической атмо¬112
сфере в лабораторных условиях производили на уста¬
новке, приведенной на рис. 59. Режим обработки в лабо¬
раторных условиях был аналогичен описанному выше
режиму А за исключением того, что точка росы на пер¬
вом этапе насыщения поддерживалась в пределах—14-.—15° С, а при подстуживании повышалась до
4—6° С для снижения потенциала по углероду от
1,3 до 0,6%.Газовая цементация по режиму В также осуществля¬
лась в производственных условиях при использЪвании
распространенных сейчас на заводах муфельных мето¬
дических и шахтных печей, в которые подается бога¬
тый углеводородами природный газ. Камера подстужи-
вания муфельных печей не является герметичной ji по¬
этому концентрация углерода на поверхности здесь
уменьшается до 0,8% или ниже из-за отсутствия конт¬
роля потенциала углерода в газовой атмосфере.При использовании твердого карбюризатора образцы
подвергали цементации в течение 6 ч в активном карбю¬
ризаторе, после чего ящик распаковывали и образцы
переносили во вторую печь для подстуживания до810°С,
где выдерживались на поду 30 мин, в результате чего
концентрация углерода на поверхности снижа¬
лась до 0,8%.Обработка по режиму Г заключалась в насыщении
при потенциале углерода 1,1—1,0%, охлаждении до нор¬
мальной температуры, повторном нагреве перед закал¬
кой до 810° С и охлаждении в воздушной среде с пони¬
жением концентрации углерода на поверхности до0,8%.В производственых условиях на Горьковском авто¬
заводе по режиму Г проводили цементацию в твердом
карбюризаторе и газовую цементацию в шахтной печи.
В первом случае образцы после цементации охлаждали
с ящиком до комнатной температуры, затем подвергали
повторному нагреву для закалки в малоцианистых ван¬
нах (5% NaCN). Потенциал углерода в малоцианистой
ванне составлял 0,7%, т. е. концентрация углерода на
поверхности при закалке понижалась. После газовой це¬
ментации в шахтной печи образцы подстуживали на воз¬
духе в течение 2 мин, а затем закаливали в масле. После
первой закалки производили повторный нагрев до 810° С
в малоцианистой ванне и вторую закалку.В твердом карбюризаторе производили цементацию113
при 930° С; сначала 4 ч в активном карбюризаторе, за¬
тем 2 ч в чугунной стружке с последующим охлажде¬
нием образцов в ящике. Повторно образцы нагревали
под закалку без специальной атмосферы при 830° С в
течение 30 мин на поду камерной электрической печи.Цементации по четырем основным режимам подвер¬
гали стали 18ХГТ, ЗОХГТ, 25ХГТ, 25ХГМ, 27ХГР,
15ХГНТА, 20ХНМ, широко используемые в промыш¬
ленности.После химико-термической обработки определяли со¬
держание углерода в цементованном слое путем хими¬
ческого анализа послойно снятой стружки с образцов
диаметром 20 мм, длиной 100 мм. Толщина снятой
стружки первого слоя составляла 0,026 мм, а в некото¬
рых случаях 0,1 мм. Содержание углерода на поверх¬
ности в отдельных случаях проверяли методом спек¬
трального анализа.В некоторых опытах вместе с образцами обрабаты¬
вали тонкую фольгу (толщиной 0,05 мм) для определе¬
ния концентрации углерода при сквозной цементации.
Определение углерода производили химическим анали¬
зом. Во избежание влияния сажи, осевшей на фольге,
помимо анализа на общее содержание углерода прово¬
дили химический анализ на свободный углерод.РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВИ УГЛЕРОДА МЕЖДУ ФАЗАМИ	|'	В ЦЕМЕНТОВАННОМ СЛОЕ >Применение комбинированных циклов насыщения
позволяет значительно сократить длительность химико¬
термической обработки стали. Насыщение в течение пер¬
вого этапа комбинированного цикла осуществляется при
высоком потенциале углерода в газовой среде. Вследст¬
вие этого при цементации сталей, содержащих карбидо¬
образующие элементы (Сг, Мп, Ti, Мо, W, V), создаются
условия, способствующие образованию карбидной фазы
в наружной зоне цементованного слоя. Выделение кар¬
бидной фазы может привести к существенному измене¬
нию химического состава твердого раствора закаленной
стали, а следовательно, и к изменению свойств стали.
Поэтому необходимо было определить предельную рас¬
творимость углерода в аустените легированной цемен¬
туемой стали в интервале температур 750—950° С.114
Исследования проводили на стали 25ХГТ, широко
используемой для цементуемых деталей. Образцы этой
стали после цементации с концентрацией углерода на
поверхности 1,2% подвергали закалке с нагревом до
различных температур в интервале 950—750° С. Нагрев
под закалку производили в контролируемой атмосфере
с регулируемым углеродным потенциалом. После за-Рис. 60. Предел растворимости углерода в аустените для
различных сплавов:1 — чистый железоуглеродистый сплав Fe—С; 2 — технический
сплав Fe-—С; 3 — легированная сталь типа ХГТкалки, без последующего низкого отпуска в образцах
определяли рентгеноструктурным анализом концентра¬
цию углерода в твердом растворе (мартенсите), полу:
ченном после охлаждения с различных температур на¬
грева и строили диаграмму в координатах темпера¬
тура—концентрация углерода в твердом растворе.
С помощью полученной таким способом диаграммы фак¬
тически определяется положение линии, аналогичной ли¬
нии SE на диаграмме железо—углерод, т. е. предел
растворимости углерода в легированном аустените [94].115
Описанная методика была предварительно проверена
также для технического сплава железо—углерод
(сталь У12).Как показали исследования стали 25ХГТ, максималь¬
ная растворимость углерода в аустените при 930° С
равна 1,05%, а при температуре 850°С, с которой обычно
производится закалка цементованной стали, 0,83%
(рис. 60).Сопоставление положения линии SE для техниче¬
ского сплава железо—углерод и для чистого сплава
железо—углерод [20] показывает достаточно удовлетво¬
рительное их совпадение. Некоторое смещение влево
линии SE у технического сплава железо—углерод можно
объяснить наличием дополнительных примесей (Mn, Si,
S, Р), отсутствующих в чистом железоуглеродистом
сплаве.Таким образом, в цементованной стали, легированной
карбидообразующими элементами, растворимость угле¬
рода в аустените значительно меньше, чем в углероди¬
стой стали и, следовательно, в такой стали облегчается
выделение карбидной фазы из аустенита при цемента¬
ции и при подстуживании под закалку. Карбидная фаза,
образующая при химико-термической обработке леги¬
рованной цементируемой стали, характеризуется следую¬
щими особенностями применительно к отдельным леги¬
рующим элементам [11, 91, 21, 136].Марганец образует орторомбический карбид Мп3С,
изоморфный с Fe^C; в карбиде железа растворяется не¬
ограниченное количество марганца. Хром при содержа¬
нии его в стали до 3% образует орторомбический леги¬
рованный цементит (FeCr)3C. В таком легированном
цементите растворяется до 15% хрома. При содержании
хрома в стали в пределах 3—15% образуется стабиль¬
ный тригональный карбид с гексагональной решеткой —
Сг7С3, в котором содержится 35% хрома. В сплавах с
высоким содержанием хрома образуется карбид Сгг3Сб
с кубической решеткой.Титан с углеродом образует стабильный карбид TiC,
этот элемент практически не растворяется в цементите;
как правило, весь титан находится в карбидной фазе.
Молибден при содержании в -стали до 0,5% образует
орторомбический легированный цементит (FeMo)3C.
В отличие от хрома, максимальная концентрация молиб¬116
дена, растворенного в легированном цементите, невелика
и составляет около 20%. В стали, содержащей более
0,5% Мо, образуется стабильный карбид (FeMo)23C6 с
кубической гранецентрированной решеткой.Для молибдена, по сравнению с хромом, характерен
более низкий коэффициент концентрации в карбидной
фазе. Так, например, при содержании в стали 1% Си
1% Сг в карбидной фазе может содержаться 6% Сг,
а в стали с 1 % С и 1 % Мо концентрация последнего в
карбидной фазе составляет только 3% [136].В процессе проведения данного исследования изуча¬
лось распределение легирующих элементов между фа¬
зами в цементованном слое, а также концентрации угле¬
рода в твердом растворе.В результате химического анализа определялось со¬
держание в процентах легирующих элементов в карбид¬
ной фазе. Найденную концентрацию элементов М можно
отнести только к общему весу растворенного металла,
следовательно, необходимо было определить процент
карбидной фазы в растворенной навеске.Карбидная фаза слагается из металлов, образующих
карбиды железа, хрома, марганца, титана, молибдена
и углерода, связанного в карбиды — С(в Содержание
металлов по отношению к общей навеске известно из
данных химического анализа; необходимо было опреде¬
лить Ссв.Последняя величина определялась расчетом по фор¬
муле карбида [62]. В малолегированных цементуемых
сталях, содержащих до 3% Сг, около 5% Мп и до 0,5%
Мо образуются карбиды цементитного типа МзС, в кото¬
рых часть атомов железа замещена атомами легирую¬
щего элемента. При указанных условиях образуются кар¬
биды (FeCr)3C; (FeMn)jC; (FeMo)3C. Поскольку атом¬
ные веса железа, хрома и марганца близки, для дальней¬
ших расчетов не имело существенного значения какое
относительное количество железа будет замещено в кар¬
биде этими элементами. Однако между атомными ве¬
сами железа (55,8) и молибдена (95,95) существует
большая разница, и здесь было необходимо принять в
зависимости от условий опыта и состава стали опреде¬
ленное отношение железа к молибдену в карбиде. Учи¬
тывая некоторые имеющиеся экспериментальные данные,
было принято отношение Fe/Mo=20.117
Титан образует стабильный карбид TiC; практически
титан не растворяется в цементите. Процент углерода,
связанного в нелегированном цементите FeaC, опреде¬
лялся из соотношения12	0,067 = — ,(55,8-3)+12	14где 12 — атомный вес углерода;55,8 — атомный вес железа.FeТаким образом, Сс. в РезС равно —14где FeM — содержание железа в карбидном осадке.Аналогичным образом, учитывая, что атомный вес
хрома 52,01 и принимая среднее содержание хрома з
легированном цементите равным 10%, для определения
Ссв в хромистом цементите было получено соотношениеГ — СГд|We	13 •Для марганца, атомный вес которого близок к же¬
лезу и составляет — 54,9, получаемг _ Шм
ьсв S .Для карбида титана (при атомном весе титана 47,9)r	TiM'-'м'се— 5 •При определении С£в в цементите, легированном мо¬
либденом, учитывалось, что в карбиде отношение
Fe/Mo = 20. При атомном весе молибдена 95,95 было по¬
лучено, что количество связанного углерода в карбидах,
содержащих молибден,г Мом
°се — 16 *Суммируя количество углерода, связанного в кар¬
биды с различными металлами, получаем общее коли¬
чество связанного углерода. Количество карбидной
фазы Q равно сумме содержания всех металлов М и
суммарного Ссв.Определение содержания элементов в карбидной
фазе производилось по формулеу _ Мк
Л“~ Q «118
где Х/К — концентрация элемента в карбидной фазе по
отношению к количеству карбидной фазы;Мк — содержание данного элемента в карбидном
осадке, определенное химическим анализом
и отнесенное к весу всего растворенного ме¬
талла;Q — количество карбидной фазы в процентах к
весу растворенного металла, рассчитанное с
учетом формулы строения карбидов.Определение содержания легирующих элементов в
твердом растворе производилось по формулеXp = R-(xK.Q),Хр — содержание данного элемента в твердом
растворе по отношению к общему количе¬
ству твердого раствора;R — общее содержание данного элемента в
стали, определенное химическим анализом
по стружке (для стали 25ХГТ /?сг=1%;
/?м„=1%; Ят1=0,12%);Q — количество карбидной фазы в процентах к
весу растворенного металла.Содержание углерода в твердом растворе и остаточ¬
ного аустенита в цементованном слое определялось рент¬
геновским методом в рентгеновской лаборатории
НИИТАвтопрома на установке УРС-50 в железном из¬
лучении. Регистрация производилась в диапазоне
22°30'—75°. Содержание углерода в мартенсите при кон¬
центрации его более 0,6% определялось по расстоянию
между линями [(011) (101)]—(ПО) тетрагонального
дублета. При содержании в мартенсите менее 0,6% С
определение концентрации проводилось по ширине слив¬
шихся дублетов, отраженных от тех же плоскостей. Для
конкретных условий съемки и марки стали предвари¬
тельно был построен градуировочный график зависи¬
мости содержания углерода в мартенсите и ширины
слившихся дублетов.Определение содержания углерода в аустеиите про¬
изводилось по соотношению интенсивности отражений
[111] уфазы и [110] а-фазы.На рис. 61 показана концентрация легирующих эле¬
ментов в твердом растворе стали 25ХГТ после химико-
термической обработки при содержании углерода на по¬119
верхности 1,6%. Как видно из приведенных данных,
в твердом растворе на расстоянии до 0,2 мм от поверх¬
ности наблюдается значительное уменьшение (примерно
в 2 раза) концентрации основных легирующих элемен¬
тов—хрома и марганца. По данным карбидного ана¬
лиза, у всех образцов стали 25ХГТ третий легирующий
элемент — титан — весь целиком переходит в карбиднуюфазу и его содержание в
твердом растворе практиче¬
ски равно нулю.Характерно, что в стали
25ХГТ, легированной хро¬
мом, марганцем и титаном,
у которой предельная раст¬
воримость углерода в аусте¬
ните при 850°С составляет
0,83%, наблюдается замет¬
ное обеднение твердого рас¬
твора хромом и марганцем,
даже в том случае, когда
суммарная концентрация уг¬
лерода равна только 0,9%
(рис. 62, 63).Таким образом, в пери¬
ферийной зоне цементован¬
ной легированной стали
25ХГТ наблюдается значи¬
тельное обеднение твердого
раствора основными легиру¬
ющими элементами — хро¬
мом, марганцем и титаном,
если концентрация углерода на поверхности превышает
0,9%. При комбинированных циклах насыщения на пер¬
вом этапе насыщения концентрация углерода на поверх¬
ности всегда повышена, и образующаяся при этом неод¬
нородность в распределении легирующих элементов
между отдельными фазами, может сохраняться и на
втором этапе насыщения — при пониженном углеродном
потенциале. Следовательно, при использовании комбини¬
рованных циклов насыщения, даже при оптимальной
суммарной концентрации углерода на поверхности, мо¬
гут наблюдаться существенные изменения в распределе¬
нии легирующих элементов между фазами в цементо¬
ванном слое.120§о,?0^ 0,6 ммРис. 61. Содержание легирую¬
щих элементов в твердом рас¬
творе в % к исходному для
сталей 25ХГТ и 20М05. Цемен¬
тация по режиму А с подсту-
живанием от 930 до 850° С, за¬
калка в воде, низкий отпуск;
концентрация углерода в
слое — 1,6%:X	X —сталь 20М05О—О — сталь 25ХГТ;
Такое значительное изменение химического состава
фаз в цементованном слое может оказать существенное
влияние и на концентрацию, углерода в твердом раство¬
ре после закалки в масле цементированной легирован¬
ной стали при обработке с использованием различных
режимов насыщения.°/о806020/ Сг-iКарбидная фазаN/TTЕЦьг—О/80/о1260в-40§*1200Мо^
Мп^гтМп/'Сг6Карбидная фаза%О 0,2 0,4 0,6 ммРис. 62. Содержание легирующих
элементов в твердом растворе для
сталей 25ХГТ и 20М05. Цемента¬
ция в твердом карбюризаторе по
режиму А с подстуживанием от
930 до 850° С, закалка в масле,
низкий отпуск; концентрация уг¬
лерода в слое — 0,9%:О—сталь 25ХГТ;X	X — сталь 20М050,2 0,4 0,6 ммя **О!4 41
f
о SРис. 63. Содержание легирую¬
щих элементов в твердом рас¬
творе сталей 25ХГТ и 20М05.
Цементация по режиму А в
эндотермической атмосфере с
подстуживанием от 930 до
850° С, закалка в масле, низ¬
кий отпуск; концентрация угле¬
рода в слое — 0,9%:X	X — сталь 20М05О — сталь 25ХГТ;Результаты определений концентрации углерода в
твердом растворе и содержания остаточного аустенита,
произведенных с помощью рентгеноструктурного анали¬
за, по методу, описанному выше, показаны на рис. 64.
При анализе полученных данных становится очевидной
значительная разница в распределении по глубине слоя
концентрации углерода в твердом растворе, в особен¬
ности, после закалки до отпуска.В стали, обработанной по режиму В, концентрация
'углерода в твердом растворе составляет 0,15% на по¬
верхности, причем понижение содержания углерода
начинается на значительном расстоянии от поверхности121
(0,25 мм). Совершенно иная картина наблюдается пос¬
ле цементации по режиму А при содержании углерода
на поверхности 0,8% без понижения углеродного потен¬
циала при насыщении. Здесь по всей глубине перифе¬
рийной зоны наблюдается высокая концентрация угле¬
рода в твердом растворе (0,8%), и только на расстоя-Рис. 64. Влияние режима насыщения на кон¬
центрацию углерода в твердом растворе и со¬
держание остаточного аустенита в цементо¬
ванном слое стали 25ХГТ; режим А — «сплош¬
ная линия, режим В — штриховая линия:/ — % С в твердом растворе в стали без отпуска;2 — % С в твердом растворе в стали после низкого
отпуска; 3 — % остаточного аустенита; • — #—ре¬
жим А без отпуска; X—X — режим В без отпуска;О—С — режим А, низкий отпуск; Д—А — режим В,
низкий отпускнии менее 0,05 мм от поверхности концентрация угле¬
рода снижается до 0,3%.Применение комбинированных циклов насыщения по
режиму В приводит к существенной неоднородности
распределения легирующих элементов между фазами и
к обеднению твердого раствора легирующими элемента¬
ми на глубине до 0,25 мм. В результате этого, при по¬
следующей закалке в масле стали, цементованной по122
режиму В, в периферийной зоне критическая скорость
охлаждения становится выше скорости охлаждения в
масле — сталь не закаливается. Это может оказать
влияние и на прочностные показатели стали, обработан¬
ной по режиму В.При принятой методике определения общего содер¬
жания углерода в стали путем послойного химическогоРис. 65. Распределение углерода в слое после обработки
по режимам А (а) и В (б):1 — первый этап насыщения; 2 — второй этап насыщенияанализа в периферийной зоне не наблюдается такого
резкого падения общей концентрации углерода, как па¬
дение концентрации в твердом растворе — до 0,15—
0,30%. Суммарное содержание углерода в периферий¬
ной зоне после обработки по режиму А составляет 0,8%,
по режиму В — 0,6—0,85%, причем понижение концен¬
трации до 0,6% наблюдается только на глубине 0,05 мм
(рис. 65). Следовательно, для правильной оценки каче¬
ства цементованной стали данных послойного химиче¬
ского анализа с определением суммарной концентрации
углерода недостаточно.При обработке по режиму Б (рис. 66) уменьшение
углерода в твердом растворе после закалки начинается
на значительно меньшем расстоянии от поверхности
(0,1 мм), чем у сталей, обработанных по режиму В. Ана¬
логичная особенность наблюдается и в распределении123
остаточного аустенита в слое, следовательно, при обра¬
ботке по режиму Б периферийные слои подвергаются
меньшему повреждению, чем при обработке по режи¬
му В.Как видно из рис. 64 и 66, кривая, характеризую¬
щая содержание остаточного аустенита в слое, имеет
совершенно аналогичную форму с кривой, показываю¬
щей концентрацию углерода в твердом растворе после
закалки. Правые ниспадающие ветви обеих кривых ха¬
рактеризуют уменьшение остаточного аустенита и кон-%С0,70,50J'О 0,2 Ofi 0,6 **Рис. 66. Влияние режима на¬
сыщения на концентрацию уг¬
лерода в твердом растворе и
содержание остаточного аусте¬
нита в цементованном слое
стали 25ХГТ (режим Б):/ — % С в твердом растворе стали
без отпуска; 2 — % С в твердом
растворе стали после низкого отпу¬
ска; 3— % остаточного аустенита
после отпуска; сплошная линия —
насыщение без промежуточного
охлаждения; штриховая — с проме¬
жуточным охлаждениемцентрации углерода в твердом растворе в связи со сни¬
жением содержания углерода по глубине слоя, начиная
с расстояния от 0,2—0,3 мм от поверхности. Очевидно,
что для стали, обработанной по режиму В, резкое паде¬
ние концентрации углерода в твердом растворе можно
объяснить только уменьшением содержания легирую¬/о40
30 |I20Бсэ£10 {124
щих элементов, особенно хрома, в аустените, в резуль¬
тате чего повышаются точки Мн и М/с, и содержание
остаточного аустенита после закалки падает почти до
нуля. Аналогичным образом и уменьшение у поверхно¬
сти содержания углерода в твердом растворе (при пол¬
ном отсутствии или весьма небольшом снижении общего
содержания углерода) вызывает повышение критической
скорости охлаждения в периферийной зоне, которая так¬
же связана со снижением концентрации легирующих
элементов в аустените.Рис. 67. Влияние режи¬
ма насыщения на кон¬
центрацию углерода в
твердом растворе и со¬
держание остаточного
аустенита в цементован¬
ном слое стали 25ХГТ
(режим А, обработка в
производственных усло¬
виях) :/ — % С в твердом растворе
после отпуска; 2 — % оста¬
точного аустенита после от¬
пуска;Ф — # — обработка в безму-
фельном агрегате; 0 — 0
обработка в муфельной печи. J ! 1
1 |1На рис. 67 приведены результаты рентгеноструктур¬
ного анализа образцов, обработанных в безмуфельном
агрегате при использовании эндотермической атмосфе¬
ры, а также в новой муфельной печи с использованием
богатого метаном газового карбюризатора. Обработка
обеих партий образцов производилась по режиму А. Де¬
фекты на поверхности (падение концентрации углерода
в твердом растворе и высокое содержание остаточного
аустенита) у образцов, обработанных в эндотермической
атмосфере, наблюдается только на глубине 0,01 мм от
поверхности, а при использовании карбюризатора, бога¬
того метаном, дефектов вообще не наблюдается.125
ПРОКАЛИВАЕМОСТЬ ЦЕМЕНТОВАННОГО СЛОЯДля изучения прокаливаемости цементованного слоя
использовались образцы диаметром 20 мм, которые пос¬
ле цементации и подстуживания подвергали торцовой
закалке без последующего низкого отпуска. Боковые
поверхности образцов шлифовали на глубину 0,2, 0,4 и
0,6 мм\ одну боковую поверхность оставляли нешлифо¬
ванной.При шлифовании образцов выбирали такие режимы
обработки, при которых нагрев поверхности не превы¬
шал 100° С, чтобы полностью исключить прижоги при
шлифовании во избежание изменений структуры и твер¬
дости образцов. Поверхность последних после шлифо¬
вания проверяли специальным травлением на отсут¬
ствие прижогов.После шлифования измеряли твердость вдоль обра¬
зующей в четырех зонах на глубине 0; 0,2; 0,4 и 0,6 мм
от поверхности образца, затем строили диаграммы про¬
каливаемости в координатах твердость по Виккерсу при
нагрузке 10 кг— расстояние от торца в милли¬
метрах.Поскольку для каждого режима химико-термической
обработки определяли концентрацию углерода в слое
на послойных образцах, диаметр которых был равен
также 20 мм, были созданы условия для определения
средней концентрации углерода на расстоянии 0; 0,2;
0,4 и 0,6 мм от поверхности образца, подвергаемого тор¬
цовой закалке. При этом для поверхностного слоя ,без
шлифования принимали концентрацию углерода в об¬
разце на глубине 0,05 мм, для поверхности, сошлифо-
ванной на 0,2 мм, соответственно концентрацию углеро¬
да на глубине 0,25 мм, для поверхности, сошлифованной
на 0,4 мм — на глубине 0,45 мм и на поверхности, со¬
шлифованной на 0,6 мм, на глубине 0,65 мм послойного
образца.Таким способом устанавливали влияние режима
химико-термической обработки и концентрации угле¬
рода на прокаливаемость.Оценочным критерием прокаливаемости была приня¬
та критическая скорость закалки (vKP)> которую опре¬
деляли по диаграмме прокаливаемости как скорость
охлаждения, при которой в цементованном слое обеспе¬
чивается твердость не менее HRC 61 (HV 750). Ниже126
приведены значения скорости охлаждения в зависимо¬
сти от расстояния ст торца на образцах торцовой за¬
калки.Расстояние 1,5 3,0 4,5 6,0 7,5 9,0 10,5 12,0 15,0 18,0 2Г24 27
от торца в
ммСкорость 330 110 55 40 33 27 22 18,0 13,0 9,07,5 5,5 5,0
охлаждения
Э град/секГетерогенность в распределении легирующих элемен¬
тов между фазами, обусловленная карбидообразованиемРис. 68. Прокаливаемость цементованного слоя стали 25ХГТ в за¬
висимости от режима химико-технической обработки при различной
концентрации углерода в слое:1 — режим А; 2 — режимы Б и В; — режим А; Л — режим Б; X — режим Впри применении комбинированных циклов насыщения,
распространяется на расстояние 0,2—0,3 мм от поверх¬
ности, поэтому имелись все основания считать, что фа¬
зовый состав цементованного слоя на расстоянии более
0,3 мм от поверхности на образцах, подвергнутых насы¬
щению при комбинированных циклах (по режимам Б
И В), следует приравнять к фазовому составу слоя, по¬
лученного при цементации по режиму А.Сводные результаты исследования прокаливаемости
приведены на рис. 68. При оптимальном содержании
углерода в слое (0,8—1,0%) критическая скорость за¬
калки для режима А составляет 3—20 град/сек, а для127
режимов Б и В при той же концентрации углерода в
слое — колеблется в широких пределах — от 12 до
330 град!сек. Таким образом, использование комбиниро¬
ванных циклов насыщения |(режима Б и особенно режи¬
ма В) приводит к резкому уменьшению прокаливаемо¬
сти цементованного слоя по сравнению с прокаливае-
мостью, характерной для режима Л, при насыщении с
постоянным углеродным потенциалом 0,8—1,0%.Повышение оптимальной концентрации углерода на
поверхности стали сверх 1% приводит к значительному
уменьшению прокаливаемости слоя и при цементации
по режиму А. Так, например, при содержании в слое
1,3% С vкр составляет 25—50 град/сек. Это объясняется
образованием карбидов в периферийной зоне при этих
концентрациях углерода, развитием гетерогенности по
содержанию легирующих элементов в различных фазах
и воздействием карбидов в качестве дополнительных
центров превращения аустенита при закалке.МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ЦЕМЕНТОВАННОЙ СТАЛИОценку прочностных свойств цементованной стали
производили по сопротивлению изгибу при статической
нагрузке, сопротивлению удару при изгибе; сопротивле¬
нию усталости при повторном переменном изгибе и по
контактной выносливости. Испытания на изгиб при ста¬
тической нагрузке производили на образцах 15Х15Х
ХЮО мм с расстоянием между опорами 80 мм.Напряжение при изгибе в упругой области подсчи¬
тывали по формуле_ М = 6Р/
и W 46Я2При нагружении фиксировали также стрелу прогиба
перед началом разрушения, которая почти для всех об¬
разцов составляла 1—2 мм. Ударные испытания произ¬
водили на цементованных образцах размерами ЮХЮХ
Х55 мм без надреза на копре с запасом энергии 10 кГ-м.
Испытания на усталость образцов с минимальными диа¬
метрами 7 мм производились на машине МУИ при
6000 об/мин. Эскиз образца для испытания на усталость
приведен на рис. 69.128
биРис. 70. Влияние режимов химико-термической обработки и концен¬
трации углерода в слое на предел прочности при изгибе цементован¬
ной стали:/ — режимы А, Б; 2 — режим В.Рис. 71. Влияние режимов химико-термической обработки и концен¬
трации углерода в слое на предел усталости цементованной стали:
1 — режим А; 2 — режим Б; 3 — режим В5 И. С. Козловский
Таблица 27КонцентрацияГлубинаСодержа¬
ние угле¬Механические свойства после химико-Глубина
слоя сРежимКарбюризаторуглерода в
слое дляслоя до
содер¬
жания
0,4% Стермической обработкиразличныхэтаповрода на
поверхно¬HRCа и ваи в<*-1
в кГ{ммътроостит-
ной сеткойнасыщения
в %в ммсти в %кГ/мм*ЯкГм/см2в мкЭндогаз с добавкой город¬ского газа (безмуфель-8010ный агрегат)0,8—0,80,80,7560,52203,7Городской газ (муфель¬85ная печь) .0,8—0,80,80,8602404,50Эндогаз с добавкой про¬пана (трубчатая печь).1,3—1,30,91,271393,6600Твердый ....0,8—0,80,60,8592823,98310АЭндогаз с добавкой про¬пана (трубчатая печь) .1,2—1,21.01,13592061,7—0Твердый 	1,46—1,461,11,4657,5140——0Эндогаз с добавкой про¬пана (трубчатая печь) .1,0—1,01,01,0612063,4740Твердый ...1,8—1,81,21,8159,51350,8555—Эндогаз с добавкой при¬родного газа (безму-0,851,758913фельный агрегат)0,8—0,80,959200То же .0,8—0,80,70,85591931,758513Твердый1,3—0,80,70,8659,52103,672,50сТо же .1,3—0,80,90,8558,52103,6670D»1,3— 0,80,70,78582232,3690»1,3—0,80,780,78592654,479141 11 1
111 !1 11 11 11Городской газ (муфельная
печь) 	1,1—>1,10,90,80581982,0740Городской газ (муфельная
печь)1,1—1,10,80,85591803,0	0Твердый1.3—1.31,00,9257,52332.364,50То же .1,3—1,31,20,8057,52021,74750в» 	1.7—1,71,20,9557,51311,5500Городской газ (муфельная
печь) 	1,1—1,11,30,60582103,6500Городской газ (муфельная
печь) 	1,1—1,11,20,8259,52012,7480Эндогаз с добавкой про¬
пана (трубчатая печь).1,3—1,30,91,0582454,657,50То же	1,3—0,80,80,83571714,862,50Городской газ (шахтная
печь)1,0-1,01,00,6057,52055,4760Твердый 	1,0—1,01,10,&057,52032,6750Городской газ (шахтная
печь) 	1,1—1,10,60,53592214,5760гЭндогаз с добавкой го¬
родского газа (безму-
фельный агрегат) .
Твердый
То же .1,0-*0,8
1,0-0,81,00,90,790,8059,52201823.72.76775200» 	1,0-1,00,90,82592064,5840П1Эндогаз с добавкой го¬
родского газа (безму-
фельный агрегат) .
Твердыйэимечание. Обезуглерожив1,0—0,8
1,3-0,8ание при закали1,01,0:е наблюдалс0,710,70>сь только при цеме!234207нтации по р<3,33,15гжимам В и6153г.2020
Результаты испытаний цементированных образцов из
стали 25ХГТ приведены в табл. 27 и на рис. 70, 71.Анализ полученных данных позволяет сделать сле¬
дующие выводы.Наиболее высокими значениями предела прочности
при изгибе обладает сталь после обработки по режиму А
без снижения углеродного потенциала в процессе насы¬
щения и в процессе подстуживания перед закалкой. При
концентрации углерода в слое 0,8% среднее значение
<т„=230 кГ/мм2. Обработка по режиму Б при снижении
углеродного потенциала в процессе длительного насыще¬
ния обеспечивает также высокие значения аи■ При обра-
работке по режиму В со снижением углеродного потен¬
циала в процессе подстуживания перед закалкой
наблюдается значительное уменьшение сг„ (см. рис. 70).
При содержании в слое 0,8% С среднее значение аи сни¬
жается до 190 кГ/мм2.Ударная вязкость образцов после обработки их по
различным режимам практически одинакова — 2,0—4,5	кГм/см2 при содержании в слое 0,8% С. Вместе с этим
для режима В характерно несколько большее рассея¬
ние крайних значений ударной вязкости.Предел усталости при изгибе g_i достигает макси¬
мальных значений (85 кГ/мм2) после обработки по
режиму А. При обработке по режиму Б a_i снижается
до 72 кГ/мм2. Самые низкие значения предела устало¬
сти (60 кГ/мм2) наблюдаются после обработки по ре¬
жиму В, с понижением углеродного потенциала в про¬
цессе подстуживания под закалку *(см. рис. 71).Прочностные показатели после обработки стали по
режиму Г (с повторным нагревом под закалку с пони¬
жением содержания углерода в слое при нагреве), как
видно из табл. 27, показали большой разброс данных:
а„= 1824-234 кГ/мм2, а = 2,7 ч- 5,4 кГм/см2, a_i =
= 53-:-84,5 кГ/мм2. Учитывая, что указанный режим не
может являться перспективным для массового произ¬
водства как из-за увеличения деформации шестерен
при повторном нагреве и последующей закалке и труд¬
ности автоматического регулирования взаимодействия
печной атмосферы с поверхностью нагретой стали при
данном режиме, так и вследствие получения нестабиль¬
ных показателей прочности, режим Г в дальнейшем
детально не исследовался.132
tT X5Q	M^	Y7S>>>>>971цшр3]>„ 1
иДля определения Контактной выносливости образцы
испытывали при трении II рода на машине МКВ-К [80].
Схема машины приведена на рис. 72. Испытуемый об¬
разец диаметром 8 мм вращался со скоростью
10 000 об/мин между двумя дисками диаметром 148 мм,
изготовленными из стали ШХ15 с твердостью
HRC 60—62. Диски были консольно закреплены на ва¬
лах. Корпус ведущего вала
установлен жестко на «плите
машины и соединен с элек¬
тродвигателем, корпус ведо¬
мого вала укреплен шар¬
нирно. Машина работала по
принципу фрикционной пе¬
редачи с двухцикличным на¬
гружением за 1 оборот об¬
разца. Поверхность образ¬
цов соответствовала 10-му
классу чистоты.Испытания производили
при нагрузках, обеспечива¬
ющих контактные напряже¬
ния 525 или 560 кГ/мм2. Для
получения сопоставимых ре¬
зультатов образцы, обрабо¬
танные. по различным режи¬
мам, подвергали испытанию
при постоянной наладке ма¬
шины, без смены колец. Ис¬
пытание каждого образца
производили на пяти до¬
рожках.Были сопоставлены два режима газовой цементации
с обработкой по циклу В в муфельной печи и с обра¬
боткой по режиму А в безмуфельном агрегате.В результате испытаний было установлено, что при
контактном напряжении 525 кГ/мм2 среднее количество
циклов до появления питтингов на поверхности образца
равно 23,98 млн. циклов при обработке по схеме В и
132,35 млн. циклов при обработке по режиму А.Указанные средние значения выносливости получены
из пяти испытаний образцов, обработанных по режиму В
и из семи испытаний образцов, обработанных по режи¬Рис. 72. Принципиальная
схема машины МКВ-К для
исследования контактной
выносливости:1 — счетчик оборотов; 2 — непо¬
движный корпус; 3 — корпус
подшипника; 4 — нагружающее
устройство; 5 — кольца;разец6 — об-133
му А. При этом для режима В были получены колеба¬
ния числа циклов для отдельных испытаний в пределах
от 10,7 до 62,7 млн. циклов, а для режима А — в преде¬
лах от 92,5 до 228,7 млн. циклов. Испытания контакт¬
ной выносливости подтвердили значительное снижение
показателей прочности стали, цементованной по режи¬
му В.Если проанализировать данные о влиянии концен¬
трации углерода в слое на показатели прочности, то
становится очевидным, что при увеличении содержания
углерода свыше 1% все показатели прочности сущест¬
венно снижаются при любом режиме химико-термиче¬
ской обработки.С другой стороны, уменьшение содержания углеро¬
да в слое ниже 0,8% неприемлемо, поскольку при этом
становится затруднительно обеспечить требуемую высо¬
кую твердость поверхности цементованной стали
(HRC 59—62). Следовательно, ранее установленное по¬
ложение о том, что на поверхности цементованной стали
концентрация углерода должна находиться в пределах
0,8—1% [36], подтверждается. Однако для показателей
прочности цементованной стали важно не только абсо¬
лютное значение оптимальной концентрации углерода в
слое. Существенное значение имеет и метод получения
оптимальной концентрации углерода в слое. При этом
установлено, что при определенных режимах, широко
используемых в настоящее время на практике (режим
В и частично для стали 25ХГТ режим Б), прочность
стали значительно снижается, хотя концентрация угле¬
рода на поверхности достигает оптимальных значений
(0,8-1,0).
ВЛИЯНИЕ ВНУТРЕННЕГО ОКИСЛЕНИЯ
НА ПРОЧНОСТЬ ЦЕМЕНТУЕМЫХ СТАЛЕЙСУЩНОСТЬ ПРОЦЕССА ВНУТРЕННЕГО ОКИСЛЕНИЯ
ПРИ ЦЕМЕНТАЦИИ СТАЛЕЙНагрев легированных сталей при высоких температу¬
рах в атмосфере, содержащей двуокись углерода, водя¬
ные пары или кислород в ряде случаев сопровождается
не только образованием окислов железа на поверхности,
но и развитием слоя окислов легирующих элементов,
расположенных в металлической основе, под окалиной.
Слой окислов в металлической основе часто образуется
и при нагреве в атмосфере, содержащей кислород, но не
вызывающей наружного окисления стали.Такое явление, названное внутренним окислением,
было обнаружено впервые в 1940 г. при окислении мед¬
ных сплавов и достаточно подробно исследовалось впо¬
следствии применительно к этим сплавам [103, 131, 132,
133]. Внутреннее окисление в легированных сталях изу¬
чено менее детально [138, 148, 139, 121]. Этот процесс
является следствием диффузии кислорода в сталь и
последующего образования окислов легирующих эле¬
ментов.Для развития внутреннего окисления необходимо,
чтобы металл-растворитель (железо) хорошо поглощал
кислород и чтобы легирующие элементы имели большее
средство к кислороду, чем основной металл (железо).По вопросу о растворимости кислорода в железе
имеются различные данные. В соответствии с данными
работы [141], растворимость кислорода в a-железе из¬
меняется от 0,03% при 910° С до 0,005% при 650° С; в
у-железе растворимость кислорода весьма мала и со¬
ставляет примерно 0,002%. По данным [142], на раство¬
римость кислорода в железе весьма существенно влияет
незначительное количество примесей (рис. 73).135
Получить расчетным путем данные о глубине вну¬
треннего окисления в стали весьма затруднительно, по¬
этому наибольший интерес представляют результаты
экспериментальных исследований применительно к ста¬
лям с различным содержанием легирующих элементов.
В работе [139] показано, что между глубиной слоя вну¬
треннего окисления б и длительностью нагрева t наблю¬
дается параболическая зависимость, которая характерна
для диффузионных процессов. При этом глубина слоя б
определяется уравнениемб2 = а/.	(16)Значения коэффициента пропорциональности а в
уравнении (16) изменяются в зависимости от темпера¬
туры нагрева, содержа¬
ния различных легирую¬
щих элементов и состава
атмосферы.Глубина слоя прямо
пропорциональна дли¬
тельности нагрева, темпе¬
ратуре нагрева и содер¬
жанию паров воды в ат¬
мосфере. При повышении
концентрации таких леги¬
рующих элементов, как
Si, А1, Сг, глубина слоя
окисления уменьшается,
вероятно, из-за образова¬
ния защитной окисной
пленки на поверхности
стали, препятствующей
развитию внутреннего
окисления.Ниже приведены дан¬
ные о влиянии концентра¬
ции легирующих элементов на глубину слоя внутренне¬
го окисления при нагреве различных легированных
сталей до 940° С в течение 20 ч в смеси порошков Fe +
+ РегОз.Содержание легирую¬
щих элементов встали в % .... 0,24 Si 0,55 Si 0,70 Si 0,37 Сг 1,0 Сг
Глубина слоя внутрен¬
него окисления в мк 61	45	44	64	32
136Рис. 73. Растворимость кислорода
в железе:/ — чистое железо, полученное методом
зонной плавки; 2 — электролитическое
железо после предварительного нагрева
при 1200° С в атмосфере водорода;
3 — электролитическое железо после
предварительного нагрева при 800° С в
атмосфере водорода
При исследовании сталей, легированных марганцем;
было установлено, что явно выраженная зона внутрен¬
него окисления при нагреве в интервале 850—940° С на¬
блюдается только у стали, содержащей 1,0% Мп; в ста¬
ли с 0,4% Мп заметная зона внутреннего окисления не
выявлена [139].При одинаковой длительности нагрева зависимость
между глубиной слоя внутреннего окисления б и темпе¬
ратурой Т выражается уравнениемlg6’ = A+C,	(17)где b и С — константы.Обобщение экспериментальных данных для сталей,
легированных кремнием в количестве до 1,6%, позволи¬
ло установить следующую зависимость между глубиной
слоя б и содержанием кремния в стали при нагреве до
1060° С:Jg^L = 13220 + 009ба + 12б8>	^18)где б — глубина внутреннего окисления в микронах;
о — содержание кремния в атомных %;
t —длительность нагрева в ч;Т — температура в °К.Исследования микроструктуры в зоне внутреннего
окисления сталей, легированных кремнием, показали, что
в a-фазе при нагреве до температур ниже 650° С окис¬
ление развивается только по границам зерен; при тем¬
пературах 820—900°С в у'фазе окисление распростра¬
няется по всему объему зерен; при температурах 910—
1060° С в уфазе наблюдается граничная диффузия кис¬
лорода, и внутреннее окисление развивается преимуще¬
ственно по границам зерен; только при температуре
выше 1060° С кислород диффундирует по всему объему
зерна.Процессы внутреннего окисления разделяются на три
стадии: 1) образование атомарного кислорода на по¬
верхности стали при взаимодействии железа и кислоро¬
да, содержащегося в атмосфере печи; 2) диффузия кис¬
лорода через кристаллическую решетку к фронту
реакции; 3) соединение кислорода с легирующим эле¬
ментом. Для образования окислов легирующих элемен¬
тов необходимо, чтобы свободная энергия образования137
окислов легирующих элементов была ниже свободной
энергии образования окислов железа. Кроме того, для
образования внутреннего окисления необходимо, чтобы
способность к диффузии в кристаллической решетке же¬
леза у образовавшихся окислов была ниже, чем у кис¬
лорода. Рассмотрим как влияют различные легирующие
элементы в стали на процессы внутреннего окисления
при нагреве в эндотермической атмосфере до темпера¬
тур термической обработки.Эндотермическая атмосфера, применяемая для хими¬
ко-термической обработки с автоматическим регулирова¬
нием углеродного потенциала, имеет следующий средний
состав в % при точке росы—10°С: 40% Н2; 20% СО;атмосфере С02 и водяной пар (Н20) вызывают окисле¬
ние стали. Реакции окисления металла в контролируе¬
мой атмосфере в общем виде можно представить в видеВ указанных гетеорогенных реакциях равновесие
достигается при определенном соотношении парциаль¬
ных давлений газов, находящихся в левой и правой ча¬
сти уравнений (19) и (20), в зависимости от темпера¬
туры нагрева. При этом взаимодействие определяется
двумя величинами Р\ и Я2, характеризующими отноше¬
ние парциальных давлений газовых компонентов:Наибольшая вероятность равновесного состояния си¬
стемы определяется минимальным значением величины
термодинамического изобарного потенциала системы
AZ0. Между постоянной равновесия КР и изобарным
потенциалом системы существует зависимостьгде Т — температура процесса в °К;4,575 —произведение газовой постоянной R на
2,302; последнее число является коэффици¬
ентом для перехода от нормальных к деся¬
тичным логарифмам.1,5% СН4; 0,5% С02; 37,72% N2; 0,28% Н20. В этойлМе -f Н20 ^ mMen/mOl/m + Н2;
лМе + С02 mMen/mOl/m + СО.(19)(20)(21)138
Для эндотермической атмосферы указанного выше
состава константы равновесия, выраженные через пар¬
циальное давление газов, имеют следующие значения:Рг=	=140; Р2 = -^= *°=40.рн,о 0,28	PCOi 0,5Соответственноlg Pi = 2,15; lgP2 = 1,60.Значения термодинамического потенциала реакций
окисления при нагреве железа и различных легирующих
элементов можно определить, пользуясь уравнениями,
предложенными на основе обработки результатов экс¬
периментальных данных [87].При этом для легирующих элементов, образующих с
железом твердые растворы замещения, было принято
конденсированное состояние вещества, так как до на¬
стоящего времени не имеется данных об активности этих
элементов в твердом растворе. Отсутствие таких харак¬
теристик объясняется значительной трудностью получе¬
ния надежных экспериментальных данных при весьма
малых концентрациях окисляющих газов (для хрома,
например, эти концентрации находятся в пределах
Ы0"4%); вследствие невысокой концентрации легирую¬
щих элементов в исследуемых сталях, образующиеся
твердые растворы приближаются к бесконечно разбав¬
ленным растворам, для которых может быть применен
закон Рауля. Поэтому имеются основания предполагать,
что принятое допущение не может существенно отра¬
зиться на точности получаемых результатов расчета,
тем более, что целью такого расчета является получение
данных о сравнительной способности легирующих эле¬
ментов к окислению в эндотермической атмосфере по¬
стоянного состава.Расчетные уравнения для констант равновесия К\ и
/С/ приведены в табл. 28, в этой же таблице приведены
логарифмы обеих констант равновесия для температуры
1200°К (927°С), наиболее широко применяемой при це¬
ментации сталей. При этом принято, что константы К\
и /Сг' характеризуют равновесие реакций окисления же¬
леза и легирующих элементов, соответственно в системе
Н20-Н? и С02—СО.139
Таблица 28Окис¬ляемыйэле¬ментТипокислаУравнения для расчета логарифма
констант равновесия приЗначения при
927° С♦ рн,Kl=^o/ рсо
*9 = 7;—
рсо41 sk[т'2FeTiSiМпСгWМоNiСиЕеОTiOSi02MnOСГ2О3wo2M002NiOCu20724Г“1—0,3915
18678Г-1—1 ^855
97487-1—1,778
73437—1—0,958
64887-1—1,481
13267-1—1,205
15837“i—l,753
—5757-1—1,305
—43137-1—0,456—966,27-1 + 1,546
—169877-1—0,308
80577-1—0,237
56537-1+0,593
47987-1+0,065
—3647-1+0,341
—1077-1—0,207
—22657-1+0,241
—60047-1+1,090+0,21
+ 13,7
+ 6,34
+5,17
+3,93
—0,1
—0,4
— 1,79
—4,06+0,75
+ 13,9
+5,47
+5,30
+4,07
+0,04
-0,22
—1,64
—3,91При принятой в данном случае системе обозначений
для Л и Р2 окисление металла происходит в том слу¬
чае, если lg/Ci' и lg /Сг' для реакций окисления опреде¬
ленного металла больше значения lgPi и lgP2. Таким
образом, если значение lg/Ci' больше 2,15 и lg^ боль¬
ше 1,60, то при нагреве в эндотермической атмосфере
данный элемент окисляется. При нагреве до 927° С в
эндотермической атмосфере термодинамически вероятно
окисление Ti, Si, Мп, Сг; не могут окисляться при ука¬
занных условиях W, Мо, Ni, Си.Как видно из табл. 28, константы равновесия для
железа менее указанных предельных значений lg/Y и
lg/Y, следовательно при нагреве в эндотермической
атмосфере окисления железа не может происходить.
Проверочные расчеты показывают, что такая зависи¬
мость сохраняется для всего практически применяемого
диапазона температур при термической обработке (700—
1000°С). Это означает, что при нагреве для термиче¬
ской обработки легированных сталей в эндотермической
атмосфере поверхностное окисление железа происходить
не может, т. е. на поверхности стали окалина вообще не
образуется. Однако при этом легирующие элементы Ti,
Si, Мп и Сг подвергаются внутреннему окислению
вследствие диффузии кислорода в сталь в процессе на¬
грева с образованием окислов этих элементов в поверх¬
ностном слое стали.140
Таким образом, стали легированные Si, Мп, Сг и Ti,
при нагреве в эндотермической атмосфере склонны к
внутреннему окислению. Как показали исследования,
внутреннее окисление оказывает значительное влияние
на прочностные свойства стали, в связи с чем исследова¬
ние процессов внутреннего окисления приобретает боль¬
шое практическое значение.Сравнительную оценку склонности различных эле¬
ментов к окислению в определенной атмосфере и при
заданной температуре удобно производить путем опре¬
деления так называемого потенциала окисления Р0,
представляющего собой разность между логарифмами
констант равновесия реакции окисления данного элемен¬
та К\ и К2 и логарифмами величины Рх и Р2, харак¬
терными для данной атмосферы и определяемыми по
парциальным давлениям газов. Тогда^i=lgKi'-lgPi; Po2 = lg^-lgР2.При положительных значениях Р0\ и Р02 атмосфера
является окисляющей, при отрицательных значениях —
восстановительной. Такие расчеты, а также значения по¬
тенциалов окисления при 927° С для эндотермической
атмосферы приведены в табл. 29.Таблица 29Эле¬ментыКонстанты равновесия
для реакции
окисления металловЗначения величины
lgP, и 1 gPt
для эндотермической
атмосферыПотенциалыокисленияlgK\1 gK2№№Ро,РогFe0,210,752,151,60— 1,94—0,85Ti13,713,92,151,60+ 11,55+12,30Si6,345,472,151,60+4,19+3,32Мп5,175,302,151,60+3,02+ 3,70Сг3,934,072,151,60+1,78+2 47W-0,1+0,042,151,60—2,25—1,56Мо—0,4—0,222,151,60—2,55—1,82Ni—1,79—1,642,151,60—3,84—3,24Си—4,06—3,912,151,60—6,21—5,51Обобщение полученных данных позволяет располо¬
жить легирующие элементы, окисляемые в эндотерми¬
ческой атмосфере, в соответствии с термодинамическими141
константами в следующий ряд по уменьшению их спо¬
собности к внутреннему окислению: Ti, Si, Мп, Сг. Эле¬
менты, у которых при нагреве в эндотермической атмо¬
сфере наблюдается восстановление окислов, распола¬
гаются по увеличению способности к восстановлению в
следующий ряд: Fe, W, Мо, Ni, Си.Применение комбинированных циклов насыщения
сталей, содержащих хром, марганец и титан, приводит
к значительной неоднородности распределения легирую¬
щих элементов в фазах цементованной стали, вследствие
чего прочностные показатели и прокаливаемость стали
резко понижаются по сравнению с показателями, харак¬
терными для насыщения с постоянным углеродным по¬
тенциалом (0,8—1,0%) по режиму А. При обработке по
режиму А предотвращается образование легированных
карбидов в периферийной зоне, расположенной на рас¬
стоянии до 0,2 мм от поверхности, и следовательно,
отсутствуют условия, вызывающие эту неоднородность в
распределении легирующих элементов и углерода в
твердом растворе.Дальнейшие исследования показали, что использова¬
ние режима А при насыщении является, хотя и обяза¬
тельным, но еще недостаточным условием для сохране¬
ния однородного строения периферийной зоны цементо¬
ванного слоя в сталях, легированных хромом
марганцем и титаном. Было установлено, что при цемен¬
тации указанных сталей значительно снижается концен¬
трация углерода в твердом растворе в зоне, простираю¬
щейся на глубине до 0,03 мм от поверхности (см.
рис. 64).Предварительные расчеты показывают, что для при¬
нятых условий химико-термической обработки (темпе¬
ратуры и длительности выдержки) глубина зоны со сни¬
женной концентрацией углерода в твердом растворе
практически одинакова с глубиной зоны диффузии кис¬
лорода в сталь и совпадает с экспериментально наблю¬
даемой глубиной слоя внутреннего окисления [139]. При
длительной выдержке стали в эндотермической атмо¬
сфере принципиально возможно внутреннее окисление
таких легирующих элементов, как хром, марганец и ти¬
тан, входящих в состав сталей, широко используемых в
практике.Имеются основания предполагать, что наиболее веро¬142
ятной причиной, вызывающей аномалии в строении пе¬
риферийной зоны (до 0,03 мм от поверхности) в стали,
обработанной по режиму А, является внутреннее окис¬
ление. Указанное предположение в дальнейшем подвер¬
галось экспериментальной проверке.Особенности строения периферийной зоны цементо¬
ванного слоя исследовались в работах [111, 135, 149,
115, 106]. При этом было установлено прежде всего су¬
щественное влияние кислорода. Так, например, после
цементации в углеродной атмосфере, не содержащей
кислорода (очищенный водород — 460 л и толуэн —10,5	г), на поверхности окислы вообще не наблюдались,
в то время как при использовании карбюризаторов, со¬
держащих кислород, внутреннее окисление было хорошо
заметным [111].Вопросы поглощения кислорода при цементации ста¬
ли были изучены также в работах [64, 41]. Из элемен¬
тов, входящих в состав стали, наибольшее влияние
приписывалось кремнию и алюминию [149] и даже же¬
лезу [115]. Однако в последующих работах высказыва¬
лись предположения о возможности внутреннего окисле¬
ния и таких легирующих элементов, входящих в состав
цементованной стали, как Сг, Si, W, Мо [111]. При
этом, однако, не была произведена количественная оцен¬
ка склонности к внутреннему окислению различных
элементов для условий, создающихся при цементации,
не были произведены необходимые расчеты по опреде¬
лению термодинамического потенциала окисления раз¬
личных элементов применительно к цементации стали в
эндотермической атмосфере. Недостаточно данных и о
влиянии внутреннего окисления на прочностные показа¬
тели цементованной стали. В работах [111, 139, 115,
149] этот вопрос вообще не изучался, имеющиеся экс¬
периментальные данные в работе [135] не позволили
авторам сделать четкие количественные выводы. Более
определенные количественные закономерности были по¬
лучены только в работе [106], в которой показано отри¬
цательное влияние внутреннего окисления на усталост¬
ную прочность цементованной стали.В связи с этим, в настоящем исследовании были
изучены особенности строения стали в зоне внутреннего
окисления, влияние состава газовой среды, а также хи¬
мического состава стали на процесс внутреннего окис¬143
ления и на прочность цементованной стали. Все опыты
проводили с использованием режима А, т. е. при посто¬
янном потенциале углерода, ибо применение режимов
Б и В, как это было показано выше, оказывает сущест¬
венное отрицательное влияние на прочность цементован¬
ной стали. Вследствие этого при химико-термической
обработке по режимам Б и В было бы невозможно уста¬
новить влияние на свойства стали только внутреннего
окисления без дополнительного воздействия других фак¬
торов.ОСОБЕННОСТИ СТРОЕНИЯ СТАЛИ В ЗОНЕ
ВНУТРЕННЕГО ОКИСЛЕНИЯОдной из характерных особенностей строения стали
в зоне внутреннего окисления является падение концен¬
трации углерода в твердом растворе на глубине до
0,03 мм от поверхности. Такая аномалия может быть
обусловлена переходом легирующих элементов, склон¬
ных к внутреннему окислению, из твердого раствора
замещения в окислы. В результате на указанной глубине
сталь становится нелегированной и при закалке в масле
(применяемой для легированных цементуемых сталей)
здесь могут образоваться немартенситные структуры
(бейнит, троостит закалки). Эта особенность строения
подтверждается данными рентгеноструктурного анализа.
Однако из-за сложности осуществления такого анализа
возникает необходимость в использовании более просто¬
го метода для установления наличия внутреннего окис¬
ления периферийной зоны в цементированной стали при
текущем контроле качества обработки деталей.Предварительное исследование показало, что наибо¬
лее простым и удобным методом является специальное,
легкое травление металлографических шлифов слабым
(0,4%-ным) раствором азотной кислоты в спирте в тече¬
ние 15 сек. В результате на поверхности стали выяв¬
ляется темная сетка, названная нами трооститной сет¬
кой, распространяющаяся на глубину до 0,03 мм, т. е.
на глубину зоны внутреннего окисления. Основная мар-
тенситная структура при таком легком травлении еще
не выявляется.Было установлено, что на поверхности шлифа совер¬
шенно не подвергавшегося травлению, сетка троостита,
как правило, не выявляется, а при полном травлении,144
выявляющем структуру мартенсита, трооститная сетка
на поверхности стали трудно различима, или же вообще
незаметна. Типовая структура трооститной сетки пока¬
зана на рис. 74.Структура зоны внутреннего окисления в цементо¬
ванной стали 25ХГТ исследовалась и на электронноммикроскопе. с*то исследо¬
вание было проведено
совместно с Т. Г. Расс
и Т. И. Пьянковой.После травления для
выявления только троос¬
титной сетки в зоне внут¬
реннего окисления, пре¬
имущественно по грани-
ам зерен выявляются
мелкие темные включе¬
ния, лредположительно
окислы легирующих эле¬
ментов (рис. 75). В зоне
без внутреннего окисле¬
ния при этом не наблюд<
структуры (рис. 75, б).Рис. 74. Типовая микрострук¬
тура трооститной сетки после
специального травления (Х400)гея существенных измененийРис. 75. Структура стали 25ХГТ с последующей закалкой и низким
отпуском. Травление для выявления трооститной сетки в 0,4%-ном
растворе HN03 в спирте:а — зона внутреннего окисления (серебряно-угольная реплика, Х8450); б — зо¬
на без внутреннего окисления (лаковая реплика, х11750)После обычного травления для выявления основной
структуры в слое, в периферийной зоне слоя с внутрен¬
ним окислением наблюдаются достаточно крупные ча-145
стйцы с пластинчатой ориентировкой, характерной для
структуры верхнего бейнита или троостита закалки
(рис. 76,а). Образование такой структуры на поверхно¬
сти свидетельствует о том, что в этой зоне критическая
скорость закалки стали была заметно выше, чем ско¬
рость охлаждения при закалке в масле. Это может бытьРис. 76. Структура стали 25ХГТ
после закалки и низкого отпуска.
Травление для выявления основ¬
ной структуры в 2%-ном растворе
HN03 в спирте:а — зона внутреннего окисления (лако¬
вая реплика, X11750); б — цементован¬
ный слой без внутреннего окисления
(лаковая реплика, Х8450); в—сердце-
вина цементованной стали (лаковая
реплика, Х5250)обусловлено уменьшением степени легированности аусте¬
нита перед охлаждением в связи с переходом в окислы
части легирующих элементов из твердого раствора в
процессе внутреннего окисления.Характерно, что в зоне слоя без внутреннего окисле¬
ния при исследовании под электронным микроскопом
наблюдается однородная дисперсная структура мартен¬
сита без заметных выделений карбидных частиц
(рис. 76,6). Для сравнения на рис. 76, б приведена элек¬
тронномикроскопическая структура сердцевины цементо¬
ванной стали 25ХГТ, представляющая собой бейнит с
характерными выделениями карбидных частиц с иголь¬
чатой ориентировкой.146
Таким образом, при исследовании структуры на
электронном микроскопе подтверждается обеднение ле¬
гирующими элементами твердого раствора в периферий¬
ной зоне слоя при внутреннем окислении. Вследствие
этого прокаливаемость стали в указанной зоне резко
снижается, и на поверхности при закалке образуются
немартенситные структуры. Образование немартенсит-
ных структур в зоне внутреннего окисления подтверж-HV800700600О	32	64	96 мкРис. 77. Влияние внутреннего окисления на микро¬
твердость периферийной зоны цементованного слоя
сталей 25ХГТ и 25Х05М05:1 — сталь 25Х05М05 без трооститной сетки; 2 — сталь 25ХГТ
с трооститной сеткой глубиной 0,02 ммдается также и результатами измерения микротвердости
(рис. 77), из которых видно, что в области внутреннего
окисления микротвердость при закалке снижается на
Н V 250.Данные рентгеноструктурного анализа также пока¬
зывают, что при внутреннем окислении резко падает
концентрация углерода в твердом растворе, т. е. на по¬
верхности стали при закалке образуются немартенсит¬
ные структуры (см. рис. 64, 67).ВЛИЯНИЕ СОСТАВА ГАЗОВОЙ СРЕДЫ
НА ВНУТРЕННЕЕ ОКИСЛЕНИЕ
|И ПОКАЗАТЕЛИ ПРОЧНОСТИ СТАЛИКак было показано, внутреннее окисление при хими¬
ко-термической обработке сталей, содержащих хром,
марганец и титан, приводит к резкому снижению прока-
ливаемости периферийной зоны в цементованной стали.
При изучении влияния состава газовой среды на вну¬
треннее окисление производилась химико-термическая147
обработка стали по режиму А в универсальной камерной
печи в эндотермической атмосфере с добавками город¬
ского газа. При этом концентрация углерода на поверх¬
ности обеспечивалась в пределах 0,75—0,95%, глубина
слоя составляла 0,7—1,0 мм. Закалку в масле произво¬
дили без контакта нагретых деталей с воздухом.Результаты, полученные при цементации в универ¬
сальной печи, сопоставлялись также с данными, относя-щимися к обработке в
'безмуфельных агрегатах
■с использованием эндо¬
термической атмосферы.
900 Для повышения закали-800J 750Рис. 79. Содержание углерода
в слое после обработки по ре¬
жиму, приведенному на рис. 78Рис. 78. Характеристика режи¬
ма обработки в безмуфельном
агрегате ЗИЛ при расходе эн¬
догаза 35 м*/ч, городского газа
8 мъ1ч:/ — температура печи; 2 — точка ро¬
сы атмосферы в печиваемости периферийной зоны применяли добавку
аммиака к газовому карбюризатору, в результате чего
осуществлялось дополнительное легирование слоя азо¬
том. Аналогичный метод был использован в работе
[106]. Аммиак подавался в рабочее пространство печи
в различных количествах в отдельные периоды про¬
цесса химико-термической обработки. При этом ис¬
следовались следующие варианты подачи: 1) подача
аммиака в количестве 2, 5 и 10% в тамбур печи за
10 мин до окончания процесса; 2) подача аммиака в ко¬
личестве 2, 5 и 10% в рабочее пространство печи за
10 мин до окончания процесса; 3) подача 1, 5 и 10% ам¬
миака в течение всего цикла химико-термической обра¬148
ботки. Этот режим фактически представляет собой
нитроцементацию при 930° С, он был использован только
при обработке малолегированной стали 15Г, поскольку
все другие режимы добавки аммиака оказались малоэф¬
фективными для ликвидации трооститной сетки, харак¬
теризующей наличие внутреннего окисления.Рис. 80. Характеристика режи¬
ма обработки в универсальной
герметизированной печи при
расходе эндогаза 2,9 мъ/ч, го¬
родского газа 0,15 м3/ч с до¬
полнительной подачей 10% ам¬
миака в камеру печи за 10 мин
до окончания процесса:1 — температура печи °С; 2 — точка
росы генератора; 3 —точка росы
атмосферы печиРис. 81. Содержание углерода
и азота в слое после обработки
по режиму, приведенному на
рис. 80Характеристика некоторых типовых режимов химико¬
термической обработки и данные о концентрации угле¬
рода и азота в слое приведены на рис. 78—81. Типовые
микроструктуры слоя после обработки в различных
условиях приведены на рис. 82.Сводные результаты определения глубины внутренне¬
го окисления и показателей прочности приведены в
табл. 30, 31 и на рис. 83, 84.Данные табл. 30 относятся к обработке стали 25ХГТ
с зерном 8 по режиму А (цементация при 930° С с под-
стуживанием до 850°С), а в табл. 31 сопоставляется
глубина слоя сетки троостита и механические свойства
ряда других легированных сталей после обработки их
по режиму, принятому для стали 25ХГТ. В качестве
карбюризатора применяли эндогаз с добавкой городско¬
го газа; цементацию проводили в универсальной
печи.149
Рис. 82. Микроструктура цементованного слоя (травление 2%-ной
азотной кислотой, Х400):а — сталь 25ХГТ, цементация в универсальной печи при 930° С, закалка с
850° С в масле, глубина слоя 0,8 мм, концентрация углерода 0,89%; б — сталь
25ХГМ, цементация в муфельной печи при 930° С, закалка с 850’ С, глубина
слоя 0,8 мм, концентрация углерода 1,14%; в — сталь 25ХГТ, цементация в
безмуфельном агрегате при 930° С, ступенчатая закалка в масле, глубина
слоя 0,8 мм, концентрация углерода 0,75%б-iкГ/мм290801060
500,6 0J 0,8 0,3 1,0 %СZшяШ/Щнш'W'1XРис. 83. Влияние глубины слоя
внутреннего окисления на проч¬
ность при изгибе цементован¬
ной стали 25ХГТ (обработка
по режиму А, концентрация уг¬
лерода в слое 0,7—1,0%, глу¬
бина слоя 0,8—1,1 мм, зерно 8):
/ — сетка троостита менее 0,013 мм;
2 — сетка троостита более 0,013 мм;
О — сетка менее 0,013 мм\ х — сет¬
ка более 0,013 ммРис. 84. Влияние глубины слоя
внутреннего окисления на пре¬
дел усталости цементованной
стали 25ХГТ (обработка по ре¬
жиму А, концентрация углеро¬
да в слое 0,7—1,0%, глубина
слоя 0,8—1,1 мм, зерно 8):1	— сетка троостита менее 0,013 мм;2	— сетка троостита более 0,013 мм;
О — сетка менее 0,013 мм; X — сет¬
ка более 0,013 ммбикГ/мн2Z40220Z00180160150
Таблица SOСодержание
на поверхно¬
сти в %МеханическиесвойстваКарбюризаторДобавкааммиакаСN,Глубина слоя
в ммГлубина сетки
троостита в мкма*С*• Д
to4*оVки*кАгН1ьЭндогаз с
добавкой
пропана
(трубчатая
печь)Нет1.0	1,002063,474Эндогаз с
добавкой
городского
газа (без-
муфельный
агрегат)Нет0,750,8102203,780ТвердыйНет0,7	0,6102823,983Эндогаз с
добавкойНет0,80—0,8-1,020—4,276городского
газа (уни¬0,80	0,8-1,020—3,569версальная1.0	1,3201991,9563,5печь)0,82	0,75202063,163,0Эндогаз с2% аммиака
в камеру
печи за
10 мин до
окончания
насыщения0,900,100,80123,482,5добавкой
городского
газа
(универсаль¬
ная печь)10% аммиака
в камеру
печи за
10 мин до
окончания
насыщения1.00,200,8503,583,52% аммиака
в тамбур
печи за
10 мин до
окончания
насыщения0,900,0120,81213,574,0151
Продолжение табл. 30Содержание
на поверх¬
ности в %МеханическиесвойстваКарбюризаторДобавкааммиакаСN,Глубина слоя
в ммм
8 ®яСЗ £X о
о о
>»о
ч о.
(—1 нСАьNS*я1XА•н1ЬЭндогаз с
добавкой
городского
газа (уни¬
версальная
печь с за¬
грузкой до¬
полнитель¬
ного балла¬
стного
металла)Нет0,920,8103,583,0Из приведенных экспериментальных данных видно,
что наиболее интенсивное внутреннее окисление наблю¬
дается при цементации в универсальной печи без добав¬
ки аммиака; при этих условиях глубина трооститной
сетки составляет в среднем 0,02 мм. Газовая цементация
в производственных условиях с использованием эндотер¬
мической атмосферы характеризуется значительно мень¬
шей интенсивностью внутреннего окисления, трооститная
сетка находится при этом в пределах 0,0—0,015 мм.
Аналогичная картина наблюдается и при цементации с
использованием богатого природного газа. Причиной,
вызывающей разницу в интенсивности внутреннего окис¬
ления, является различное соотношение между весом
деталей или образцов, обрабатываемых в производст¬
венных условиях и в лабораторной обстановке при
использовании универсальной камерной печи. Подсчеты
показывают, что в производственных агрегатах на еди¬
ницу обрабатываемых деталей, например шестерен
ЗИЛ-130, расход эндотермической атмосферы составляет
0,15 м3/ну а в универсальной печи в этих же условиях
расходуется 3,0 мг/ч.Типовая микроструктура трооститной сетки при до¬
бавке аммиака в тамбур печи приведена на рис. 85. Со-152
Таблица 31Марка сталиРазмерзернааусте¬нитаДобавка аммиакаСодержание
на поверхно¬
сти в %Глу¬
бина
слоя
в ммГлубина
сетки
троостита
в мкМеханические свойстваСN*VкГ/мм*анъ
кГ м/см*<Т	1 вкГ /мм*25ХГМ<м1соНет0,7—0,9201972,1565% в тамбур печи за
5 мин до окончания
насыщения0,900,021,0231982,55025ХГМТ8Нет0,69—0,80142282,76825ХГМТ810% в камеру печи за
10 мин до окончания
насыщения0,850,250,8302173,482,5
Продолжение табл. 31Марка сталиРазмерзернааусте¬нитаДобавка аммиакаСодержание
на поверхно¬
сти в %Глу¬бинаслоявммГлубина
сетки
троости-
та в мкМеханические стойстваСN,аи в
кГ/мм*вкГм/см*<Т	| вкГ/мм*25Х05Н05М02*6Нет1,0—0,8201772,75725Х05Н05М02* *6Нет0,85—0,8—1,1141902,06315Г1со5% в тамбур печи за
5 мин до окончания
насыщения0,900,010,8271091,05456-70,900,010,840—2,9453—41% в камеру печи в те¬
чение всего насыще¬
ния0.950,10,801111,05406—70,950,070,8131103,9565* закалка с 930° С.
** закалка с 840° С.
держание азота в наружной зоне составляет 0,012—
0,22%.На глубину трооститной сетки более эффективно
влияет добавка 2, 5 и 10% аммиака непосредственно в
камеру печи за 10 мин до окончания процесса. По мере
увеличения количества аммиака сетка уменьшается иРис. 85. Микроструктура
трооститной сетки в стали
25ХГТ. Обработка в универ¬
сальной печи, добавка в
тамбур 2% аммиака за
10 мин до окончания про¬
цесса, Х400при 10%-ной добавке сетка вообще не обнаруживается.
При этом содержание азота в наружной зоне 0,1—0,2%.Аналогичная картина наблюдается и при исследова¬
нии сталей 20ХГМТ, 20ХНМ, 25ХГР и 25Х05Н05М02.
После цементации без добавок аммиака глубина тро.о-
ститной сетки была 0,014—0,020 мм, при добавке аммиа¬
ка в тамбур глубина сетки почти не уменьшалась, а при
добавке аммиака в печь наблюдалось значительное
уменьшение глубины сетки.При цементации малолегированной стали 15Г с до¬
бавкой 5% аммиака в тамбур наблюдается весьма
интенсивное внутреннее окисление, глубина трооститной
сетки достигает 0,03 мм (рис. 86). Дальнейшие экспери-Рис. 86. Микроструктура троос¬
титной сетки в стали 15Г. Об¬
работка в универсальной печи,
добавка в тамбур 5% аммиака
за 5 мин до окончания процес¬
са, Х400155
Менты показали, что для этой стали заметное уменьше¬
ние сетки наблюдается только при непрерывной подаче
не менее 5% аммиака в камеру печи в течение всего
процесса насыщения, т. е. фактически при нитроцемен¬
тации при температуре 930° С. В этом случае на поверх¬
ности деталей концентрация азота составляла 0,2—0,5%.Предварительный анализ полученных результатов
показывает, что при глубине трооститной сетки до
0,013 мм прочностные показатели более высокие, чем
при глубине сетки более 0,013 мм.Анализируя данные, приведенные на рис. 83, 84,
можно сделать следующие выводы. На значения проч¬
ности при изгибе глубина трооститной сетки оказывает
некоторое влияние; при сетке глубиной 0,0—0,013 мм
минимальное значение ои в среднем на 5—10% выше,
чем при сетке глубиной более 0,013 мм (см. рис. 83).
Ударная вязкость цементованной стали практически не
зависит от величины трооститной сетки. Усталостная
прочность весьма существенно изменяется в зависимо¬
сти от величины трооститной сетки. Так, при глубине
сетки более 0,013 мм предел усталости равен 67 кГ/мм2,
а при сетке 0,0—0,13 мм — 82 кГ/мм2, т. е. a_i повы¬
шается на 20—25% (см. рис. 84).Снижение прочностных показателей при глубине
трооститной сетки более 0,013 мм наблюдается и в дру¬
гих марках сталей, содержащих хром, марганец и титан.
Таким образом, установлено, что увеличение глубины
трооститной сетки более 0,013 мм приводит к значитель¬
ному снижению предела усталости в цементуемых ста¬
лях. Необходимо учитывать, что внутреннее окисление
особенно опасно для деталей, у которых рабочая по¬
верхность не подвергается шлифованию после химико¬
термической обработки: такими деталями и являются в
первую очередь шестерни массовых машин (автомоби¬
лей, тракторов, станков).При кратковременной добавке аммиака невозможно
предотвратить неоднородность распределения легирую¬
щих элементов между фазами стали при использовании
экономически выгодного комбинированного цикла насы¬
щения. Использование же при этом насыщения по ре¬
жиму А с постоянным углеродным потенциалом 0,8%,
хотя и способствует ликвидации неоднородности в рас¬
пределении легирующих элементов, не может быть ре¬156
комендовано из-за увеличения длительности насыщения.При анализе влияния многочисленных факторов на
прочность цементуемой стали необходимо учитывать
также и отрицательное воздействие крупного наследст¬
венного зерна, особенно резко проявляющееся при вы¬
сокой твердости, характерной для цементованной стали.
Снижение прочности в наследственно крупнозернистой
стали проявляется вне зависимости от влияния других
факторов. Это убедительно иллюстрируется данными,
относящимися к сталям 20ХНМ и 15 ГПредел усталости в крупнозернистой стали 20ХНМ
(балл 2—4) равен только 59 кГ/мм2, несмотря на то,
что трооститная сетка менее 0,013 мм. Однако у мелко¬
зернистой стали (балл 5—7) при такой же глубине сет¬
ки предел усталости резко возрастает — до 83 кГ/мм2.
Аналогичная картина наблюдается и для стали 15Г
(см. табл. 31). При крупном зерне (балл 3—4) ударная
вязкость понижена до 1,0—1,2 кГм/см2 вне зависимости
от глубины трооститной сетки; то же относится и к пре¬
делу усталости, величина которого низка (32—
40 кГ/мм2) у крупнозернистой стали даже и при пол¬
ном отсутствии трооститной сетки. Вместе с этим в мел¬
козернистой стали (балл 6—7) ударная вязкость и пре¬
дел усталости по абсолютным значениям намного выше,
чем у крупнозернистой (ан= 2,9-^3,95 кГм/см2, a_i =45ч-
4-65 кГ/мм2). Весьма существенно отметить, что у мел¬
козернистой стали четко проявляется положительное
влияние снижения глубины трооститной сетки. При этом
ударная вязкость увеличивается с 2,9 до 3,9 кГм/см2, а
предел усталости с 45 до 65 кГ/мм2. Таким образом,
размер наследственного зерна в цементуемой стали дол¬
жен учитываться в качестве отдельного параметра, су¬
щественно влияющего на прочность.Кроме определения прочности при изгибе, ударной
вязкости и предела усталости, были проведены исследо¬
вания контактной выносливости цементуемых сталей.
При постановке такого исследования учитывалось, что
на контактную выносливость оказывает отрицательное
влияние режим насыщения В, при использовании кото¬
рого наблюдается падение концентрации углерода в
твердом растворе на расстояние до 0,2 мм от поверхно¬
сти. Чтобы исключить влияние этого фактора в настоя¬
щем исследовании, образцы обрабатывали по режиму А157
для получения концентрации углерода на поверхности,
равной 0,80—0,85%, при одинаковой глубине слоя 0,8 мм
и при твердости поверхности HRC 59—61. Содержание
остаточного аустенита в слое было 10—15%. Кроме того,
при установлении режима термической обработки образ¬
цов были приняты меры, к тому, чтобы исключить влия¬
ние на получаемые результаты и второго дефекта r
цементованном слое, а именно трооститной сетки на по¬
верхности. Для достижения
этой цели, в камеру универ¬
сальной течи вводили 5% ам¬
миака за 5 мин до окончания
процесса насыщения. При этом
на поверхности цементирован¬
ной стали не наблюдается об¬
разования трооститной сетки.Таким образом, при прове¬
дении серии опытов были при¬
няты меры к тому, чтобы
исключить влияние на показа¬
тели контактной выносливости
как первого, так и второго де¬
фекта в строении периферий¬
ных зон цементованного слоя.
Испытания производились три
напряжении 560 кГ/мм2. Наи¬
больший интерес представляло
установление влияния твердости сердцевины на контакт¬
ную выносливость цементованной стали, ибо результаты
всех ранее проведенных испытаний в этом нашравлении
могли быть искажены за счет отрицательного значения
дефектов строения цементованного слоя, наличие кото¬
рых установлено в данном исследовании. Испытанию
подвергали стали с различной твердостью сердцевины
при сохранении оптимального строения цементованного
слоя. Стали были легированы хромом, молибденом, ни¬
келем.Результаты испытаний приведены на рис. 87, где
каждая точка соответствует среднему значению из ше¬
сти испытаний.Как видно из полученных данных, в том случае, если
обеспечивается оптимальное строение слоя, то при при¬
нятых методах испытания контактная выносливостьII4о2/'/100 300 S00HB
Твердость сердцевиныРис. 87. Зависимость между
контактной выносливостью
и твердостью сердцевины
цементованной стали:
точка 1 — сталь 20М02; точ¬
ка 2 — сталь 30М04; точка 3 —
сталь — 35ХМ02: точка 4 — сталь
40Х05Н05М02158
цементованной стали, вне зависимости от ее химическо¬
го состава, прямо пропорциональна твердости сердце¬
вины. Поэтому для повышения контактной выносливо¬
сти следует считать желательным увеличение твердости
сердцевины цементованной стали. Вместе с тем необхо¬
димо иметь в виду, что усталостная прочность при изги¬
бе повышается только при увеличении твердости серд¬
цевины до HRC 43.Указанные закономерности следует учитывать при
установлении норм для твердости сердцевины ответст¬
венных цементуемых деталей.ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА СОСТАВА
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЕЙПри цементации в эндотермической атмосфере сталей
типа 25ХГТ, 25ХГМ, и 20ХНМ всегда имеется опасность
образования трооститной сетки на поверхности, в связи
с чем усталостная прочность цементуемой стали может
значительно понизиться. Для предотвращения внутрен¬
него окисления, помимо изменения состава газовой
атмосферы при химико-термической обработке, можно
изменять химический состав цементуемой стали путем
введения в сталь легирующих элементов с меньшей
склонностью к внутреннему окислению, чем хром, мар¬
ганец, титан. Такими элементами являются W, Мо, Си,
Ni. Медь вызывает затруднения при горячей обработке
стали давлением и при плавке стали, в связи с чем она
не может быть рекомендована в качестве легирующей
добавки к высококачественной цементуемой стали. Ни¬
кель также нельзя использовать в данном случае из-за
склонности цементуемых сталей, содержащих выше 1%
Ni, к образованию чрезмерно большого количества оста¬
точного аустенита при непосредственной закалке с под-
стуживанием, а также из-за дефицитности этого эле¬
мента.Таким образом, наиболее перспективным легирую¬
щим элементом для цементуемых сталей является
молибден, который не подвержен внутреннему окисле¬
нию в эндотермической атмосфере и в то же время весь¬
ма эффективно повышает прокаливаемость стали [48,
110]. Вольфрам как элемент ,менее энергично повышаю¬
щий прокаливаемость, первостепенного интереса не159
представляет, хотя принципиально его использование
возможно.При исследовании превращений в сталях, легирован¬
ных молибденом, было установлено, что устойчивость
аустенита при перлитном превращении резко возрастает.
Так, устойчивость аустенита стали с 0,85% С и 0,8% Мо
при 600°С в 2,5-104 раз выше, чем в углеродистой ста¬
ли [107, 49, 25]. Прокаливаемость стали при добавке
молибдена резко повышается. Вместе с этим имеются
данные, что на скорость промежуточного превращения
молибден не оказывает существенного влияния [70]. От¬
мечается также, что уже при 0,15% Мо в доэвтектоид-
ных сталях прекращается выделение феррита по грани¬
цам зерен при температурах превращения 510—675° С;
феррит в этом случае распределяется равномерно по
объему стали. Вместе с этим при температурах превра¬
щения 480—595° С выделения феррита становятся иголь¬
чатыми [97].Возрастание устойчивости аустенита в перлитном
интервале обусловлено необходимостью предварительно¬
го диффузионного перераспределения легирующих эле¬
ментов между ферритом и карбидной фазой. В табл. 32Таблица 32Содержа¬
ние эле¬
ментов
в %Температура превращения
595° СТемпература прев¬
ращения 650° СсМоСодержание
Мо в феррите
в %Содержание
Мо в карби¬
дах в %СтроениекарбидовСодержание
Мо в ферри¬
те в %Содержание
Мо в ^карби¬
дах bV/oСтроениекарбидов0,780,300,230,86(FeMo)3 С0,190,11(FeMo)s С0,740,510,312,08(FeMo)3 С0,103,04(FeMo)23 С,0,740,740,393,1240% (FeMo)3 С;
60% (FeMo)23Ce0,263,73(FeMo)23 С«0,801,020,404,4025% (FeMo)jC;
75% (FeMo)23Ce0,374,64(FeMo)23 С,приведены данные о распределении молибдена между
ферритом и карбидной фазой [98].Непосредственные измерения коэффициента диффу¬160
зии молибдена в феррите йф ив аустените Da позво¬
лили установить следующие зависимости [108]:59 ОООDa = 0,068е RT ;57 ОООD0 =-- 3,467f RT .Расчет по этим формулам показывает, что при 650° С
коэффициент диффузии молибдена в аустените меньше,
чем коэффициент диффузии углерода, в 5-105 раз. Оче¬
видно, что для создания столь неоднородной концентра¬
ции молибдена в аустените, связанной с концентрацией
его в карбидной фазе, при сравнительно низких значе¬
ниях коэффициента диффузии молибдена в аустените,
необходим значительный отрезок времени. Это и является
одной из причин, вызывающих резкое возрастание устой¬
чивости аустенита в перлитном интервале. В зависимо¬
сти от исходного содержания молибдена в стали весьма
существенно изменяется и строение карбидной фазы,
образующейся при перлитном превращении.Растворимость молибдена в цементите, в отличие от
хрома, довольно низкая и составляет только 1,13%
[126]. При более высокой концентрации молибдена об¬
разуется стабильный карбид с гранецентрированной
кубической решеткой, имеющий формулу (РеМо)2зСб,
так называемая и-фаза. Минимальное содержание мо¬
либдена в этом карбиде 3,4%, максимальное — 5,45%
[126]. Строение карбида (РеМо)2зСб весьма сложное —
на одну элементарную ячейку приходится 116 атомов, в
то время как в одной ячейке орторомбического цементи¬
та содержится только 16 атомов. Естественно, что для
образования структурной составляющей такого слож¬
ного строения требуется дополнительное время, а пото¬
му скорость перлитного превращения в этом случае
уменьшится еще больше.Экспериментальное исследование показывает, что в
стали с 0,77% С при повышении содержания молибдена
до 0,5% скорость образования зародышей уменьшается
в 103 раз; дальнейшее увеличение концентрации молиб¬
дена не влияет существенно на указанную вели¬
чину [126].Второй показатель, характеризующий процесс пре¬
вращения,— скорость роста — также уменьшается в 1026 И. С. Козловский161
раз при повышении содержания в стали молибдена до
0,4%; дальнейшее увеличение молибдена не оказывает
заметного влияния на показатель скорости роста. Если*
учесть, что в стали, содержащей свыше 0,5% Мо, карбид
(РеМо)2зСб образуется непосредственно из аустенита
при перлитном превращении в интервале 600—700° С
(минуя фазу образования легированного цементита),
то становится очевидным, что образование этой фазы
связано с наиболее значительным замедлением скорости
перлитного превращения.Таким образом, карбид (РеМо)гзСб с кубической
гранецентрированной решеткой весьма медленно выде¬
ляется из аустенита при перлитном превращении, что
характеризует прочную связь этой фазы с аустенитом.
Этим обстоятельством и можно объяснить малое коли¬
чество карбидной фазы, экспериментально показанное в
нашем исследовании при насыщении молибденовой ста¬
ли в атмосфере с высоким потенциалом углерода. Ха-
характерно, что при исследовании сталей, легированных
никелем, не было установлено такого резкого влияния
Ni на скорость перлитного превращения, как в сталях
с молибденом. При этом показатель скорости роста с
увеличением никеля снизился только в 10 раз, а показа¬
тель скорости образования центров кристаллизации во¬
обще оказался неизменным [126].О влиянии молибдена на химический состав фаз при
промежуточном превращении имеется мало эксперимен¬
тальных данных. В карбидной фазе, образовавшейся
при промежуточном превращении, содержится значи¬
тельно меньше легирующих элементов, в том числе и
молибдена, чем при перлитном превращении [108, 91,
112], так как диффузии легирующих элементов при
бейнитном превращении практически нет. Повышение
концентрации молибдена в стали до 0,77% приводит к
увеличению устойчивости аустенита в бейнитной обла¬
сти. Однако в связи с тем, что в перлитном интервале
влияние молибдена на устойчивость аустенита во много
раз эффективнее, то при содержании свыше 0,32% мо¬
либдена минимум устойчивости аустенита перемещается
из перлитной области в бейнитную. Наблюдается также
обособление бейнитной области от перлитной [96].При анализе влияния молибдена в стали на способ¬
ность к образованию карбидной фазы в процессе насы¬162
щения углеродом или к выделению карбидов в процессе
термической обработки необходимо также учитывать
воздействие этого элемента на коэффициент самодиффу-
зии железа. Для осуществления таких диффузионных
процессов, как выделение карбидной фазы из аустенита
пли из феррита, необходимо за счет самодиффузии ато¬
мов железа обеспечить в кристаллической решетке пос¬
леднего образование скопления вакансий. В зонах с
указанными скоплениями вакансий и могут возникать
зародыши карбидов, вокруг которых происходит даль¬
нейшее увеличение карбидных включений.Заключение о влиянии молибдена на процесс само¬
диффузии железа можно сделать как на основе некото¬
рых косвенных данных, так и на основе данных непо¬
средственного эксперимента. Молибден относится к
элементам, наиболее эффективно повышающим темпера-
туру рекристаллизации после наклепа [18]. Это свиде¬
тельствует о торможении самодиффузии железа в фер¬
рите при легировании молибденом. Далее, как
отмечалось выше, добавка молибдена весьма эффектив¬
но тормозит выделение феррита при изотермическом
превращении аустенита в доэвтектоидных сталях. По¬
скольку образование феррита, в этих условиях также
связано с необходимостью самодиффузии атомов желе¬
за к вакансиям, образующимся в результате диффузии
атомов углерода от границ в глубь зерна, то указанное
явление свидетельствует о торможении молибденом
самодиффузии не только в феррите, но и в аустените.При определении коэффициентов диффузии вакансий
в различных легированных сплавах было установлено
[42], что легирующие элементы по их влиянию на умень¬
шение коэффициента диффузии вакансий в аустените
располагаются в следующий ряд: Al, W, Со, Си, Si, Мп,
Мо, V, Сг.Так, при 950° С коэффициент диффузии вакансий
для сплава с 1% W равен 7,42* 10-8 см21,сек\ а для спла¬
ва с 1% Мо — 0,ЗЗЫ0~8 см2/сек. Характерно, что для
этих двух карбидообразующих элементов, являющихся
по ряду других признаков достаточно идентичными, на¬
блюдается и различное влияние повышения их концен¬
трации на коэффициент самодиффузии. При увеличении
содержания вольфрама коэффициент диффузии возра*6* 163
стает, а при увеличении содержания молибдена наблю¬
дается обратная зависимость.Хром по положению его в вышеприведенном ряду
является элементом, наиболее резко тормозящим само-
диффузию атомов железа, однако, влияние его на вы¬
деление карбидной фазы из твердого раствора в стали
проявляется значительно меньше, чем влияние молиб¬
дена. Это, вероятно, можно объяснить различным харак¬
тером распределения указанных элементов по объему
зерна. Известно, что молибден является горофильным
элементом и концентрируется преимущественно по гра¬
ницам зерна, на которых и развиваются наиболее ак¬
тивно процессы выделения карбидной фазы и образова¬
ние вакансий, существенно влияющих на превращения
при термической обработке. Поэтому в реальных усло¬
виях влияние молибдена на процесс самодиффузии ато¬
мов железа на границах зерна проявляется в большей
степени, чем влияние хрома, для которого характерно
размещение внутри объема зерна. Это подтверждается
при сопоставлении влияния хрома и молибдена на тем¬
пературу рекристаллизации феррита [18]. Так, при до¬
бавке 1% Сг к железу температура рекристаллизации
повышается только на 60° С, а при добавке 1 % Мо тем¬
пература рекристаллизации повышается на 160° С (с
500 до 660° С).Можно предполагать, что при добавке молибдена ра¬
створимость углерода в аустените увеличивается, в свя¬
зи с чем количество карбидной фазы уменьшается. Это
предположение, имеющее важное значение для предот¬
вращения неоднородности распределения легирующих
элементов между фазами в цементованной стали, под¬
вергалось в дальнейшем проверке при изучении фазо¬
вого состава специально выплавленных эксперименталь¬
ных сталей.Для изучения влияния молибдена на процесс внут¬
реннего окисления в лабораторной высокочастотной
печи емкостью 50 кГ были выплавлены пять новых ма¬
рок стали: 25М05, 25ГМ10, 25Х05М02, 25Х05М05 и
25Х05М10. Кроме того, одна плавка экспериментальной
стали (25Х05М05) была изготовлена в производствен¬
ных условиях — в мартеновской печи завода «Красный
Октябрь». Химический состав экспериментальных ста¬
лей приведен в табл. 33.164
Таблица 33Марка сталиСодержание элементов в %СМпNiСгМоРSS!25М05
25ГМ10 .25Х05М0525Х05Н0525Х05М10	25Х05М05 (мартеновская
печь)0,270,210,220,220,250,260,741,250,770,700,780,560,020,080,100,020,100,100,070,050,620,650,610,500,500,930,250,500,920,360,0260,0280,0270,0280,0270,0170,0200,0260,0260,0200,0260,0120,26Механические свойства стали промышленной плавки:
ав = 154 кГ/мм2\ «гг = 130 кГ/мм2\ 6=10%; г|? = 56%;
ан =6,7 кГм/см2. При испытании методом торцовой за¬
калки этой стали твердость на расстоянии 9 мм от тор¬
ца HRC 28, на расстоянии 15 мм от торца HRC 23.Химико-термическую обработку образцов из всех ше¬
сти плавок и автомобильных шестерен из мартеновской
плавки стали 25Х05М05 производили в универсальной
герметезированной печи без контакта нагретых деталей
с воздухом и в автоматизированном безмуфельном аг¬
регате БА-10 на заводе им. Лихачева. Цементацию и
подстуживание перед закалкой осуществляли в эндо¬
термической атмосфере с автоматическим регулирова¬
нием углеродного потенциала. Некоторые опыты по га¬
зовой цементации проводили в шахтной печи, в связи с
тем, что такой вид оборудования применяется на ряде
заводов для химико-термической обработки шестерен.I	МИКРОСТРУКТУРА И ФАЗОВЫЙ СОСТАВI ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЕЙПосле химико-термической обработки по режимам
А, Б и В выявляли наличие трооститной сетки на поверх¬
ности, образование которой является признаком внут¬
реннего окисления легирующих элементов. Параллельно
химико-термической обработке подвергали сталь 25ХГМ,
склонную к внутреннему окислению. Как показали ис¬
следования, у стали 25Х05М05, содержащей 0,5% Сг и
0,5% Мо, ни при одном из указанных режимов химико¬
термической обработки не наблюдалось образования165
трооститной сетки. В то же время у стали 25ХГМ с 1%
Сг и 0,2% Мо трооститная сетка глубиной 0,014 мм
образовалась при всех режимах обработки. Трооститная
сетка глубиной 0,020 мм при аналогичных режимах об¬
работки образуется и у стали 25ХГТ.В экспериментальных сталях, содержащих различ¬
ное количество молибдена, и в стали 25ХГТ, не содер¬
жащей молибдена и подверженной внутреннему окисле¬
нию при обработке в эн¬
дотермической атмосфере,
методом рентгенострук¬
турного анализа опреде¬
ляли концентрацию угле¬
рода в твердом растворе
а- и ^-железа, и содержа¬
ние остаточного аустени¬
та. Как видно из рис. 88,
в стали 25ХГТ при содер¬
жании в слое до 0,9% С
наблюдается резкое па¬
дение концентрации уг¬
лерода в a-твердом рас¬
творе (до 0,4%) на глу¬
бине 0,025 мм. Вместе с
этим в стали, легирован¬
ной 0,5% Мо (25М05) и
не подверженной внут¬
реннему окислению, рез¬
кого снижения концентра¬
ции углерода в а-твердом
растворе нет, и содержа¬
ние углерода на поверх¬
ности сохраняется высо¬
ким. Содержание оста¬
точного аустенита в слое
у стали, легированной молибденом, примерно в 2 раза
меньше, чем у стали 25ХГТ.При концентрации углерода на поверхности 1,4% в
периферийной зоне стали 25ХГТ также наблюдается
резкое падение концентрации углерода в a-твердом ра¬
створе (0,2%) на глубине до 0,030 мм при полном от¬
сутствии понижения углерода непосредственно на по¬
верхности стали 25М05, не подверженной внутреннемуРис. 88. Концентрация углерода в
твердом растворе и содержание
остаточного аустенита в слое для
сталей 25ХГТ и 25М05. Обработка
по режиму А в эндотермической
атмосфере, насыщение при 930° С,
закалка с 850° С, суммарная кон¬
центрация на поверхности 0,9% С,
закалка в масле без отпуска:
а — сталь 25ХГТ; б — сталь 25М05:
/ — % С в растворе \-железа; 2— % С
в растворе а-железа; 3 — % остаточно¬
го аустенита166
окислению (рис. 89). Для стали 25М05 характерно так¬
же уменьшение содержания остаточного аустенита в
слое примерно в 2 раза по сравнению со сталью 25ХГТ.
На рис. 90 показано изменение концентрации углерода
в a-твердом растворе после химико-термической обра¬
ботки легированных сталей различного химического со¬
става, дополнительно выплавленных в высокочастотной
печи. Для сопоставления исследовалась также стальРис. 89. Концентрация углерода в твердом растворе и
содержание остаточного аустенита в цементованном
слое сталей 25ХГТ и 25М05. Суммарная концентрация
на поверхности 1,4%, насыщение при 930° С, охлажде¬
ние в воде, без отпуска:а — сталь 25ХГТ; б — сталь 25М05; / — % С в растворе у-же-
леза; 2—% С в растворе а-железа; 3—% остаточного аусте¬
нита25ХГТ, в структуре которой была получена трооститная
сетка. При принятых условиях химико-термической об¬
работки (насыщение в эндотермической атмосфере с
добавкой в камеру печи 5% аммиака до окончания про¬
цесса) в экспериментальных сталях не образуется тро¬
оститная сетка (рис. 91).167
Вместе с тем, как видно на рис. 90, в этих сталях
нет падения концентрации углерода в a-твердом рас¬
творе в периферийной зоне. В стали 25ХГТ наблюдалась
трооститная сетка глубиной 0,014 мм и одновременно
на этой же глубине резкое снижение (до 0,2%) концент¬
рации углерода в a-твердом растворе.Рис. 91. Микроструктура экспе¬
риментальных сталей после
травления для выявления тро¬
оститной сетки (Х400)Данные, приведенные
на рис. 88, 89, 90, позво¬
ляют установить, что об¬
разование трооститной
сетки на поверхности, об¬
условленное процессом
внутреннего окисления легированной стали, всегда со¬
провождается падением концентрации углерода в а-
твердом растворе на периферии цементованного слоя.
Такое значительное падение содержания углерода ока¬
зывает весьма существенное влияние на прочность
сталей. Помимо исследования микроструктуры в связи
с образованием трооститной сетки на поверхности про¬
изводилась также оценка склонности экспериментальных
сталей к образованию карбидов при цементации. Иссле¬Рис. 90. Концентрация угле¬
рода в твердом растворе
сталей различного химиче¬
ского состава. Обработка в
эндотермической атмосфере
по режиму А, добавка 5%
аммиака в камеру универ¬
сальной печи за 5 мин до
окончания процесса, закалка
в масле, без отпуска:1 — сталь 25ХГТ; 2 — сталь
20ХМ02: 3 —сталь 20X05H05M02;
4 — сталь 20М02: 5 — сталь 20М04168
дование проводили на образцах сечением 10X10 мм с
несквозной цементацией при концентрации углерода на
поверхности до 1,13%, а также на тонких пластинках
сечением 0,5 мм, подвергаемых сквозной цементации.Последние образцы использовались преимуществен¬
но для оценки интенсивности карбидообразования при
насыщении. Анализ микроструктуры показал, что для
всех экспериментальных сталей, выплавленных в высо¬
кочастотной печи, характерно отсутствие карбидной фа¬
зы на боковых гранях и в углах образцов сечением
10 X10 мм с несквозной цементацией.Таблица 34Марка сталиГлубина слоя карбидов
на поверхности
образцов в ммГлубина распространения
карбидной зоны по
границам зерен в мм25М050,0300,04025ГМ100,0100,10025Х05М020,0500,08025Х05М050,0100,06025Х05М10НетНетВ табл. 34 приведена характеристика микроструктур,
полученных на тонких пластинках (0,5 мм) со сквозной
цементацией после обработки в атмосфере с высоким
углеродным потенциалом до концентрации углерода на
поверхности 1,41%.Как видно из табл. 34, количество образующейся
карбидной фазы при сквозной цементации тонких образ¬
цов по мере повышения содержания молибдена в стали
от 0,2 до 1 % резко уменьшается. Параллельно проведен¬
ное исследование микроструктуры образцов сталей
25ХГТ и 25ХГМ показало, что уже при содержании на
поверхности 1 % С, на поверхности и в углах образцов
с несквозной цементацией наблюдается карбидная
фаза.Таким образом, при изучении микроструктуры уста¬
новлено, что экспериментальные стали при содержании
молибдена более 0,5% и хрома не более 0,5% менее
склонны к образованию карбидной фазы при цемента¬
ции, чем стали 25ХГМ и 25ХГТ. Это подтверждается
и результатами фазового анализа (см .рис. 64, 65
и 66).169
При исследовании микроструктуры и фазового строе¬
ния экспериментальных сталей было 'изучено также рас¬
пределение легирующих элементов между фазами после
химико-термической обработки. В цементуемых сталях,
легированных Сг, Мп и Ti, после химико-термической
обработки наблюдается резкое обеднение твердого рас¬
твора легирующими элементами, что приводит к сни¬
жению показателей прочности стали. При легировании
цементуемой стали молибденом в количестве 0,5%
(сталь 25М05) в твердом растворе в периферийной зоне
сохраняется не менее 80% легирующего элемента (мо¬
либдена), в то время как у стали типа 25ХГТ только
50% хрома остается в твердом растворе. Вследствие
этого прокаливаемость слоя и показатели прочности
экспериментальных сталей имеют более высокие значе¬
ния, чем стали 25ХГТ.Значительный интерес представляет определение
предела растворимости углерода в аустените при цемен¬
тации экспериментальных сталей, легированных молиб¬
деном. Для этого производилась цементация фольги тол¬
щиной 0,4—0,5 мм в эндотермической атмосфере с вы¬
соким потенциалом углерода с последующим подстужи¬
ванием до 850° С и непосредственной закалкой в масле.
Фольга была изготовлена из трех марок цементуемых
сталей, содержащих не более 0,5% Сг; содержание мо¬
либдена было равно соответственно 0,2; 0,5 и 1%. После
химико-термической обработки определяли суммарное
содержание углерода в фольге методом химического
анализа, а также содержание карбидной фазы путем
количественного металлографического анализа на шли¬
фах из фольги. При этом учитывали, что пр'и среднемТаблица 35Марка сталиСуммарное
содержание
углерода
в фольге*в %Содержание
карбидной
фазы**
в %Содержание углерода в %в карбидной
фазев твердом
растворе25X05M021,206,750,380,8225X05M051,493,00,171,3225X05M101,510,00,01,51* По данным химического анализа.** По данным количественного металлографического анализа (среднее изшести измерений).170
содержании в карбидной фазе 4% Мо, как было ранее
установлено, при карбидном анализе, концентрация уг¬
лерода в карбидной фазе (FeMo)2*C6 равна 5,60%. Ре¬
зультаты приведены в табл. 35 и на рис. 92.Из приведенных данных очевидно, что пр'и увели¬
чении содержания молибдена в стали от 0,2 до 1%, пре¬
дельная растворимость углерода в аустените значитель-ю%
8 |
§6 IРис. 92. Влияние молибдена на предел растворимости угле'
рода в аустените и на количество карбидной фазы в цемен¬
тованном слое. Цементация в эндотермической атмосфере,
непосредственная закалка в масле с подстуживанием от
930° до 850° С. Концентрация углерода на поверхности об¬
разца для послойного анализа 1,2%:/ — % С в твердом растворе; 2 — % карбидной фазыно увеличивается — от 0,82 до 1,5%. Отмеченные специ¬
фические особенности молибдена следует учитывать при
рассмотрении его влияния на превращения при химико¬
термической обработке.ПРОКАЛИВАЕМОСТЬ И ЗАКАЛИВАЕМОСТЬ
ЦЕМЕНТОВАННОГО СЛОЯ И СЕРДЦЕВИНЫ
В ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЯХПрокаливаемость слоя в цементуемых сталях харак¬
теризует возможность обеспечения равномерной твер¬
дости в цементованном слое шестерен, подвергаемых171
закалке в механизированных агрегатах. Условия охлаж¬
дения различных шестерен и даже различных зон одной
и той же шестерни при размещении на поддонах могут
существенно различаться. В этом случае наиболее же¬
лательны стали с высокой прокаливаемостью слоя.Для оценки прокаливаемости цементованного слоя в
легированных сталях невозможно воспользоваться рас¬
четным методом, посредством которого определяется
значение критического диаметра или критической ско-Рис. 93. Зависимость между концентрацией углерода вислое и кри¬
тической скоростью закалки различных сталей:О — сталь 25Х05М05; Л — сталь 25ХГМ: X — сталь 20ХНМ; □ — сталь 27ХГР.1 — сталь 25Х05М05; 2 — стали 20ХНМ, 25ХГМ, 27ХГРроста охлаждения в зависимости от концентрации леги¬
рующих элементов в стали. Если содержание углерода
в слое больше предела растворимости его в аустените,
наблюдается неоднородное распределение легирующих
элементов (Сг, Мп и Ti) между твердым раствором и
карбидной фазой. Вследствие этого прокаливаемость
слоя может изменяться в широких пределах. Исследова¬
ния прокаливаемости слоя производились на новой ста¬
ли 25Х05М05 промышленного изготовления и на сталях
25ХГМ, 25ХНМ, 20ХГР.На рис. 93 дана сводная диаграмма прокаливаемости,
характеризующая зависимость между концентрацией
углерода в слое и критической скоростью охлаждения
различных марок сталей. Из рис. 93 видно, что прока¬
ливаемость слоя в экспериментальной стали 25Х05М05
после цементации характеризуется высокими значе¬
ниями. При изменении концентрации углерода в слое
от 0,7 до 1,1% критическая скорость охлаждения для172
этой -стали составляет 5—12,0 град!сек. В то же время
у сталей 25ХГМ, 20ХНМ, 27ХГР критическая скорость
охлаждения намного выше — 7,5—330 град/сек при из¬
менении концентрации углерода в слое от 0,6 до
0,92 %.Исследование закаливаемости проводилось на трех
экспериментальных сталях 25Х05М02, 25Х05М05 и
25Х05М10 в сравнении с хромомарганцевотитановойРис. 94. Закаливаемость цементован¬
ного слоя сталей 25ХГТ и 20М05 при
различной концентрации углерода в
слое, охлаждение в масле, скорость
охлаждения — 150 град/сек:1 — сталь 20М05; 2 — сталь 25ХГТсталью 25ХГТ. Экспериментальные стали при среднем
содержании 0,25% С и 0,6% Сг в каждой отличались раз¬
личным содержанием молибдена — 0,2, 0,5 и 1%. Хром в
количестве 0,6% был введен в связи с необходимостью
обеспечить прокаливаемость сердцевины. Для определе¬
ния закаливаемости цементованного слоя были приняты
образцы размером 10X10X25 мм, которые подвергали
цементации при 930° С с последующим подстуживанием
до 850° С и закалке в воде или в масле. После химико¬
термической обработки измеряли распределение микро¬
твердости по слою при нагрузке 100 Г; измерения произ¬
водились на образцах, подвергнутых отпуску и без от¬
пуска. Параллельно на специальных образцах опреде¬
ляли распределение концентрации углерода по глубине
слоя. Это позволило установить для различных марок
исследованных сталей зависимость между концентра¬
цией углерода в слое и твердостью слоя.173
Сравнительные данные о закаливаемости в зависи¬
мости от концентрации углерода в стали 25ХГТ и в
стали с добавкой 0,5% молибдена (20М05) после цемен¬
тации и закалки, но без последующего низкого отпуска
приведены на рис. 94 и 95. При этом определяли микро¬
твердость на расстоянии до 0,8 мм от поверхности об¬
разца (что соответствует средней глубине цементован¬
ного слоя) после закалки образцов сечением 10x10 мм
в масле и в воде. Скорость охлаждения стали при закал¬
яв
9007005000,6 0,8 1,0	1,2	1,4	1,6% СРис. 95. Закаливаемость цементованного слоя сталей 25ХГГ
и 20М05 при различной концентрации углерода в слое, ох¬
лаждение в воде при скорости охлаждения — 300° С/сек:1 — сталь 20М05; 2 — сталь 25ХГТке в масле в интервале перлитного превращения достигает
150 град/сек [11], а длительность охлаждения от темпе¬
ратуры закалки до температуры мартенситного превра¬
щения составляет только 12 сек [46]. Соответственно при
закалке в воде скорость охлаждения 300 град/сек.Как видно из рис. 94 и 95, максимальная твердость
после закалки у стали 20М05 значительно выше, чем
у стали 25ХГТ. При концентрации углерода в слое 0,9%
разница в твердости указанных сталей составляет
HV 180 в случае закалки в масле и HV 100 при закалке
в воде.Влияние добавки молибдена на закаливаемость це¬
ментованного слоя исследовалось на сталях 25Х05М02,
25Х05М05 и 25Х05М10 после цементации, закалки и от¬
пуска при 200 и 300° С. Значения микротвердости для
этих сталей в зависимости от концентрации углерода в
слое приведены на рис. 96 и 97, из которых видно, что174
при увеличении концентрации молибдена от 0,2 до
0,5% закаливаемость цементованного слоя резко воз¬
растает.При одинаковой концентрации углерода в слое твер¬
дость стали 25Х05М05 на НУ 100—125 выше, чем в стали
25Х05М02. При дальнейшем повышении содержания мо¬
либдена (до 1%) твердость слоя
по сравнению со сталью, содержа¬
щей 0,5% Мо, возрастает незначи¬
тельно — на HV 10—60. Таким
образом, наиболее эффективное
возрастание закаливаемости цемен-HV700600500А32у//1S'*<гаfL--И'х>/ол0,81,?°/оСРис. 96. Зависимость
между концентраци¬
ей углерода в слое и
твердостью после за¬
калки и отпуска 200°С
для сталей различно¬
го состава:1	— сталь 25Х05М02;2	— сталь 25Х05М05;3	— сталь 25Х05М10Рис. 97. Зависимость между кон¬
центрацией углерода в слое и твер¬
достью после закалки и отпуска
при 300° С для сталей различного
состава:1	— сталь 25Х05М02;2	— сталь 25Х05М05;3	— сталь 25Х05М10;4 — сталь 25ХГТтованного слоя наблюдается при увеличении содержа¬
ния молибдена от 0,2 до 0,5%. На рис. 97 для сравнения
•показана твердость слоя стали 25ХГТ в сравнении со
сталями, легированными молибденом, после закалки и
отпуска при температуре 300° С. Эти данные подтверж¬
дают значительно более высокое сопротивление падению
твердости с повышением температуры отпуска у цемен¬
туемых сталей, легированных 0,5 и 1 % Мо, чем у стали
25ХГТ.При содержании углерода в стали не выше 0,3% (что
соответствует концентрации его в сердцевине цементуе¬
мых деталей) после химико-термической обработки по175
принятым режимам не наблюдается неравномерного рас¬
пределения легирующих элементов между фазами стали,
поэтому прокаливаемость сердцевины цементуемых ста¬
лей можно определить расчетным путем.При выборе стали для шестерен с модулем 3,6—4,5,
предназначенных для коробок передач грузовых автомо¬
билей, необходимо учитывать, что минимально допусти¬
мая твердость сердцевины зуба по начальной окружности
должна быть не менее HRC 29. Как показали специаль¬
ные исследования [35], для шестерен указанного размера
на образцах для торцовой закалки эквивалентное по ско¬
рости охлаждения расстояние от торца равно 9 мм.
В соответствии с расчетной диаграммой [11], при расстоя¬
нии от торца 9 мм критический диаметр для закалки
в масле равен 25 мм. Соответственно для шестерен :
модулем 6—8, используемых для заднего моста грузовых
автомобилей, при контрольном расстоянии от торца
12 мм критический диаметр для закалки в масле равен
35 мм. Для количественной оценки влияния различных
легирующих элементов на увеличение прокаливаемости
по сравнению с углеродистой сталью наиболее целесо¬
образно использовать расчетные коэффициенты, значе¬
ния которых для доэвтектоидных сталей установлены с
достаточной надежностью [48, 110]. Применительно к ус¬
ловиям, обеспечивающим получение полумартенситной
структуры, эти коэффициенты будут иметь следующее
значение: для марганца — 5,0; для кремния — 0,64; для
хрома — 2,25; для никеля — 0,52 и для молибдена — 3,0.Указанные расчетные коэффициенты были исполь¬
зованы для определения идеального критического диа¬
метра и критического диаметра при закалке в масле ле¬
гированных сталей. При этом содержание углерода вТаблица 36МаркасталиМИНИ1жаниэлеСгмальное
е легиру
ментовМпсодер-
тощих
в %МоЗначения
общего рас¬
четного коэф¬
фициента
прокаливае¬
мостиЗначения
идеального
критиче¬
ского
диаметра
в ммЗначения
критиче¬
ского
диаметра
при закал¬
ке в масле
в мм25Х05М020,40,60,211,7552425Х05М050,40,60,416,7783525Х05М100,40,60,928,01328025М050,60,48,8411625ГМ10—1,00,922,210360176
сталях было принято равным 0,25%, размер зерна аустё-
нита — 6. Результаты расчетов приведены в табл. 36.Анализ данных табл. ,36 позволяет сделать вывод, что
для шестерен коробок передач из рассмотренных сталей
по прокаливаемое™ сердцевины неудовлетворительными
являются стали 25Х05М02 и 25М05, у которых значения
критического диаметра менее 25 мм. Для автомобиль¬
ных шестерен заднего моста по прокаливаемое™ сердце¬
вины удовлетворительными показателями обладают
только стали с 0>8—1,0% молибдена, 0,5% хрома или
1*0% марганца и 1,0% молибдена (марка 25Х05М10,
25ГМ10). Для этих сталей получены значения критиче¬
ского диаметра более 35 мм.Использование вышеприведенного расчетного метода
определения прокаливаемости сердцевины цементуемых
сталей является особенно целесообразным при подборе
химического состава новых сталей, применительно к ис¬
пользованию для шестерен различного модуля. При
определении перспективных композиций новых цементуе¬
мых сталей, расчетный метод является единственно
приемлемым, ибо в этом случае с достаточной точностью
можно определить прокаливаемость сталей без прове¬
дения длительных экспериментов. Вместе с этим, новые
стали, расчетная прокаливаемость сердцевины которых
не удовлетворяет сформулированным выше требованиям,
являются бесперспективными, сразу можно определить,
какЪе 'составы новых сталей нецелесообразно подвергать
дальнейшему исследованию.ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЧНОСТИ ОБРАЗЦОВ)	И ШЕСТЕРЕН ИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХИ СТАНДАРТНЫХ СТАЛЕЙВ результате сравнительного исследования экспери¬
ментальных, специально выплавленных сталей с широко
используемыми в современной практике сталями типа
25ХГТ, 25ХГМ и др. быль выявлены преимущества леги¬
рования молибденом при минимально необходимой сред¬
ней концентрации последнего 0,5%. Цементуемые стали,
содержащие 0,5% Мо, значительно менее склонны к об¬
разованию карбидов при насыщении, чем стали типа
25ХГТ, процент карбидной фазы в них в 2 раза меньше,
чем у 'сталей 25ХГТ. Было установлено также, что в кар¬*/4 7 И. С. Козловский177
бидной фазе концентраций молибдена примерно в
2 раза меньше, чем хрома или марганца. Вследствие
этого при химико-термической обработке для получения
концентрации углерода более 0,85% в сталях с 0,5% Мо
практически не наблюдается обеднения твердого рас¬
твора легирующим элементом; содержание молибдена
здесь составляет не менее 80—90% от общего количе¬
ства, в то время как в стали 25ХГТ в периферийной
зоне концентрация хрома и марганца* в твердом растворе
не превышает при этих условиях 50%.В результате у сталей типа 25ХГТ после обработки
при комбинированных режимах насыщения уменьшается
прокаливаемость цементованного слоя, снижается и кон¬
центрация углерода в a-твердом растворе, в зоне глу¬
биной до 0,2 мм от поверхности. Соответственно сни¬
жаются и показатели прочности цементованной стали.
При содержании 0,5% Мо отсутствует и второй дефект
в цементованной стали — внутреннее окисление на глу¬
бине 0,02 мм от поверхности, сопровождающееся резким
падением концентрации углерода на этой глубине. Уста¬
новлено, что внутреннее окисление не наблюдается и в
том случае, если в сталь, содержащую 0,5% Мо, вво¬
дится не более 0,5% Сг, который нужен для повышения
прокаливаемости сердцевины деталей.Прокаливаемость и закаливаемость цементованного
слоя в -стали с 0,5% Мо значительно выше, чем в сталях
типа 25ХГТ, 25ХГМ, 20ХНМ.Таким образом, для цементации в условиях массо¬
вого производства наиболее перспективными являются
стали, легированные 0,5—1,0% Мо при добавке не бо¬
лее 0,5% Сг и при содержании до 1% Мп. При прове¬
дении данной работы была изготовлена мартеновская
плавка экспериментальной стали 25Х05М05. Из указан¬
ной стали были изготовлены образцы и автомобильные
шестерни для определения прочностных показателей.При испытаниях образцов из стали 25Х05М05 опреде¬
лялись предел прочности при изгибе, ударная вязкость
и предел усталости. Образцы подвергали химико-терми¬
ческой обработке в безмуфельном агрегате БА-10 на
автозаводе им. Лихачева. Цементацию производили в
эндотермической атмосфере -с автоматическим регули¬
рованием потенциала углерода, температура цемента¬
ции —9Э0о,С. Для закалки образцов производилось пред¬178
варительное подстуживание от 930 до 850° С, охлаждали
образцы в масле, подогретом до температуры 120° С.
После закалки образцы подвергали низкому отпуску при
180° С в течение 1,5 ч. Глубина цементованного слоя
1,0 мм, концентрация углерода на поверхности 0,92%,
твердость на поверхности HRC 60—61, твердость сердце¬
вины RC 30—32.При механических испытаниях образцов были полу¬
чены следующие средние результаты: предел прочности
при изгибе 182 кГ/мм2\
ударная	вязкость2,5	кГ/см2у предел уста¬
лости 87 кГ/мм2.Таким образом для
стали 25Х05М05 были по¬
лучены более высокие
показатели прочности по
сравнению со сталяли
25ХГТ и 25ХГМ, которые
склонны к образованию
трооститной сетки глуби¬
ной свыше 0,013 мм при
цементации в эндотерми¬
ческой атмосфере. Так,
например, предел уста¬
лости в стали 25Х05М05
составляет 87 кГ/мм2, а
у сталей 25ХГТ и 25ХГМ
при внутреннем окисле¬
нии предел усталости ра¬
вен в среднем 65 кГ/мм2,
т. е. ниже на 30%.Для оценки прочност- Рис. 98. Приспособление для ис-ных показателей экспери- пытаний автомобильных шестеренментальной стали произ- при статическом изгибе и ударной
г	нагрузке:ВОДИЛИ Сравнительные ИС* / _ гребенка для фиксирования шестер-
пытания реальных дета- ни; 2 - пуансон для^ передачи нагрузкилей-шестерен грузовогоавтомобиля. Такие испытания осуществляли на шестер¬
нях первой передачи и заднего хода автомобиля
ЗИЛ-130 (число зубьев 46, модуль 3,8). Указанная ше¬
стерня является одной из наиболее напряженных; рас¬
четные напряжения для нее при изщбе зуба равны7* 179
59 кГ/мм2, а контактные напряжения достигают значе¬
ний 227 кГ/мм2. Химико-термическую обработку шесте¬
рен из стали 25ХГТ, 25ХГМ и из экспериментальной ста¬
ли 25Х05М05 производили в безмуфельных агрегатах
ЗИЛ при использовании эндотермической атмосферы с
автоматическим регулированием углеродного потенциа¬
ла и в универсальной печи, в которую также подавали
эндотермическую атмосферу с автоматически регулируе¬
мым углеродным потенциалом.Испытания шестерен производили на специально
сконструированном приспособлении (рис. 98) при стати¬
ческом изгибе Р и при ударном разрушении на изгиб
зуба вследствие падения груза весом 36 кГ\ при этом
фиксировали минимальную высоту подъема груза Яь
при которой наблюдалось разрушение зуба от удара.
На каждой шестерне производились испытания шести
зубьев на изгиб и восьми зубьев при ударной нагрузке.
Шестерня фиксировалась неподвижно посредством гре¬
бенки 1, нагрузка на зуб передавалась сверху через
пуансон 2, контакт пуансона с рабочей поверхностью
зуба осуществлялся по линии начальной окружности.Результаты испытаний шестерен, обработанных по
режиму А, приведены в табл. 37. При анализе этих дан¬
ных выявляется повышение прочностных показателей
шестерен, изготовленных из экспериментальной стали с
0,5% Мо, не подверженной внутреннему окислению, по
сравнению с обычно применяемыми в настоящее время
для цементации сталями 25ХГТ и 25ХГМ.Для шестерен, обработанных в универсальной печи,
средние значения статической нагрузки при разрушении
зуба, подсчитанные из данных, относящихся к несколь¬
ким аналогичным режимам, возрастают на 20% (от
10 500 до 13 250 кГ), показатель сопротивления удару
увеличивается на 30% (с 460 до 600 мм). После обра¬
ботки шестерен в безмуфельном автоматизированном
агрегате ЗИЛ БА-10 увеличение показателей прочности
еще больше. Статическая нагрузка при разрушении зуба
шестерен, изготовленных из стали с 0,5% Мо при обра¬
ботке в агрегате ЗИЛ БА-10 возрастает на 12% (с
13250 до 14 900 кГ), показатель Hi увеличивается на
20% (с 600 до 720 мм). Если сравнить прочность шесте¬
рен из стали 25Х05М05 без внутреннего окисления, об¬
работанных в агрегате ЗИЛ БА-IQ, с прочностью шест^180
Таблица 37Марка сталиОборудованиеГлубина слоя на
зубе в ммСодержание уг¬
лерода на поверх¬
ности в %Глубина троостит¬
ной сетки в ммСтатическая на¬
грузка при раз¬
рушении зуба* в тМинимальная вы¬
сота подъема
груза* в мм25Х05М05Универсальнаяпечь1,11,051,130,97НетНет13 200
13 30066252525Х05М05Безмуфельный
агрегат
ЗИЛ БА-101,11,050,90,9НетНет14	00015	80071272525ХГТУниверсальнаяпечь0,810,880,0148 80042525ХГМТо же0,781,001,00,690,850,750,0140,0140,0149 300
12 500
И 60050039050026Х05Н05М02(8720)0,91,00,01412 400475* Средние значения из шести измерений.рен, обработанных в универсальной печи и изготовлен¬
ных из сталей, подверженных внутреннему окислению,
то наблюдается еще большее возрастание показателей.
Так, увеличение Р составило 35% (с 10500 до 14 900/сГ),
Н1 — на 55% (с 460 до 720 мм).Снижение показателей прочности шестерен, обрабо¬
танных в универсальной печи .вероятно, объясняется раз¬
личиями в условиях охлаждения при закалке. Так, вбез-
муфельном агрегате шестерни охлаждали в масле, на¬
гретом до температуры 120° С, в результате чего мар-
тенситное 'превращение вначале происходит в сердце-
вине зуба и только при последующем охлаждении на
воздухе полностью заканчивается в цементованном слое.7 И. С. Козловский181
Такая последовательность ‘превращений в цементо¬
ванной стали приводит к более выгодному распределению
остаточных напряжений по сечению зуба. При обработке
шестерен в универсальной печи закалку производили в
холодном масле с температурой 30—40° С. Как показали
расчеты, в этих условиях -сначала происходит мартен-
ситное превращение в слое, вследствие чего возрастаетповерхности остаточных на¬
пряжений растяжения, что
может отрицательно вли¬
ять на показатели прочно¬
сти.Вместе с тем при отсут¬
ствии на поверхности ста¬
ли трооститной сетки, обра¬
зование которой обусловле¬
но внутренним окислением,
прочность шестерен, обра¬
ботанных в одинаковых ус¬
ловиях в универсальной пе¬
чи, возрастает в среднем на
20%, а ударная вязкость
на i30%i.Помимо испытаний
прочности шестерен при
статическом изгибе и при
ударном нагружении, про¬
изводились определения
усталостной прочности зубьев при изгибе на пульса¬
торе. На рис. 99 приведены результаты усталостных
испытаний цементованных шестерен после обработки
их в безмуфельном агрегате ЗИЛ БА-10. Из приведен¬
ных [данных видно, что применение для шестерен ста¬
ли 25Х05М05 вместо стали 25ХГМ позволяет увеличить
сопротивление циклическим нагрузкам. Так, при коли¬
честве циклов 1-106 нагрузка при разрушении зубьев
шестерен из стали 25ХГМ равна 3,5 г, а из стали
25Х05М05—4,4 Г, следовательно, усталостная прочность
шестерен, изготовленных из стали 25Х05М05, больше на
25%.При исследовании усталостной прочности шестерен
на стенде с замкнутым контуром было особенно важно
исключить влияние погрешностей зацепления на рассея¬опасность образования наРис. 99. Усталостная проч¬
ность автомобильных шесте¬
рен из сталей 25ХГМ и
25Х05М05 при испытаниях
на пульсаторе:1 — сталь 25ХГТ; 2 — сталь
25Х05М05182
ние показателей долговечности. В связи с этим экспери¬
ментальные шестерни изготовлялись с высокой степенью
точности, равной классу 5—4	4Х по ГОСТу 1643—56.Как показано в ряде исследований, при шлифовании
всего профиля зуба усталостная прочность шестерен зна¬
чительно снижается. Поэтому для улучшения геометрии
зацепления было нецелесообразно шлифовать весь про¬
филь зубьев. Нарезание экспериментальных шестерен
производилось специальной фрезой, создающей подрез
зуба у основания. Затем для повышения точности за¬
цепления шлифовали только рабочий профиль зуба,
поверхность радиуса закругления у основания зуба не
шлифовали.Испытанию подвергали прямозубые некоррегирован-
ные ведущие шестерни с модулем 4, числом зубьев '20,
при ширине венца 15 мм. Парные ведомые зубчатые
колеса с числом зубьев 45 имели увеличенную ширину
зуба и изготовлялись в виде двойного венца, чтобы с
одним колесом можно было испытывать две шестерни.
Обработка шестерен заключалась в штамповке, норма¬
лизации, механической обработке, химико-термической
обработке и шлифовании рабочего профиля зубьев. Чис¬
тота поверхности в зоне радиуса закругления зубьев
после фрезерования соответствовала классу 5—6 по
ГОСТу 2789—59.Испытуемые шестерни изготовляли из сталей 30ХГТ
и 25Х05М05 ‘и подвергали химико-термической обработке
в атмосфере с автоматически регулируемым углеродным
потенциалом в универсальной камерной печи. Режим
цементации приведен в табл. 38.Таблица 38Марка сталиТемпература
в °СДлительность
в чРасход эндогаза
в м*/чРасход городско¬
го газа в м*/чСодержание
С02 в печи
в %Содержание
СН4 в печи
в %при насы¬
щениипри под-
стужива-
ниипри на¬
сыщениипри под-
стужива-
ниизохгт9306,580,30,0—0,450,5-1,1-0,151,51,425Х05М059306,540,20,08——1,0—	0,10' 1,57* 183
Длительность подстуживания от 930 до 850° С при
закалке была равна 1 ч, закалка ступенчатая в горячем
масле при 150—160° С, отпуск при 180° С в течение 1,5 ч.
После химико-термической обработки эффективная глу¬
бина слоя на стали 30ХГТ и 25Х05М05 до концентрации
0,4% С была 1,0 мм, глубина закаленного слоя с твер¬
достью HRC 60 (HV 700) на обеих сталях составила
0,5 мм, Твердость поверхности зубьев шестерен из обеих
сталей HRC 59—61, твердость сердцевины зубьев в зоне
начальной окружности у стали ЗОХГТ — HRC 42, у стали
25Х05М05 — HRC 29. Концентрация углерода на поверх¬
ности при определении на послойных образцах из стали
ЗОХГТ была равна 0,85%, из стали 25Х05М05—1,3%.
Повышенная концентрация углерода в цементованном
слое экспериментальной стали была желательна в связи
с тем, что предварительные исследования показали воз¬
можность увеличения концентрации углерода в слое
из-за более высокого предела растворимости углерода
в аустените в сталях, легированных молибденом. Микро¬
структура зубьев шестерен из сталей ЗОХГТ и 25Х05М05
представляла собой мелкоигольчатый мартенсит с неко¬
торым количеством остаточного аустенита, без карбид¬
ных включений; структура сердцевины у шестерен из
обеих сталей — малоуглеродистый мартенсит и бейнит.Усталостные испытания экспериментальных шесте¬
рен производили на стенде с замкнутым контуром. На
этом стенде при зацеплении испытуемой шестерни с ко¬
лесом создавалось окружное усилие, которое обеспечи¬
валось масляным насосом высокого давления. Макси¬
мальная погрешность в поддержании постоянной на¬
грузки при контроле давления масла не превышала 1%.
При испытаниях окружная скорость в зацеплении была
равна 14,8 м/сек. В процессе испытаний передач смазка
их осуществлялась маслом Индустриальным 45 с темпе¬
ратурой не более 50° С. Сводные результаты усталост¬
ных испытаний шестерен из стали ЗОХГТ приведены на
рис. 100, а шестерен из стали 25Х05М05 — на рис. 101,
из которых видно, что предел усталости шестерен из
стали ЗОХГТ при испытании на базе 1-107 циклов равен
45,9 кГ/мм2, а шестерен из экспериментальной стали
25Х05М05 — 55,5 кГ/мм2, т. е. выше на 20%.Еще более высокая эффективность применения стали
25Х05М05 выявляется в области ограниченной выносли¬184
вости при заданном уровне напряжений. Для указанной
области была определена вероятность разрушения 1, 50
и 99% шестерен при различных уровнях напряжений.
При этом экспериментальные точки наносили на диа¬
грамму, построенную в координатах логарифм числа цик-бкГ/мм2
7060so-f 'w - -\\4К, 99°/• /'о\1%'1N•NSsj\\50%в10Число ц-мчв N107Рис. 100. Усталостная проч¬
ность шестерен из стали ЗОХГТ
при испытаниях на стенде
с замкнутым контуром. Цифры
на наклонных линиях характе¬
ризуют вероятность разрушения
шестерен в процентах, в обла¬
сти ограниченной выносливостиРис. 101. Усталостная проч¬
ность шестерен из стали
25Х05М05 при испытаниях на
стенде с замкнутым контуром.
Цифры на наклонных линиях
характеризуют вероятность раз¬
рушения шестерен в процентах
в области ограниченной вынос¬
ливостилов до разрушения — критерий Вейбулла. Критерий Вей-
булла, характеризующий вероятность разрушения, выра¬
жается в видетп+ 1где т — порядковый номер шестерни в ряду среди
испытанных деталей при заданном уровне
напряжений (ряд строится по признаку воз¬
растания долговечности при данном напря¬
жении) ;п — количество шестерен, испытанных при дан¬
ном напряжении.Для шестерен из стали 25Х05М05 на указанной диа¬
грамме производилась линейная аппроксимация экспе¬
риментальных точек; при обработке даных для стали
ЗОХГТ проводились прямые линии по эксперименталь¬
ным точкам при разных уровнях напряжений. Построен¬185
ные таким образом вспомогательные диаграммы позво¬
лили определить вероятность разрушений шестерен из
обеих сталей при различных напряжениях. Данные
рис. 100 и 101, относящиеся к 50% вероятности разру¬
шения в области ограниченной выносливости, показаны
сплошной линией, а данные по вероятности разрушения
для 1 и 99% шестерен показаны штриховыми линиямиТаблица 39Марка сталиКоличество циклов до разрушения при напряжении
57 кГ/мм* для вероятности разрушения1%50%99%ЗОХГТ1. ю62-1056-10*25Х05М055 10*МО*3-10*В табл. 39 приведены данные по ограниченной вы¬
носливости шестерен из обеих исследованных сталей при
напряжении 57 кГ/мм2.Таким образом, при напряжениях выше предела уста¬
лости, определяемого при МО7 циклов, долговечность
деталей из стали 25Х05М05 в 5 раз выше, чем из стали
ЗОХГТ, широко используемой в настоящее время в про¬
мышленности для ответственных шестерен. Характерно,
что более высокая усталостная прочность шестерен из
стали 25Х05М05 по сравнению со сталью ЗОХГТ полу¬
чена при концентрации углерода на поверхности 1,3%.
Исследование микроструктуры при этом не выявило на¬
личия карбидов. Эти результаты дополнительно под¬
тверждают наличие более высокого предела раствори¬
мости углерода в аустените для стали, легированной
0,5% Мо. Измерения деформации шестерен при химико¬
термической обработке показали, что у шестерен из
стали 25Х05М05 -наблюдается меньшая деформация, чем
у шестерен из сталей ЗОХГТ и 20ХНМ.Применение стали '25Х05М05 позволяет повысить ста¬
тическую и усталостную прочность шестерен по значе¬
ниям допускаемых напряжений на 20%. 'В соответствии
с результатами многочисленных испытаний шестерен на
усталость [24], при повышении максимальных усталост¬
ных .напряжений на 10% повышение долговечности
шестерен, выраженное в числе циклов до разрушения,
186
составляет 100% ,(в диапазоне 5-105—МО6 циклов).
Для ориентировочного определения технико-экономиче-
ской эффективности с учетом возможных колебаний тех¬
нологических параметров обработки шестерен нами при¬
нято меньшее значение увеличения долговечности —
только 30%- При определении народнохозяйственной эко¬
номии от указанного повышения долговечности шестерен
было учтено только уменьшение затрат по ремонтам
коробки передач автомобилей в результате сокращения
числа ремонтов. Подсчеты показали, что сумма годо¬
вой экономии превышает 300 тыс. руб.
ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯВ ЦЕМЕНТОВАННОЙ СТАЛИДля определения остаточных напряжений была ио
пользована методика, разработанная проф. Н. Н. Дави-
денковым, причем были учтены также уточнения, вне¬
сенные в 'данную методику в работе [4]. Остаточные ка-
сательные напряжения определялись на тонкостенных
образцах с наружным диаметром 80 мм, внутренним
диаметром 74 мм и высотой 50 мм. Образцы подвергали
шлифованию, внутреннюю поверхность и торцы образ¬
цов омедняли в цианистом электролите для предохране¬
ния от цементации, затем подвергали химико-термиче¬
ской обработке по выработанному режиму.После термической обработки образцы разрезали и
измеряли расстояние между точками, нанесенными ал¬
мазной пирамидкой на торцовых поверхностях образца.
Расстояние между контрольными точками составляло
8—10 мм. Затем последовательно удаляли тонкие слои
с цементованной поверхности посредством травления.
При этом после каждого травления измеряли деформа¬
цию кольцевого образца путем измерения расстояния
между контрольными точками. |По величине деформации
рассчитывали остаточные напряжения. Внутреннюю по¬
верхность образцов предохраняли от травления нитро¬
краской и церезином.Суммарные остаточные напряжения подсчитывали по
формуле° — <*1 4" ^2 “t~ <*8*При этомЕл г' .0\ = 2^- — ДД) — напряжения, снятые в момент
разрезки;„ ’ Еа* dD
1 ~ 3(D -fg) da —напряжения, снятые вместе сослоем, удаленным травлением;188
вкГ/мм2
§ ОгЙ -вА*S -12
--20-тк1f\•$» /2\• 43fх /s.V•X0,2	0,4	0,6	0,8 миРасстояние от поверхностиРис. 102. Остаточные напряжения в цементованном слое
стали 25ХГТ, определенные по методу Давиден-
кова Н. Н.:/, 2 — режим А; 3, 4 — режим В (плавка 1)Рис. 103. Остаточные напряжения в цементованном слое стали
25ХГТ, определенные по методу Давиденкова Н. Н.:/, 2 — режим А; 3. 4 — режим В (плавка 2)
2 Е а<т3 = зф -\-х)2 (—^ tf2AD+2*AD — напряжения,снимаемые в данном слое за счет удаления
предыдущих слоев. В приведенных форму¬
лах введены следующие обозначения:а = —!—=: 1,1;1 — jj.Е — модуль упругости стали, равный
2,31 • 104 кГ/мм2\
р — радиус серединной окружности кольца до
разрезки в мм;Z* — расстояние рассматриваемого волокна от
срединной линии в мм;Dв — внутренний диаметр кольца, равный 74 мм
ДД) — изменение наружного диаметра образца
равное изменению расстояния между конт
рольными точками, разделенному на 3,14
х — текущая координата всех слоев;
а — расстояние середины слоя от внутренней по¬
верхности кольца.Результаты некоторых расчетов приведены на
рис. 102, 103, из которых видно, что в цементованной
стали зона с максимальными значениями полезных
остаточных напряжений сжатия (16—24 кГ/мм?) распо-бос кГ/мм*I!I!-35-1052шг 'Г ///-—Сло1ш—-1Серд и,I... »и 0,5 1,0 1Ч5 мм
Расстояние от поверхности.Рис. 104. Распределение остаточ¬
ных напряжений в зубьях цемен¬
тованных шестерен:/ — по данным ранее проведенных
исследований; 2 — по результатам бо¬
лее точных определений [95]ближения к поверхности
190лагается как правило, не
на поверхности, а на зна¬
чительной глубине (0,3—
0,6 мм). Аналогичные
результаты были получе¬
ны и при определении
тангенциальных остаточ¬
ных напряжений посред¬
ством измерения дефор¬
мации непосредственно
на зубьях цементованных
шестерен в зоне полюса
зацепления {95] (рис. 104).
Характерная особенность
в распределении остаточ¬
ных напряжений состоит
в том, что по мере при-
наблюдается значительное
уменьшение сжимающих остаточных напряжений и даже
переход к напряжениям растяжения в зоне, примыкаю¬
щей непосредственно к поверхности.Методикой определения остаточных напряжений
предопределяется необходимость снятия поверхностных
слоев шлифованием или травлением. Стабильные ре¬
зультаты могут быть получены только при глубине слоя
не менее некоторого определенного значения. Предвари¬
тельные исследования показали, что минимальная глу-
бина удаляемого слоя должна быть 0,08—0,10 мм. Та¬
ким образом, при использовании указанной методики
представляется возможным определить остаточные на¬
пряжения на глубине не менее 0,08 мм от поверхности.
На указанном расстоянии у исследованных образцов на¬
блюдаются остаточные напряжения растяжения до
4 кГ/мм2 или небольшие по величине -сжимающие оста¬
точные напряжения (не более 3—4 кГ/мм2). Сопостав¬
ление значений остаточных напряжений, определенных
указанным методом, с прочностными характеристиками
цементированной стали показывает, что не всегда наблю¬
дается четко выраженная зависимость между этими
характеристиками. Так, например, в ряде опытов оста¬
точные напряжения в зоне максимально приближенной
к поверхности (на расстоянии 0,1 мм от поверхности),
практически одинаковы. Одинаковые значения макси¬
мальных напряжений сжатия (15—16 кГ/мм2) наблю¬
даются и на глубине 0,4 мм от поверхности. Вместе с
этим показатели усталостной прочности, полученные
при указанных опытах, существенно различны.При определении зональных остаточных напряжений
в цементованной стали на кольцевых образцах методом
удаления поверхностных слоев установлено, что по
мере приближения к поверхности от внутренней зоны
на глубине 0,3 мм уменьшаются остаточные напряжения
сжатия. Аналогичная тенденция наблюдается и в рас¬
пределении остаточных напряжений в зубьях автомо¬
бильных шестерен. Однако в связи с ограничениями,
обусловленными необходимостью удаления травлением
слоев толщиной не менее 0,08 мм, закономерность рас¬
пределения остаточных напряжений на расстоянии ме¬
нее 0,08 мм от поверхности, пользуясь указанной мето¬
дикой, установить невозможно,19)
Между тем, именно на небольшом расстоянии от по¬
верхности (0,1 — 0,08 мм) в цементованных сталях
наблюдаются весьма существенные изменения в строе¬
нии; резко уменьшается содержание остаточного аусте¬
нита, снижается концентрация углерода в твердом рас¬
творе после закалки. Это вызывает значительные
изменения показателей прочности непосредственно в
периферийных зонах, а следовательно, влияет на проч¬
ностные показатели цементованной стали в целом.Зависимость между этими параметрами в цементо¬
ванной стали можно установить с достоверностью толь¬
ко при использовании других методов определения оста¬
точных напряжений, с помощью которых было бы воз¬
можно измерение напряжений непосредственно тонких
поверхностных фильмов цементованной стали, закален¬
ной на высокую твердость. Для определения зональных
остаточных напряжений в закаленной стали разработа¬
ны методы с использованием рентгеноструктурного ана¬
лиза.Из различных ‘рентгенографических способов для
определения остаточных напряжений было признано
наиболее целесообразным использовать так называемый
«метод sin2 \Jj» [101, 118, 120], для которого в физической
лаборатории НИИТАвтопрома была разработана мето¬
дика исследования [71]. Этим методом можно опреде¬
лить остаточные напряжения непосредственно на поверх¬
ности образцов и деталей или на глубине не более
0,01 мм от поверхности. Результаты определения оста¬
точных напряжений приведены в табл. 40, из которойТаблица 40Марка сталиСодержание
углерода
в слое в %Характеристика
остаточных на¬
пряжений на
поверхностиАбсолютные
значения
остаточных
напряжений
в кГ/лсл*|Предел уста¬
лости стали<7_1 Вкг)мм*25ХГМ0,75Растяжения306525ХГМ0,85Сжатия3679видно, что между величиной остаточных напряжений и
пределом усталости цементованной стали имеется удов¬
летворительное соответствие.
НИТРОЦЕМЕНТАЦИЯ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙПри нитроцементации производится насыщение по¬
верхности стали одновременно углеродом и азотом.В зависимости от используемых источников получе¬
ния активного углерода и азота, а также в зависимости
от температуры химико-термической обработки разли¬
чают отдельные разновидности процесса нитроцемента¬
ции.[	ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНАЯ ЖИДКОСТНАЯ	IНИТРОЦЕМЕНТАЦИЯ (ЦИАНИРОВАНИЕ)1При цианировании стали насыщение поверхности
производится в расплавленных солях, содержащих в ка¬
честве активной составляющей цианистый натрий или
цианамид кальция (цианплав ГИПХ) [65, 40, 50, 78].Наиболее распространенный для конструкционных
сталей температурный интервал насыщения находится
в пределах 820—870° С при глубине слоя от 0,1 до
0,8 мм.В некоторых случаях температура насыщения повы¬
шается до 900—950° С, при этом глубина слоя может
быть увеличена до 1,5—2,0 мм.В связи с увеличением коэффициента диффузии при
повышении температуры химико-термической обработки,
скорость диффузии углерода и азота возрастает. При
этом одновременно уменьшается концентрация азота в
слое и при температуре насыщения более 900° С нитро-
цементованный слой по своему составу приближается
к цементованному. Для цианирования конструкционных1 При обобщении материалов по высокотемпературной нитроце¬
ментации без автоматического регулирования углеродного потенциа¬
ла наряду с друими данными использованы материалы рабо¬
ты [65].193
сталей при 820—870° С чаще всего применяются ванны
с цианистым натрием.Оптимальный состав таких ванн: 20—25% NaCN;
25—50% NaCl; 25—50% Na2C03.При расплавлении в ванну вводят смесь из 50%
NaCN и 50% NaCl; углекислый натрий образуется в
результате реакций, происходящих в ванне. При взаимо¬
действии расплавленного цианистого натрия с кислоро¬
дом воздуха образуется цианат натрия по реакции2NaCN + 02 .-= 2NaCNO.Затем часть цианата натрия разлагается по реакции
4NaCNO = Na2COs + СО + 2N + 2NaCN.Другая часть цианата натрия дополнительно окис¬
ляется кислородом воздуха по реакции2NaCNO + 02 = Na2COs + СО + 2N.Полученная в результате двух последних реакций
окись углерода затем диссоциирует с образованием
атомарного углерода. Последний 'вместе с атомарным
азотом, являющимся продуктом этих же двух реакций,
диффундирует в сталь.Таким образом, в цианистой ванне наблюдается
непрерывное увеличение концентрации углекислого
натрия.При содержании в ванне более 50% Na2C03 идет
реакцияNa2C03 + 4С + N2 = ЗСО + 2NaCN.Вследствие этого количество активного углерода и
азота в ванне сокращается и процесс цианирования
тормозится.Цианистые ванны с натриевыми солями — хлористым
натрием и углекислым натрием — менее активны, чем
ванны, содержащие в качестве нейтральных составляю¬
щих соли щелочно-земельных металлов — хлористый ба¬
рий и углекислый барий. Такие ванны называют актив¬
ными и применяют при цианировании при высоких тем¬
пературах (900—950° С) для получения более глубокого
слоя — 1,0—2,0 мм.Рекомендуемый состав активной ванны для цианиро¬194
вания следующий: 8—12% NaCN; 30—40% BaC03; 15%
ВаС12; 30—40% NaCl; 10% Na2C03.Применяемая для цианирования ванна с цианпла-
вом ГИПХ имеет состав: 43—49% Ca(CN)2; 2—Зо/0
CaCN2; 30—35% NaCl; 14—16% CaO; 4—5% С.Зависимость глубины цианированного слоя от дли¬
тельности выдержки и температуры ванн различного
состава приведена в табл. 41 и 42.Таблица 41	Таблица 42Температура циани¬
рования в °СДлительность насы¬
щения в минГлубина слоя в ммВанна
с цианистым
натриемВанна
с цианлавом
ГИПХ840840870870306030600,15-0,200,20-0,250,20—0,250,25—0,350,15—0,25
0,25—0,30
0,20—0,30
0,35—0,45Т емпература^циани-
рования в °СДлительность насы¬
щения в минГлубина слоя в мм
при цианировании
в активных виннах840800,25—0,30900600,50—0,609001200,70—0,809002401,00—1,20В заключение следует отметить, что при использо¬
вании высокотемпературного цианирования в условиях
мелкосерийного производства достигается значительная
маневренность при комплектации обрабатываемых изде¬
лий с различной глубиной слоя. Кроме того, при указан¬
ном методе химико-термической обработки возможно
местное насыщение поверхности изделий при неполном
погружении деталей в ванну.Однако при цианировании в солях затрудняется
контроль и регулирование концентрации углерода и азо¬
та в слое, практически невозможно осуществить механи¬
зацию и автоматизацию технологического процесса, а
использование указанных солей в производственных ус¬
ловиях представляет потенциальную опасность для ра¬
ботающих.Поэтому в условиях массового производства процесс
цианирования заменяется процессом газовой нитроце¬
ментации, при котором насыщение чаще всего произво¬
дится в газовой среде, содержащей углеводородные га¬
зы и аммиак [1, 44, 52, 88].195
ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНАЯ ГАЗОВАЯ НИТРОЦЕМЕНТАЦИЙ
БЕЗ АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ	,|	КОНЦЕНТРАЦИИ УГЛЕРОДА В СЛОЕВ зависимости от количества аммиака, добавляемого
к углеводородному газу, концентрация углерода и азота
в слое, при одной и той же температуре насыщения
(790° С) может изменяться в широких пределах
(табл. 43).Таблица 43Состав газовой
атмосферы в %Длительность
насыщения в чСодержание углерода
в слое в % на расстоянии
от поверхности в ммСодержание азота в слое
в % на расстоянии от
поверхности в ммГородской газПриродныйгазАммиак0,05юо*0,250,350,050,150,250,3550252520,880,500,280,230,310,140,020,019603551,750,870,550,330,250,130,080,0110,01175—251,750,780,520,320,250,330,280,090,03—50501.50,830,580,280,200,450,220,040,01Установлено, что с повышением температуры насы¬
щения концентрация азота в слое уменьшается. Так,
например, при нитроцементации с температурой нагрева
800° С концентрация азота на поверхности равна 0,8%,
при 850° С —0,5%, а при 900° С содержание азота сни¬
жается до 0,3%.В ряде исследований показано, что при добавке ам¬
миака ускоряется процесс насыщения стали углеродом,
повышается концентрация углерода в слое, возрастает
коэффициент диффузии углерода. Возможно, что
аммиак ускоряет газовые реакции на поверхности на¬
гретой стали вследствие образования цианистого водо¬
рода и тормозит образование двуокиси углерода и
водяных паров, которые замедляют процесс насыщения
углеродом.В зависимости от температуры и длительности на¬
сыщения, а также от состава газовой среды, структура
нитроцементованного слоя может изменяться в весьма
широких пределах.196
При более низких температурах насыщения, около
700° С, в структуре наблюдаются две резко отличных
зоны. Первая, поверхностная зона состоит преимущест¬
венно из смеси е карбонитридов с некоторым количест¬
вом цементита на поверхности: в этом цементите часть
атомов углерода замещена атомами азота. Во второй
внутренней зоне содержатся продукты распада азоти¬
стого аустенитяС повышением температуры нитроцементации до
800—830° С глубина первой зоны уменьшается, а общая
глубина слоя резко возрастает. При температуре насы¬
щения 850° С первая зона, содержащая смесь е-карбо-
нитридов, отсутствует, и структура в основном состоит
из темных игл мартенсита отпуска, располагающихся
на светлом фоне остаточного аустенита.При этом непосредственно на поверхности может на¬
ходиться небольшой слой, состоящий из азотистого це¬
ментита.При повышении концентрации углерода и азота на
поверхности в структуре слоя содержание остаточного
аустенита может значительно увеличиться, «вследствие
чего твердость наружной зоны уменьшается. Распреде¬
ление микротвердости и содержания остаточного ау¬
стенита в зависимости от температуры насыщения при
нитроцементации в течение 4 ч в газовой смеси с высо¬
ким содержанием аммиака приведены в табл. 44.Таблица 44Температура нитро¬
цементации в °ССодержание остаточного аусте¬
нита на расстоянии от поверх¬
ности в ммМикротвердость на расстоянии от
поверхности в мм0,050,10,20,30,40,050,10,20,30,4700010050042542552525020076003520005757008009003508200201850700780800850790Распределение микроструктуры по глубине слоя при¬
водится в табл. 45,L97
Таблица 45Температура нитро¬
цементации в °СМикроструктура на расстоянии от поверхности в мм0,050,10,20,30,4700760820Fe3C + е —
карбонитри-
ды
Fe3 (CN)Fe3 (CN)АустенитАустенит
и мартенсит
Аустенит
и мартенситАустенит
и мартенситАустенит
и мартенсит
Аустенит
и мартенситФеррит
и перлитФеррит
и перлит
МартенситФеррит
и перлитФеррит
и перлит
Мартен¬
ситОсобенностью ^про.цесса нитроцементации является
возможность^Использования "широкого диапазона темпе¬
ратур для насыщения, ib зависимости от требований,
предъявляемых к обрабатываемым изделиям. Если на
поверхности деталей необходимо получить высокую
твердость (HRC 58—63) при глубине слоя 0,2—0,8 мм
и при требовании обеспечить в заданных пределах твер¬
дость сердцевины (HRC 30—43), то может быть реко¬
мендована нитроцементация при 840—870° С с после¬
дующей обычной закалкой в холодном масле. Если при
химико-термической обработке деформация изделий
должна быть минимальной, рекомендуется применять
ступенчатую закалку с выдержкой в горячем масле
(180—200° С).Для ряда изделий по условиям их эксплуатации
(мелкие шестерни, втулки, шаровые вкладыши) тре¬
буется значительно _^1еньшая_ глубина слоя (0,025—
0,15 мм) при твердости поверхности HRC 35—50; струк-
тура"сердцевины может быть ферритно-перлитной или
сорбитной^В этом случае_целесообразно применить га¬
зовую нитроцементацию при низких температурах (540—
670° С) с последующим охлаждением на спокойном воз¬
духе, а также с обдувкой воздухом ил*и газом. Из-за
высокого содержания азота на поверхности значительно
снижается критическая скорость закалки и даже при
охлаждении на воздухе создается реальная возможность198
йолучёния высокой тверДости нитрбцёмёнтованнбгб слой
и минимальной деформации из-за отсутствия резкого
охлаждения после насыщения.В практике для нитроцементации используется газо-
вая^атмосферд*. полученная из жидкого карбюризатора
(керосин, пиробензол) с добавкой аммиака,; из смеси
природного^ городского газа и аммиака; из триэтанола-
мина, и, наконец, из. .смеси эндогаза, метана и аммиака.Данные о расходе жидкого карбюризатора и аммиа¬
ка при нитроцементации с температурой нагрева 850° С
в печах различного типа приведены \в табл. 46.Таблица 46КарбюризаторТип печиРасход кар¬
бюризатора
в каплях
в минРасход
аммиака
в л/мин.КеросинШахтная Ц-3560—700,7ПиробензолШахтная Ц-105180—2802,5Легкое индустриальноеШахтная Ц-6050—601,5маслоПри .нитроцементации в газовой смеси расход карбю¬
ризатора и аммиака в различных печах находится в
пределах, указанных в табл. 47.Таблица 47Тип печиРасход карбюризатора в м*/чРасход
аммиака
в л/минПрирод¬
ный газГородскойгазЭндогазШахтная Ц-90Шахтная Ц-105	Безмуфельный однорядный
агрегат
То же0,25.1,10
1,5-2,025,0251,07,02020Нитроцементация триэтаноламином. Помимо пере¬
численных выше жидких и газовых карбюризаторов, в
производственной практике для нитроцементации ис¬
пользуется также триэтаноламин, представляющий со¬
бой прозрачную жидкость желто-коричневого цвета.199
Молекулярный вес трйэтаноламина 149, температура
замерзания — 4° С, температура кипения 227° С, дина¬
мическая вязкость при 20° С 2 спз. Химическая формула
триэтаноламина— (C2H4OH)3N. При нагреве свыше
Б00°С происходит разложение триэтаноламина по ре¬
акций(С2Н40Н)з N 2СН4 + ЗСО + HCN + ЗН2.В свою очередь метан и цианистый водород разла¬
гаются по реакциямСН4 —> С -f- 2Н2;2HCN Н2 + 2С + 2N.В результате указанных реакций образуются актив¬
ный углерод и азот, в связи с чем при нитроцементации
Триэтатголамином отпадает необходимость в добавке
аммиака. Избыток углерода, образующегося при разло¬
жении, связывается в окись углерода посредством кис¬
лорода, который входит ,в состав триэтаноламина. Вслед¬
ствие этого при нитроцементации триэта'ноламином
в печи не образуется сажа, что способствует ускорению
процесса насыщения и получению более стабильных
результатов химико-термической обработки. Вместе с
тем из-за отсутствия выделений сажи становится осо¬
бенно необходимой тщательная герметизация рабочего
пространства печей, ибо самая мелкая пористость сте¬
нок остается не закрытой сажей.Зависимость между температурой, длительностью
насыщения и глубиной слоя при нитроцементации три-
этаноламином приведена в табл. 48.Таблица 48ТемператураДлительностьГлубина слоя
в ммКонцентрация на поверхности
в %насыщения
в С°насыщения
в чуглерода850950_10502,210,0"4,00,251.71.70,8—0,9
0,8—1,0
0,7—0,90,5—0,7
0,2
0,14200
При использовании шахтных печей периодического
действия в период нагрева изделий до рабочей темпера¬
туры триэтаноламин подается в количестве 40—60% от
полной подачи его для цикла выдержки и насыщения.Расход ,триэтаноламина при температуре процесса
930°С для шахтных печей различного размера приведен
в табл. 49.Таблица 49	Таблица 50ТиппечиРасход триэтанолами¬
на в см*/чпринагревепривыдержкеЦ-25Ц-35Ц-60Т-Г90Ц-105100—120
170—190
20Q—240
600
750250—300
300—380
400-450. _
1000
1200Расстоя¬
ние
от поверх¬
ности в ммСодержание элемен¬
тов в %У глеродАзот0,11,150,380,21,050,300,30,950,220,40,900,150,50,800,15Для характеристики распределения углерода й азота
по глубине слоя в табл. 50 приведены результаты нитро¬
цементации триэтаноламином при 860° С в течение 6 ч.При нитроцементации триэтаноламином необходимо
учитывать, что в интервале температур 200—300° С три¬
этаноламин разлагается с образованием смолистых от¬
ложений. Во избежание засорения («закоксовывания»)
питающей системы в этом случае следует применять спе¬
циальную конструкцию .ввода триэтаноламина [65], или
охлаждать водой трубку, подводящую триэтаноламин
к печи. Кроме того, давление в камере печи при исполь¬
зовании триэтаноламин^должно быть повышено до 60—
150 мм вод. ст. вместо обычно рекомендуемого для нит¬
роцементации углеводородным газом с добавкой аммиа¬
ка давления в 30—60 мм вод. ст.Контроль состава газа при нитроцементации осуще¬
ствляется путем химического анализа отходящих газов.Допустимые пределы колебания концентрации
отдельных компонентов газовой атмосферы при газовой
высокотемпературной нитроцементации даны в табл. 51.8 И. С. Козловский201
Таблица 51Тип печиКарбюризатор2оSC СО усо
X
2 2
S 3
со зТемпература
процесса в °ССостав газа в %Расход
ризатор
см3/ми5-
S “
£ 3сосо2ШахтнаяГородской газ1,1 м3/ч59303,8Легкое инду¬
стриальное
масло2,51,584010—270,2Методиче¬Пиробензол3398505,61,0ская печьТриэтаноламин4—93031,00,2Синтин40,785022,80,2То же42,08508,30,2Продолжение табл. 51Тип печиКарбюризаторСостав газа в %СН4н2о2n2ШахтнаяГородской газ7,878,210,2Легкое инду¬
стриальное
масло1,7—3,066-870,71,6-3,5Методиче¬Пиробензол3,662,01,0Остальноеская печьТриэтаноламин5,550,00,213,1Синтин5,652,90,617,9То же2,76J,10,427,3ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНАЯ ГАЗОВАЯ НИТРОЦЕМЕНТАЦИЯ
С АВТОМАТИЧЕСКИМ РЕГУЛИРОВАНИЕМ
КОНЦЕНТРАЦИИ УГЛЕРОДА В СЛОЕ 'Высокие и стабильные прочностные показатели изде¬
лий при нитроцементации можно обеспечить только при
автоматическом регулировании концентрации углерода
и азота в слое. В связи с этим, в современном машино¬
строении для наиболее прогрессивного метода газовой
нитроцементации используются автоматизированные
безмуфельные агрегаты, в рабочую камеру которых по-202
дается эндотермическая атмосфера с автоматически
регулируемым потенциалом углерода, а также строго
регулируемым количеством аммиака.Безмуфельные агрегаты с эндотермической атмосфе¬
рой наиболее широко используются для газовой нитро¬
цементации шестерен из среднелегированных и мало¬
легированных сталей типа 25ХГТ, 25ХГМ, 20ХГМ, для
которых мож.но применять непосредственную закалку с
подстуживанием.Основные параметры такого процесса химико-терми¬
ческой обработки приведены ниже.Расход атмосферы в м3/ч:эндогаз ...	25природный газ	1,5—2,0аммиак		0,8—1 ,0Состав атмосферы по выходе из печи в %:С02	0,0•	0,0СО	16—18Н2	40-43СН4	6—8Na		. . . ОстальноеДлительность нитроцементации для получения слоя	0,6—0,8 мм в ч			7Температура нитроцементации и непосредственной	закалкив °С 		840Температура масла при ступенчатой закалке в °С	180Температура отпуска в °С		180Содержание элементов на поверхности слоя в °/:С .	0,8—1,0N2. . . .	0,3
Твердость HRC:на поверхности зубьев шестерен	59—62в сердцевине зубьев .	30—45Применение для газовой нитроцементации более низ¬
кой температуры, чем при газовой цементации (850° С
вместо 930°С), и ступенчатой закалки в горячем масле
обеспечивает значительное снижение деформации шесте¬
рен. Так, для автомобильных шестерен с модулем 4 бие¬
ние зубчатого венца при нитроцементации составляет
0,08 мм вместо ,0,12 мм, обычно получаемых после газо¬
вой цементации в муфельных печах. Деформация по
профилю зуба не превышает 0,04 мм [1].Углубленные исследования свойств различных ста¬
лей, применяемых для изготовления ответственных ше¬
стерен, показали, что для получения оптимальных пока¬8* 203
зателей прочности при нитроцементации необходимо
регулировать не только концентрацию углерода в слое,
но также и .содержание азота [56, 31]. Следует учиты¬
вать при этом, что оптимальное содержание этих эле-6и,кГ/мм2ан,к Гм/смтттттштж\А1г~Eg11иV%11Iп□0,5 os1,3ментов в слое может из¬
меняться в зависимости
от химического состава
стали.На рис. 105 показано
влияние суммы углерода
и азота на механические
свойства после нитроце¬
ментации на глубину
0,5—0,7 мм сталей 25ХГМ
и 25ХГМ (Т) при глуби¬
не слоя 0,5—0,8 мм.Оптимальная концен¬
трация углерода и сум¬
мы углерода и азота для
различных сталей, подан¬
ным [31], приведена в
табл. 52.Ми кростру кту р а це-
ментованного слоя сталей
25ХГТ и 40Х при опти¬
мальных концентрациях
углерода и азота состоит
из мартенсита и остаточ¬
ного аустенита в количе-VXCftHb) CTBe~	зо%> а сталейРис. 105. Зависимость показателей 25ХГМ и 25ХГМТ — изÄÙС1\Г» f	мартенсита и до 50% ос-углерода и азота в нитроцементо- гванном слое. Концентрация уг- таточмого аустенита. При
лерода показана сплошными ли- оптимальной степени на-
ниями; сумма концентрации угле- сыщеН'ИЯ углеродом И азо-том необходимо учиты¬
вать, что при чрезмерно
низкой концентрации углерода в структуре слоя по гра¬
ницам зерен мартенсита появляется троостит. Вместе с
тем, при излишне высокой концентрации углерода в на¬
ружной зоне появляются карбонитридные фазы типа
Fe3(CN) (рис. 106) и повышается количество остаточ¬
ного аустенита. Как уменьшение, так и чрезмерное уве-рода и азота — штриховыми:1 — сталь 25ХГМ: 2 — сталь 25ХГМТ204
Таблица 52Марка сталиГлубина слоя в ммОптимальная концентрация в слое
на глубине 0,025 мм от поверхностиуглеродасуммы углерода
и азота25ХГТ25ХГМ40Х0,5-0,7
0,5—0,8
0,25—0,350,65—0,900,75—1,20,65—0,901.0-1,25
1,3—1,601.0—1,25личение концентрации углерода в слое приводят к сни¬
жению прочности нитроцементованной стали (см.
рис. 105).Рис. 106. Микроструктура нит-
роцементованного слоя с карбо-
нитридной фазой. Травление
2%-ным раствором HN03, Х400Рис. 107. Микроструктура тем¬
ной составляющей в нитроце-
ментованном слое. Без травле¬
ния, Х400Исследования показали, что при использовании эндо¬
термической атмосферы и безмуфельных агрегатов
автоматическое регулирование концентрации углерода
в нитроцементованном слое осуществляется без особых
затруднений. Разница заключается только в том, что
при нитроцементации невозможно использовать регули¬
рование углеродного потенциала эндотермической атмо¬
сферы по содержанию паров воды (по точке росы), так
как в атмосфере, содержащей аммиак, быстро выходят
из строя датчики приборов, регистрирующих точку росы
атмосферы. В связи с этим для регулирования углерод¬
ного потенциала при нитроцементации рекомендуется
использовать системы приборов, фиксирующих содержа¬
ние двуокиси углерода в атмосфере печи. К настоящему
времени разработаны и внедрены в практику производ¬
ства надежно работающие приборы указанного типа.При регулировании концентрации азота в нитроце-
ментованном ,слое возникает ряд специфических проб¬
лем. Было установлено [31], что при чрезмерно низкой
концентрации азота в слое (менее 0,05—0,10%) в по¬
верхностной зоне на глубине 0,01—0,03 мм может про¬
исходить внутреннее окисление в эндотермической атмо¬
сфере ряда легирующих элементов — хрома, марганца,
титана. Вследствие этого могут снизиться и прочностные
показатели нитроцементованной стали. Процессы внут¬
реннего окисления более подробно проанализированы
выше в разделах, посвященных газовой цементации.
Здесь только нужно подчеркнуть необходимость обес¬
печения минимальной концентрации азота в нитроце-
ментованном слое. При чрезмерно высокой концентрации
азота (свыше 0,5%) в нитроцементованном слое воз¬
можно образование второго дефекта микроструктуры,
так называемой «темной составляющей», которая выяв¬
ляется в виде отдельных темных пятен на нетравленых
шлифах в периферийной зоне ,(рис. 107).Причины появления темной составляющей и влияние
ее на свойства нитроцементованной стали исследовались
в ряде работ [56, 31, 32, 147, 128, 129, 137]. Было уста¬
новлено, что при использовании для нитроцементации
активной среды, богатой азотом и при увеличении дли¬
тельности выдержки концентрация азота в периферий¬
ной зоне на глубине до 0,1 мм значительно снижается
по сравнению с концентрацией в более глубоко распо¬
ложенных слоях, т. е. при указанных условиях возникает
деазатирование поверхности.На рис. 108 показано, что при нитроцементации в
шахтной печи при 850° С с расходом триэтаноламина
540 см3/ч даже при выдержке в течение 0,5 ч наблю¬
дается падение концентрации азота на периферии [56].Более резко деазотирование поверхности проявляется
при увеличении выдержки до 5 ч. При этом концентра¬
ция азота на периферии снижается до 0,1%, хотя на206
расстоянии 0,12 мм от поверхности она равна 0,42 % -
Наиболее вероятная причина такого необычного явле¬
ния заключается в вытеснении азота углеродом из твер¬
дого раствора внедрения при совместном насыщении
стали обоими элементами, вследствие того, что устой¬
чивость азотистых фаз при температуре нитроцемента-
ции значительно ниже, чем углеродистых, что становится
очевидным при сопостав¬
лении значений термоди¬
намического потенциала
образования карбидов и
нитридов железа и хро¬
ма.Имеются основания
предполагать, что на пер¬
вой стадии формирования
нитроцементованного слоя
•происходит насыщение до
высокой концентрации
азота, а затем на второй
стадии наблюдается рас¬
пад фаз, богатых азотом.В результате происходит
выделение молекулярно¬
го азота под большим
давлением, вследствие чего нарушается плотное строе¬
ние металла, в нем образуются поры, выявляющиеся
на нетравленом шлифе в виде темной составляющей
[31]. Образование такой составляющей было впервые
обнаружено на азотированных образцах после деазоти¬
рования. Характерно, что при образовании темной со¬
ставляющей, как это было показано в работе [32], в
периферийной зоне наблюдается значительное количе¬
ство свободного углерода — графита (рис. 109). На глу¬
бине до 0,5 мм содержание свободного углерода превы¬
шает 0,8 %даже после закалки в воде, т. е. при таких
условиях, когда было исключено повышение концентра¬
ции свободного углерода за счет возможного проникно¬
вения в поры закалочного масла. Образующиеся при
избытке азота в нитроцементованном слое норы запол¬
нены графитом.При образовании в структуре нитроцементованного
слоя темной составляющей наблюдается значительноео "2Ofi0,2оРис. 108. Распределение азота по
глубине нитроцементоваеного
слоя при различной длительности
процесса насыщения; расход три-
этаноламина 0,54 л/ч:1 — 0,5 ч\ 2 — 3,0 ч; 3 — 5,5 ч1\с2—х—^4SsД-NN/гх>3у0,05 0,10 0,15 мм207
снижение показателей прочности. У стали 40Х при глу¬
бине нитроцементации 0,3—0,4 мм предел усталости
при наличии темной составляющей в структуре снижает¬
ся на 30%, ударная вязкость на 35%; у стали25ХГТпри
%Щ
0JS4*о	0,1 0,2 0,3 ммРис. 109. Концентрация свободного углерода
и азота в нитроцементованном слое ста¬
ли 20. Насыщение при 850° С в течение 7 ч,
непосредственная закалка после насыщения,
расход триэтаноламина 0,76 л/я:/ — содержание свободного углерода; 2 — содер¬
жание азота; О — О — закалка в воде; # — ф —
закалка в масле.слое 0,5—0,7 мм предел усталости снижается на 27%,
ударная вязкость на 47%. Как видно из табл. 53, приТаблица 53Глубина слоя в ммГлубина распространения
темной составляющей в ммКоличество циклов напряже¬
ния N• 10 8 до образова¬
ния питтинга при контактном
напряжении 560 кГ/мм*0,92Нет55,90,80,0257,691,050,0750,46образовании темной составляющей резко снижается и
контактная выносливость нитроцементованной стали
25ХГТ [31].Таким образом, при чрезмерно высокой азотирую¬
щей активности среды наблюдается деазотирование по¬
верхности, и в микроструктуре ннтроцементованного
слоя возникает дефект — темная составляющая, вслед¬
ствие чего существенно ухудшаются прочностные пока¬
затели стали. В связи с этим особое значение приобре.-0.1 0,2 0,3 мм208
тает регулирование азотирующей активности среды при
нитроцементации. При наиболее распространенном в
практике производства методе газовой нитроцементации
количество аммиака, добавляемого к газовому карбю¬
ризатору, должно строго регулироваться в зависимости
от глубины слоя и длительности химико-термической
обработки. Нельзя считать рациональной рекомендацию.Рис. 110. Распределение углерода и
азота в слое при различных циклах
насыщения:/ — содержание углерода; 2 — содержание
азота; 3 — сумма концентрации углерода
и азота; О— О — % С при обработке без
обезуглероживания; ф—•	% С при об¬
работке с обезуглероживанием; Л—Л — %N
при обработке без обезуглероживания;А—^— % N при обработке с обезуглеро¬
живаниемчасто встречающуюся в литературе, о добавке аммиака
при нитроцементации в количестве 15—20%.В результате специально проведенного исследования
было установлено, что для получения оптимальных по¬
казателей прочности количество добавляемого аммиака
при газовой нитроцементации необходимо регулировать
в следующих пределах [39]. При глубине слоя 0,2—
0,4 мм рекомендуется добавка аммиака в количестве
5—7%, при глубине 0,5—0,7 мм добавка аммиака — не
должна превышать 5%, при глубине слоя 0,8—1,1 мм —
не более 2%. В процессе нитроцементации в слое может209
изменяться и содержание углерода. Для изменения кон¬
центрации углерода необходимо изменять углеродный
потенциал среды, т. е. фактически применять комбини¬
рованные циклы насыщения. Имеется принципиальное
отличие в кинетике изменения содержания азота при
нитроцементации: концентрация азота может умень¬
шаться и при постоянном потенциале азота в активной
среде.При нитроцементации по режиму комбинированных
циклов насыщения углеродом наблюдаются существен¬
ные изменения показателей прочности стали. На рис. 110
показано распределение углерода и азота по глубине
слоя на стали 25ХГТ в результате применения комбини¬
рованных циклов насыщения углеродом. В периферий¬
ной зоне на глубине до 0,1 мм наблюдается снижение
концентрации углерода на 0,2%, причем концентрация
азота находится в оптимальных пределах и деазотиро¬
вания поверхности нет. Таким образом, в данном случае
имеется только изменение концентрации углерода в на¬
ружной зоне, без изменения в распределении азота. Сни¬
жение концентрации углерода на поверхности при нит¬
роцементации, так же как и при цементации, оказывает
отрицательное влияние на прочность стали 25ХГТ.НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЕ ЦИАНИРОВАНИЕПомимо цементации и нитроцементации, для поверх¬
ностного упрочнения различных деталей машин, в том
числе и шестерен, расширяется применение низкотемпе¬
ратурного цианирования (мягкого азотирования); часто
этот вид обработки называется «тенифер-процессом».При .этом насыщение производится при температуре
560—580° С в цианистых ваннах, содержащих 45%
NaCN или 35% KCNO. 'В процессе насыщения произво¬
дится продувка сухого воздуха через расплавленные
соли. Тигель ванны и трубы, подводящие воздух, изго¬
товляют из титана, вследствие чего значительно умень¬
шается количество шлака в расплаве и повышается ка¬
чество диффузионного слоя. Длительность насыщения
обычно составляет 1,5—3,0 ч, общая глубина слоя из¬
меняется от 0,15 до 0,40 мм.В процессе насыщения в сталь диффундирует пре¬
имущественно азот; глубина проникновения углерода
весьма мала (5—15 микрон). В зоне диффузии азота и
210
углерода структура состоит из карбонитридов типа
Fe2(N, С), Fe3(N, С), Fe4(N, С).При обработке легированных сталей наблюдается
достаточно высокая микротвердость 600—800 кГ/мм2,
микротвердость углеродистой стали равна 350—
400 кГ/мм2, к сердцевине микротвердость резко пони¬
жается. Стальные изделия чаще всего перед мягким
азотированием подвергают предварительному улучше¬
нию.Зависимость между длительностью насыщения при
570° С и глубиной слоя для конструкционных сталей
иллюстрируется данными табл. 54.Таблица 54Дли¬Глубина слоя в ммДли¬Глубина слоя в ммМаркасталитель¬
ность
насы¬
щения
в чкарбонит¬
ридной т
зоныобщего
диффузи¬
онного :СЛОЯМаркасталитель¬
ность
насы¬
щения
в чкарбонит-’риднойзоныобщегодиффузи¬онногослоя20*л10,0090,4040Х;т10,0060,2520,0150,5240ХН20,0120,353450,0180,0210,0220,600,700,753450,0150,0180,0200,400,450,47Таблица 55МаркасталиТемпе¬
ратура
насы¬
щения
в °СГлубина слоя в ммМаркасталиТемпе¬
ратура
насы¬
щения
в °СГлубина слоя в ммкарбонит-риднойзоныобщегодиффузи¬онногослоякарбонит-
ридной
зоныобщегодиффузи¬онногослоя205405605805900,0090,0120,0140,0160,350,450,580,6740Х;40ХН5405605805900,0060,0080,0100,0110,220,300,390,42Изменение температуры насыщения в пределах 540—
590®С при длительности процесса —1,5 ч приводит к
существенному изменению глубины слоя (табл. 55).ВьГсокое качество диффузионного слоя (твердость,
пластичность, отсутствие пористости) может быть по¬
лучено только при определенных параметрах процесса211
низкотемпературного цианирования, при так называемых
преимущественных режимах. Оптимальная микрострук¬
тура для конструкционных сталей представляет собой
карбонитридный слой глубиной 0,007—0,017 мм в виде
плотной, беспористой, нетравящейся светлой полосы.
В структуре допускаются отдельные точечные поры на
площади 10—20%. Значения преимущественных режи¬
мов химико-термической обработки, по данным Ю. М.
Лахтина приведены в табл. 56.Таблица 56МаркасталиТемпе¬ратуранасы¬щенияв °СПределы изменения
длительности режимов
для преимуществен¬
ных режимов в чМаркасталиТемпе¬
ратура
насы¬
щения
в °СПределы изменения
длительности режимов
для преимуществен¬
ных режимов в чМинималь¬
ная дли¬
тельностьМаксималь¬
ная дли¬
тельностьМинималь¬
ная дли-
тельннстьМаксималь*
ная дли¬
тельность205401,75,040Х;5402,06,05601,03,040ХН5601,54,75700,752,55701,04,05800,502,05800,903,05900,501,55900,502,5Применение температур насыщения ниже 540° С при¬
водит к недопустимому снижению глубины карбонит-
ридной зоны; цианирование при температуре более
590° С вызывает повышение хрупкости указанной зоны.В результате низкотемпературного цианирования
конструкционных сталей повышается твердость, износо¬
стойкость и усталостная прочность." При длительных испытаниях в условиях смазки изно¬
состойкость цианированных образцов конструкционной
стали 30Х2Н2ВФА в 5 раз выше, чем у образцов после
закалки и высокого отпуска. В условиях сухого трения,
без смазки, износостойкость стали после цианирования
в 2,5 раза выше, чем после поверхностной закалки с
индукционным нагревом.Специфической и ценной особенностью цианирован-
ной стали является резкое снижение коэффициента тре¬
ния при работе пары без смазки. Так, для стали
30Х2Н2ВФА коэффициент сухого трения после улуч¬
шения равен 0,94, после закалки с нагревом т. в. ч.—212
0,70, ^а у цианированной стали коэффициент трения ниже
в 4 р\за и равен 0,22. Характерно, что после удаления
слоя с карбанитридной фазой износостойкость резко
снижаемся.Низкотемпературное цианирование приводит к об-
разовани^о в поверхностной зоне на глубине до 0,02 мм
значительных остаточных напряжений сжатия (30—
50 кГ/мм2), вследствие чего усталостная прочность кон¬
струкционных сталей увеличивается.По сравнению с закалкой с высоким отпуском, низ¬
котемпературное цианирование повышает предел уста¬
лости гладких образцов, в среднем, на 150% (до
65 кГ/мм2)у а образцов с надрезом —на 200%.Таблица 57Состав стали в %Режим термической обработки
шестеренУсталостная проч¬
ность зубьев
шестерен приССгМпМоизгибе в % к
прочности шесте¬
рен после
улучшения0,421,00,60,2Закалка, высокий отпуск;
затем закалка с нагревом
т. в. ч. без упрочнения впа¬
дины зуба87,20,160,91,1—Цементация, затем низко¬
температурное цианирование96,70,421,00,60,2Закалка, высокий отпуск1000,160,91,1—Цементация, закалка, низ¬
кий отпуск1230,421,00,60,2Закалка, высокий отпуск,
затем закалка с нагревом
т. в. ч. и низкотемператур¬
ное цианирование1410,421,00,60,2Закалка, высокий отпуск
и низкотемпературное циани¬
рование168При испытаниях шестерен с модулем 3 также было
установлено [119] значительное повышение усталостной
прочности после низкотемпературного цианирования
(табл. 57).
ЗАКЛЮЧЕНИЕНа основе анализа данных, полученных ранее рядом
исследователей, и результатов исследования автора, ус¬
тановлены следующие основные положения, которые
необходимо учитывать при цементации ответственных
шестерен в массовом и серийном производстве.1.	Принятые в настоящее время для оценки свойств
цементованной стали такие основные параметры, как
суммарная концентрация углерода в слое, глубина слоя,
твердость и микроструктура слоя и сердцевины, не могут
однозначно характеризовать показатели прочности ста¬
ли. При автоматизированном процессе цементации со¬
блюдение оптимальных значений перечисленных выше
параметров не может гарантировать получение высоких
и стабильных показателей прочности. Значения предела
прочности цементованной стали при изгибе колеблются
от 160 до 240 кГ/мм2, ударная вязкость от 1,5 до4,5	кГ/мм2 и предел усталости — от 55 до 90 /сг/мм2.
Таким образом, регулирование в оптимальных пределах
указанных параметров является, хотя и необходимым,
но недостаточным условием для получения требуемых
свойств цементованной стали.2.	Разработан и экспериментально проверен метод
расчета комбинированных циклов насыщения при цемен¬
тации. Такие циклы широко используются в практике
производства, однако до настоящего времени отсутство¬
вали методы расчета оптимальных режимов насыщения.
Предложенный метод позволяет определять рациональ¬
ное соотношение между различными этапами комбини¬
рованных циклов, а также рассчитать экономическую
эффективность таких циклов.3.	В сталях, легированных хромом, марганцем и ти¬
таном (25ХГТ, 25ХГМ, 20ХНМ, 15ХГНТА), при насы¬
щении по комбинированному циклу создается гетеро¬
генность распределения легирующих элементов между214
отдельными фазами. Концентрация хрома и марганца
в твердом растворе снижается в 2 раза (до 0,5% каж¬
дого элемента), вследствие чего уменьшается прокали¬
ваемое^ слоя. В связи с этим наблюдается значитель¬
ное падение концентрации углерода в твердом растворе
цементованного слоя на глубине до 0,2 мм от поверх¬
ности. Такая неоднородность распределения легирую*
щих элементов и углерода в твердом растворе приводит
к снижению показателей прочности стали.Особенно резкое падение концентрации углерода в
твердом растворе наблюдается в том случае, когда сни¬
жение суммарной концентрации углерода в слое на вто¬
ром этапе насыщения осуществляется в процессе под¬
стуживания в атмосфере воздуха или в контролируемой
атмосфере без автоматического регулирования углерод¬
ного потенциала. При этом значительно уменьшается
прокаливаемость слоя, предел прочности при изгибе
снижается на 20%, а предел усталости уменьшается на
30% (до 50—60 кГ/мм2).4.	Для ответственных шестерен на втором этапе
цементации (диффузия углерода при пониженном по¬
тенциале атмосферы и подстуживание при непосредст¬
венной закалке) недопустим контакт нагретой поверх¬
ности деталей с атмосферой воздуха или с контролируе¬
мой атмосферой без регулируемого углеродного потен¬
циала. В этих условиях наблюдается весьма резкое
снижение показателей прочности цементованной стали.
В связи с .этим производить обработку ответственных
деталей в шахтных печах, широко распространенных на
машиностроительных предприятиях, не рекомендуется.
Такие детали следует подвергать химико-термической
обработке в герметизированных универсальных печах
или в муфельных агрегатах.5.	Экспериментально установлено, что в стали типа
25ХГТ, широко используемой в отечественном машино¬
строении для ответственных цементуемых деталей, пре¬
дел растворимости углерода в аустените при темпера¬
туре закалки 850° С равен 0,83%. Повышение концентра¬
ции углерода в слое сверх указанного предела приводит
к обеднению твердого раствора легирующими элемен¬
тами в связи с выделением карбидной фазы и к умень¬
шению прочности стали. Учитывая, что для повышения
контактной выносливости максимальная концентрация215
углерода в слое, равная 0,83%, может оказаться /Недо¬
статочной, следует признать, что стали типа 25ХГТ в
общем мало пригодны для цементации при автоматизи¬
рованном цикле химико-термической обработки:6.	При анализе влияния различных легирующих
элементов на строение и свойства перспективных цемен¬
туемых сталей были произведены расчеты по определе¬
нию термодинамического потенциала окисления различ¬
ных легирующих элементов в эндотермической атмо¬
сфере. Было установлено, что широко применяемые
в настоящее время легирующие элементы — хром, мар¬
ганец и титан — склонны к внутреннему окислению в
указанной атмосфере. В результате этого, в периферий¬
ной зоне цементованной стали, содержащей хром, мар¬
ганец, титан, на глубине до 0,04 мм могут образоваться
окислы этих элементов, концентрация последних в твер¬
дом растворе снижается и прокаливаемость поверхно¬
стной зоны уменьшается. Внутреннее окисление сопро¬
вождается уменьшением концентрации углерода в
растворе на глубину до 0,04 мм. Исследование структу¬
ры на электронном микроскопе показало, что в зоне
внутреннего окисления после закалки образуется бей-
нитная структура вместо мартенситной. Было установ¬
лено, что если глубина внутреннего окисления превы¬
шает 0,013 мм, то прочностные показатели цементован¬
ной стали снижаются (уменьшение предела усталости
достигает 25%). В связи с этим были исследованы це¬
ментуемые стали нового состава, которые потенциально
не подвержены внутреннему окислению, и установлено,
что одним из наиболее перспективных легирующих эле¬
ментов для цементуемых сталей является молибден.'7.	В результате исследования экспериментальных
сталей, выплавленных в высокочастотной и в мартенов¬
ской печах, установлено, что сталь, содержащая 0,5%
Мо и не более ;0,5% Сг (25Х05М05), обладает рядом
преимуществ перед сталями, широко использующимися
в настоящее время для цементуемых деталей. Предель¬
ная растворимость углерода в аустените стали 25Х05М05
при 850° С значительно выше, чем в обычных цементуе¬
мых сталях и составляет 1,32% вместо 0,83% у сталей
типа 25ХГТ. Вследствие этого в процессе насыщения
в атмосфере с высоким углеродным потенциалом при
комбинированном цикле количество карбидной фазы у216
стал^25Х05М05 в 2—3 раза меньше, чем у применяемых
в настоящее время сталей. Концентрация молибдена в
карбидной фазе в 2 раза меньше, чем концентрация
хрома и\ марганца. Поэтому в поверхностной зоне стали
25X05M№j> практически весь молибден остается в твер¬
дом растЬоре и при закалке концентрация углерода в
твердом растворе не уменьшается.8.	Сталь 25Х05М05 не подвержена и второму де¬
фекту строения — внутреннему окислению. В связи с
этим :не наблюдается и падения концентрации углерода
в твердом растворе в периферийной зоне глубиной до
0,04 мм. Закаливаемость и прокаливаемость слоя у ста¬
ли 25Х05М05 значительно выше, чем у цементуемых
сталей, применяемых в машиностроении в настоящее
время. При исследовании прочности образцов, а также
при стендовых испытаниях шестерен были подтвержде¬
ны значительные преимущества стали типа 25Х05М05;
повышение показателей прочности шестерен составляет,
в среднем 25—30%. В зоне ограниченной выносливости
при 5-105—ЫО6 циклов долговечность шестерен повы¬
шается на 100—500%.9.	На усталостную прочность цементованной стали
существенное влияние оказывают остаточные напряже¬
ния, создающиеся или непосредственно на поверхности,
или в периферийной зоне на расстоянии менее 0,05 мм
от поверхности. Для определения таких напряжений наи¬
более приемлемым является рентгенографический метод.10.	При внедрении в производство новой марки це¬
ментуемой стали и оптимальных режимов химико-тер-
мической обработки может быть достигнуто значитель¬
ное повышение долговечности ответственных шестерен.
Реализация основных положений данного исследования
только в автомобильной промышленности позволяет по¬
лучить годовую народнохозяйственную экономию в раз¬
мере 300 тыс. руб.И. Помимо цементации, для упрочнения ответствен¬
ных шестерен применяется также процесс нитроцемен¬
тации. Нитроцементация наиболее глубоко и детально
изучена в исследованиях, проведенных А. Д. Ассоновым,
А. Т. Калининым, В. Ф. Никоновым и А. Я. Новиковой.
Для обеспечения оптимальных показателей прочности
нитроцементованной стали обязательно соблюдение сле¬
дующих условий.217
Суммарная концентрация углерода и азота в поверх¬
ностных фильмах слоя должна регулироваться в/задан¬
ных пределах, которые могут существенно изм4няться
в зависимости от марки стали, ее химического/состава.
Автоматическое регулирование концентрации /углерода
при нитроцементации в производственных условиях в
настоящее время может осуществляться без особых за¬
труднений при использовании системы 'приборов, фикси¬
рующих содержание двуокиси углерода в атмосфере
печи. Особое внимание при нитроцементации должно
уделяться регулированию концентрации азота в поверх¬
ностных фильмах нитроцементованного слоя. При по¬
ниженной концентрации азота на поверхности может
образоваться трооститная сетка, появление которой
обусловлено внутренним окислением хрома, марганца
и титана, входящих в .состав используемых для нитро-
цементации сталей. Вместе с тем, при чрезмерно высо¬
кой концентрации азота в поверхностных фильмах обра¬
зуется другой дефект микроструктуры — темная
составляющая, которая развивается вследствие деазо¬
тирования поверхности. Оба дефекта микроструктуры —
трооститная сетка и темная составляющая — оказывают
отрицательное воздействие на прочность нитроцементо-
ванной стали. В связи с этим количество добавки аммиа¬
ка в камеру ,печи при нитроцементации должно быть
минимальным в зависимости от глубины слоя и дли¬
тельности процеоса насыщения. Весьма актуальной в
связи с этим является разработка в дальнейшем методов
автоматического регулирования концентрации азота
при нитроцементации.Снижение концентрации углерода в процессе насы¬
щения или перед закалкой стали при использовании
комбинированных циклов для нитроцементации суще¬
ственно ухудшает прочностные показатели стали даже
в том случае, если концентрация углерода и азота на¬
ходится в оптимальных пределах. Поэтому для ответ¬
ственных деталей не рекомендуется использовать ком¬
бинированные циклы насыщения. Для нитроцементации
таких деталей наиболее рационально использовать обо¬
рудование, исключающее контакт нагретых деталей с
воздухом или с атмосферой без регулируемого углерод¬
ного потенциала.
\\\\ПРИЛОЖЕНИЯТехническая характеристика шахтных муфельных
электрических печей для газовой цементацииПараметры печиТип печиЦ'25Ц'35Ц-60Ц-70Ц-90Ц-105Рабочие размеры в мм:
диаметр300300450450600600глубина . .4506006009009001200Габаритные размеры печи
в мм:
диаметр152015201686169018701870высота 	198021502220260027003050Величина заглубления в мм647820889126513621705Номинальная мощность
в кет	2535607590105Число фаз при напряже¬
нии в в:220113333380111333Вес:садки в кг50100150220400500печи в т2,83,54,05,56,57,5Техническая характеристика шахтных безмуфельных электрических
печей для газовой цементации с рабочей температурой 1050° СТип печиРазмеры рабочего пространства в ммМощность
в кетДиаметрВысотаСШЦ 0 304/1030045020СШЦ 0 306/1030060030СШЦ 0 406/1045060045СШЦ 0 409/1045090065СШЦ 0 612/106001200110219
Сравнительная характеристика сходных муфельных
и безмуфельных шахтных электрических печейПараметрыСШЦ 0403/10Ц-45СШЦ 0406/10©«вЕГСШЦ 0409/10Ц-75СШЦ 0612/10Ц-105Вес садки деталей в кг5050150150220220500500Мощность печей в кет202545606575110105Рабочая температура1050950в °С105095010509501050950Длительность цемента¬
ции для получения
слоя 1,7 м в ч394,5116,511512Производительностьв кг/ч16,75,533,513492010042Удельный расход элек¬
троэнергии в квтХ
Хч/кг1,081,850,71,60,7—0,55—Характеристика толкательных электрических печей сопротивления,
применяемых для газовой цементацииТип печиРазмеры площади
пода в ммМощность
в кетРабочая
темпера¬
тура
в СМакси¬
мальная
произво¬
дитель¬
ность
в кг/чДлинаШиринаСТЦ.6.70.4/II7 000600200—2401100450стц.6.95.4/II9 500600250—3001100600стц.12.70.4/117 0001200350—4001100900стц.12.105.4/II10 5001200500-55011001200220
Состав отходящих газов при цементацииКарбюризаторПодача в
см*/минТип печи и
температура
процессаСодержание компонентов, %СОсо,сн4н*о,N,Различные^компонентыКеросин4,5Ц-105, 930° С10-301,82,5—5,050-800,80,5%C1H2i5Ц-75, 930° С0,4—0,60,36,3—8,080—850,8-1,57—814Шахтная20-250,1-1,01—650—700,0-0,88—1025—30Методическая13,41,26,236,80,242,2муфельная28То же00,125700,604,3Пиробензол6Шахтная24,40,42,462,40,210,2—Ц-25, 900° С5—60,8—2,017—2162—700001—28Методическая17,40,93,0461,631муфельнаяСинтин25—27Методическая8,50,419,046,80,326муфельная—То же2,70,814,353,50,628,24Шахтная, 930° С4,70,216,355,90,622,3ВеретенноеШахтная15,20,213,855,60,82,80,6% C„HmмаслоЦ-75, 930° С4Шахтная, 930° С10,30,516,659,50,812,3
ПродолжениеТип печи и
температура
процессаСодержание компонентов в %КарбюризаторПодача в
см3 /минСОсо*сн4нйОгN,РазличныекомпонентыУайт-спирит4Шахтная
Ц-75, 930° С
Шахтная, 930° С15,011,80,20,3214,08,459,258,70,20,71,010,00.4% СпНтСаратовскийприродныйгаз0,6—0,7
м3/ч
4—5 м3/нМетодическаямуфельнаяМетодическаябезмуфельная1,2—2,5
4,0-1,50,2—0,5
1,030—3825—4059—6545—600,20,51,3—1,8
3—121 % Спн2пСаратовский
природный
газ и эндо¬
газ—Методическая
безмуфельная,
940° С14—160,46—1240—480,530—4025% город¬
ского газа и
75% креки¬
рованного
газа3,3 м3/чКамерная уста¬
новка с на¬
гревом т. в. ч.11—160,214—2625—341,035-45
Расход карбюризатора при газовой цементации в различных печахОбъемСредняяпроизво¬Расход керосина, пиробензола,
синтина в кап/минРасход природного газа в м3/чТип печирабочего
простран¬
ства в м*дитель¬
ность при
цемента¬
ции на
1 мм в кгпринагревепри вы¬
держкев м*/ч на
1 м% рабо¬
чего про¬
странствапринагревепри выдержкев м3/ч на
1 jи8 рабо¬
чего про¬
странстваЦ-250,035025—3540—604,50——Ц-350,0410025—3560—704,50———Ц-600,0815035—4560—902,500,3—0,50,9-1,213,0Ц-750,1422035—4570—901,500,3—0,50,9-1,27,5Ц-900,2540050-75120-1501,470,4—0,61,2—1,65,6Ц-1050,3560050—75120—1501,050,4—0,61,2—1,64,0Ц-2050,85150060-80150—1700,520,4—0,61,2-1,81,78ШЦН 200,035025—3540—604,50———ШЦН-45А0,Ю15035—4560—902,100,3-0,50,9-1,210,0ШЦН-65А0,1422035—4570—901,500,3—0,50,9-1,27.5ШЦН 95А0,3460050—75120—1501,100,4—0,61,2-1,64,1Ц-160, муфельная, с
толкателем2,802—2,5 л/ч0,80■4—8 природного
газа и 40 м3/ч
эндогаза1.8Безмуфельная с толка¬
телем3,7————4—81,2
Составы обмазок для предохранения от науглероживания
при газовой цементацииСостав обмазкиСодержание
компонентов
в вес. %Способ приготовления и
примененияМаршалит85—90Разводят на жидком стеклеБура1,5—2,0Тальк10—15Состав 1Составы 1 и 2 приготовляютХромовокислый калий12отдельно и смешивают в
соотношении 1:1Кальцинированная сода7Поташ4Жидкое стекло77Состав 2Маршалит80Каолин20Песок44Разводят на жидком стеклеГлина40и наносят в два слояБура13Нитрит натрия7Тальк70Разводят на жидком стеклеКаолин30Асбестовый порошок35Хранить не более 2 ч с мо¬Жидкое стекло65мента приготовленияСвинцовый сурик4Наносят в два слоя, приго¬Окись алюминия8ден для высокотемпера¬Тальк16турной цементацииЖидкое стексо72Окись меди30Наносят в два слояТальк20Жидкое стекло*50
ЛИТЕРАТУРА1.	Ассонов А. К. Современные методы термической обработ¬
ки. М., «Машиностроение», 1964.2.	А с с о н о в А. Д. Развитие технологии термической обработ¬
ки. «Металловедение и термическая обработка», 1965, № 8.3.	Ассонов А Д. Термическая обработка деталей автомоби¬
ля. М., Машгиз, 1952.4.	Б а б и ч е в М. А. Методы определения внутренних напряже¬
ний в деталях машин. Изд. АН СССР. М., 1955.5.	Б а л т е р М. А. Влияние (обработки холодом на свойства
высоколегированной стали. «Металловедение и обработка металлов»,
1956, N9 5.6.	Балтер М. А., Т у р о в с к и й М. Л. Контактная прочность
цементованной стали. «Металловедение и термическая обработка ме¬
таллов», 1966, № 3.7.	Б а р р е р Р. Диффузия в твердых телах. М., изд-во иностр.
лит., 1948.8.	Бейзельман Р. Д., Цыпкин В. В. Подшипники каче¬
ния. М., Машгиз, 1959.9.	Б л а н т е р М. Е. Диффузия углерода в аустените. Журнал
технической физики, 1947, № 17, ill.10.	Б л а н т е р М. Е. Диффузионные процессы в аустените и
прокаливаемость легированной стали. Автореферат диссертации на
соискание ученой степени д-ра техн. наук, j Ин-т стали. М., 1949.11.	Блантер М. Е. Фазовые превращения в железоуглероди¬
стых сплавах. М., Машгиз, 1963.12.	Блантер М. Е. Физические основы химико-термической
обработки. НТО Машпром. М., Машгиз, 1949.13.	Блантер М. Е., Машков А. К. Аномальные измене¬
ния свойств сплавов в процессе фазовых превращений. «Металлове¬
дение и термическая обработка металлов», 1,959, № II.14.	Б юсси ен Р. Автомобильный справочник, т. 1. М., Маш¬
гиз, 1958.15.	В о р о б ь е в В. Г. О временном изменении механических
свойств при внутренних превращениях. «Металловедение и терми¬
ческая обработка металлов», 1958, № 3.16.	Герцрикен С. А., Д е х т я р И. Я. Диффузия в метал¬
лах и сплавах в твердой фазе. М., изд-во Физ.-матем. литер, 1960.17.	Гольдштейн Я. Е. Новые экономно-легированные стали
«Вестник машиностроения», 1902, № 5.18.	Горелик С. С. Отдых и рекристаллизация Справочник
«Металловедение и термическая обработка», под ред. Бернштей¬
на М. Л. и Рахисттада А. Г. М., Металлургиздат, 1961.225
19.	Грузин П. А. Диффузия кобальта, хрома и вольфрама в
железе и стали. Доклады АН СССР, 1954, т. 94, № 4.20.	Гуляев А. П. Металловедение. М., «Металлургия», 1966.21.	Гуляев А. П. Карбидная фаза в стали. Труды МАИ,
вып. III, 1946.22.	Гуляев А. П. Термическая обработка стали. М., Маш-
гиз, 1960.23.	Д а р к е н А. С., Г у р р и Р. В. Физическая химия метал¬
лов. М., Металлургиздат, 1960.24.	Д ы м ш и ц И. И. Автомобильные коробки передач. М.,
Машгиз, 1960.25.	3 ю з и н В. Н., Ч у п р а к о в а К. П. Влияние комбинаций
легирующих элементов на кинетику изотермического превращения
аустенита. Труды Института металлофизики УФАН, вып. 5, 1945.26.	Изотермическая закалка шестерен из стали 18ХН4ВА. Изд.
ВПТИ, вып. 101, 1955.27.	Ка лети н Ю. М., Кудрявцева JI. В. Термическая об¬
работка тяжелонагруженных зубчатых колес. М., «Машинострое¬
ние», 1966.28.	К а л е т и н Ю. М., Садовский В. Д. Структурная
наследственность в цементуемых легированных сталях. «Металлове¬
дение и термическая обработка металлов», 1966, № 2.29.	Калинин А. Т. Применение контролируемых атмосфер
при термической обработке стали. Изд. ИНТИ, М., 1961.30.	К а л и н и н А. Т., К у н я в с к и й М. Н., Зайцева А. Я.
«Металловедение и обработка металлов», 1956, № 10.31.	Калинин А. Т., Новикова А. Я. Оптимальная степень
насыщения углеродом и азотом при нитроцементации. «Металлове¬
дение и термическая обработка металлов», 1965, № 10.32.	Калинин А. Т., Новикова А. Я- Дефектная состав¬
ляющая в структуре поверхностного слоя стали, возникающая при
химико-термической обработке. «Технология автомобилестроения»,
1963, № 10.33.	К а ю ш н и к о в П. Я. Бездеформационная закалка. «Ме¬
талловедение и термическая обработка металлов», 1963, № 3.34.	К а ю ш н и к о в П. Я- Деформация стали 1 при закалке.
«Современные сплавы и их термическая обработка». М., Маш¬
гиз, 1958.35.	К о з л о вс к и й И. С., Оржеховский Ю. Ф., Ассо-
н о в А. Д. Новая цементуемая 'рталь для автомобильных шестерен.
«Автомобильная и тракторная промышленность», 1954, № 8.36.	Козловский И. С. Пути повышения прочности стали
для автомобильных шестерен. Сб. «Повышение усталостной прочно¬
сти деталей машин». М., Машгиз, 1952.37.	Козловский И. С., Оржеховский Ю. Ф. Исследо¬
вание свойств цементованного слоя при микромеханических испыта¬
ниях. «Вестник машиностроения», 1952, № 7.38.	Козловский И. С. Термическая обработка зубчатых ко¬
лес. Справочник «Производство зубчатых колес». М., Машгиз, 1963.39.	Козловский И. С., Новикова А. Я., Кали¬
нин А. Т., Никонов В. Ф. Повышение прочности автотрактор¬
ных шестерен цементацией 'и нитроцементацией. «Металловедение и
термическая обработка металлов», 1966, № 5.40.	К о с о в К В. Применение цианирования в массовом про¬226
изводстве. Сб. «Новые методы термической обработки в расплав¬
ленных 'солях и щелочах». Горький, 1955.41.	Котов О. К. Упрочнение деталей машин химико-термиче-
скими методами. М., Машгиз, 1961.4'2. Криштал М. А. Диффузионные процессы в железных
сплавах. Металлургиздат, 1963.43.	К р и ш т а л М. А. Диффузия нескольких элементов из од¬
ного источника в железо и его сплавы. Физика металлов и металло¬
ведение, т. 5 и 9, 1960.44.	Л а х т и н 10. М. Прогрессивные методы химико-термиче¬
ской обработки. «Вестник мяшинпстрпрния», IQSQ № 12Г __" 55ГЛ е в и т а н с!< а я Н. М., Кал и ни н А. Т., Н о в и к о -
в а А. Я- Рациональные жидкие карбюризаторы^ «Технология авто-
мобялестррЩш^^			46.	JI о м а к и н В. "Н. Исследование скорости охлаждения в
различных средах. «Технология машиностроения», 1964, № 5.47.	Л ю б а р с к и й И. М. Повышение износосустойчивости тя-
желонагруженных шестерен. М., «Машиностроение», 1965.48.	Меськин В. С. Основы легирования стали. М., Метал¬
лургиздат, 1959.49.	Метт Б. Я-, Энтин Р. И. О причинах влияния молибде¬
на на кинетику изотермического распада аустенита. Сб. «Проблемы
металловедения и физики металлов». М., Металлургиздат, 1951.50.	М и н к е в и ч А. Н., Калинин А. Т. Развитие процесса
жидкостной цементации (цианирования) стали. Сб. «Современные
методы термической обработки стали». М., Машгиз, 1954.51.	Минкевич А. Н. Некоторые направления в развитии
химико-термической обработки металлов и сплавов. «Металловеде¬
ние и термическая обработка металлов», № 6, 1963, № 3, 1964.52.	Минкевич А. И. Химико-термическая обработка спла¬
вов. М., «Машиностроение», 1965.53.	М и н к е в и ч А. Н. Химико-термическая обработка стали.
Справочник «Металловедение и термическая обработка», под редак¬
цией Гудцова Н. Т., Бернштейна М. Л., Рахштадта А. Г. М., Метал¬
лургиздат, 1956.54.	М о р о з J1. С., Ш у р а к о в С. С. Проблема прочности
цементованной стали. Л., Минтрансмаш, 1948.55.	Нехендзи Ю. А., Вязников Н. Ф., Е р м а к о в С. С.
Новые составы цементуемой стали. Научные доклады Высшей шко¬
лы, серия «Металлургия», 1958, № 4.56.	Новикова А. Я-, Калинин А. Т., Феофано¬
ва А. И., Иванюк М. Я- Рекомендации по рациональному со¬
ставу и структуре нитроцементованного слоя. «Технология автомо¬
билестроения», 1963, № 10.57.	О к н о в М. Г. Изменение объема стали при закалке. Жур¬
нал Русского металлургического общества, 1916, № 3.58.	П а в а р а с А. Э., Г е л л е р Ю. А. Влияние остаточного
аустенита на прочность инструментальных сталей. «Металловедение
и термическая обработка металлов», № 4, 1965.59.	Перельман Е. Г Рациональный выбор марок стали для
цементуемых деталей. Сб. «Современные сплавы и их термическая
обработка». М., Машгиз, 1958.60.	П о н о м а р е в В. П. Повышение точности цементованных
зубчатых колес. «Станки и инструмент», 1961, № 3.227
61.	Попов А. А. Теоретические оснобы Химико-термической
обработки. М., Машгиз, 1962.62.	П о п о в а Н. М. Карбидный анализ стали. М., Металлург-
/1здат, 1955.63.	П р о к о ш к и н Д. А. Сборник трудов Института Стали.
ОНТИ, 1938.64.	Пул а веки й Г. Ф. Влияние кислорода на процесс цемен¬
тации железа. Труды Военно-воздушной инженерной академии
им. Жуковского, вып. 187, 1947.65.	Райцес В. Б. Технология химико-термической обработки
на машиностроительных заводах. М., «Машиностроение», 1965.66.	Р е г и р е р 3. Л., Малинкович А. Н. Уменьшение де¬
формации шестерен при термической обработке. ИТЭИН, 1956.67.	Рустем С. Л. Оборудование и проектирование термиче¬
ских цехов. М., Машгиз, 1962.68.	С а г а р а д з е B.C. Влияние структуры и фазового соста¬
ва на износостойкость цементованного слоя. «Металловедение и тер¬
мическая обработка металлов», № 6, 1962.69.	С а д о в с к и й В. Д. Структурный механизм фазовой пере¬
кристаллизации. Труды института физики металлов, вып. 20. Изд-во
АН СССР, 1958.70.	С а д о в с к и й В. Д. Изотермическое превращение в леги¬
рованных сталях и технология закалки. Труды института физики
металлов УФАН, вып. 12, 1949.71.	Санчук Я- Э., Расс Т. Г., Пьян ко в а Т. И. Воз¬
можности рентгенографического метода измерения механических
напряжений в деталях автомобиля. «Автомобильная промышлен¬
ность», 1967, N° 5.72.	Свешников Д. А., Кудрявцев И. В., Гуляе¬
ва Н. А., Голубовская Л. Д. Исследование химико-терми¬
ческой обработки зубчатых колес. «Металловедение и термическая
обработка металлов», 1966, № 7.73.	Спектор А. Г. Изменение размеров подшипников при
термообработке, хранении и эксплуатации. Сб. «Предотвращение де¬
формации при термической обработке». М., МДНТП, 1966.74.	Справочник металлиста под редакцией Ачеркана Н. С., т. 1.
М., «Машиностроение», 1965.75.	Справочник металлиста, т. 2. Машгиз, 1953.76.	Т а р а с о в А. М. Стали для автомобильных деталей в
США. «Автомобильная и тракторная промышленность», 1958, № 8.77.	Т е м к и н М. К., Шварцман А. А. Активность углеро¬
да в аустените. Журнал физической химии, 1949, т. 23, )№ 6.78.	Т е р е х о в К. И., М и н к е в и ч А. Н. Цианирование ста¬
ли. М., Машгиз, 1951.79.	Т р у б и н Г. К- Контактная усталость Материалов для зуб¬
чатых колес. М., Машгиз, 1962.80.	Сахонько И. М., Колотенков И. В. Прочностные
свойства закаленной подшипниковой стали. Труды Всесоюзного ин¬
ститута подшипниковой’промышленности, № 1 (21), 1960.81.	Федосов А. И. Подача карбюризатора в цементацион¬
ные печи. Изд. ЦИТЭИН, № 60 212/20, 1960.82.	Фоменко Г. Д., Егоров В. С., А и д р е е в а А. Г
Исследование контактной прочности цементованной стали 12ХНЗА.
«Металловедение и термическая обработка», 1963, № 1.228
83.	Ф р и д м а н Я. Б. Механические свойства металлов. М.,Оборонгиз, 1952.84.	Шейнерман В. М. Газовая цементация в шахтных пе¬
чах. Рига, 1958.85.	Ш м ы к о в А. А., Малышев Б. В. Контролируемые ат¬
мосферы при термической обработке сталей. М., Машгиз, 1953.86.	Шмыков А. А. Теоретические основы использования ат¬
мосферы эндогаза. «Металловедение и термическая обработка ме¬
таллов», 1961, № 8.87.	Ш м ы к о в А. А. Контролируемые атмосферы и способы их
получения. НТО Машпром, 1962.88.	Шубин Р. П. Внедрение прогрессивных технологических
процессов и оборудования в термическом цехе. «Металловедение и
термическая обработка металлов», ,1963, № 8.89.	Ш у б и и Р. П., Приходько B.C. Технологические
пути уменьшения деформации деталей. Сб. «Предотвращение дефор¬
мации при термической обработке деталей». МДНТП, 1966.90.	III у б и н а Н. Б. Повышение изгибной усталостной прочно¬
сти зубьев шестерен комплексными методами упрочнения. Сб. «Ав¬
томатизация процессов химико-термической обработки».
МДНТП, 1967.91.	Austin J. В. Transaction ASM 1947, v. 38.92.	Automobile Engineer 1954, v. 44, Jan; 1955, v. 45. Jan.93.	Automobile Engineer 1956, v. 46, Febr.94.	A v e r b a с h B. Transaction ASM 1946, v. 37.95.	В i d w e 11 J. B. Fatigue Durability of Carburized steel. Bookof ASM, 1957.96.	Blanchard J., Parke R., Herzig A. Transaction
ASM 1943, v. 31.97.	Blanchard J., Parke R., Herzig A. Transaction
ASM, 1941, v. 29.98.	В о w m a n F. Transaction ASM, 1945, v. 5.99.	Briigger A. ATZ 1949, III—IV, N 2.100. Bungardi P., Kunze A., Horn B. Archiv fur das
Eisen hiittenwesen 1958, Bd. 29, N 3.‘101. С h r i s t e n so n A., Rowland E. Transaction ASM,
1953, v. 45.102.	Coriolus E., Cullen O., Hubber J. | Transaction
ASM 1947, v. 38.103.	Darken L. Transaction American Institute Mining Metal-
lurg. Eng., 1942, v. 150.104.	Frederick S., Newman A. Gears Failure Proceedings
of the International Conference of Gearing. London, 1958.105.	Gas Carburizing. Book of ASM Commitee, USA, 1964.106.	Gunnarson R. Jernkontorets Annaler 1962, v. 164, N 5.107.	Ham J., Parke К., H e r z i g A. Transaction ASM
1943, v. 31.108.	Ham J. Transaction ASM 1945, v. 35.109.	Harris F. Metal Progress Aug. 1943.110.	Hollomon М., Jaffe L. Transaction American Institu¬
te Mining and Metallury. Eng. 1946, v. 164.111.	Hultgren A., Haggelund E. Transaction ASM
1947, v. 39.112.	Hultgren A. Transaction ASM, 1947, v. 39.229
СОДЕРЖАНИЕПредисловие .	.	.....Требования, предъявляемые к ответственным цементуемым
деталям машин	.	. .Напряжения и характерные виды разрушений шестерен
в эксплуатации ... ...Стали, применяемые для изготовления шестерен
Глубина диффузионного слоя	.	. . .Твердость цементуемых шестерен после термической об¬
работкиКонцентрация углерода в цементованном слое
Микроструктура слоя и сердцевины цементованных ше¬
стерен	...	...	. .
Современные методы газовой цементации и последующей
термической обработки шестерен
Цементация в шахтных печах .Цементация в печах непрерывного действия .Газовая цементация в камерных герметизированных печах
Особенности эксплуатации оборудования при автоматиче¬
ском регулировании углеродного потенциала .
Перспективы дальнейшего усовершенствования конструк¬
ции оборудования для цементации ....
Деформация шестерен при химико-термической обработке
Комбинированные циклы цементации и методика их расчета
Особенности процесса газовой цементацииТребования к атмосфере, применяемой для автоматиче¬
ского регулирования углеродного потенциала .
Диффузия углерода и легирующих элементов в стали
Фазовый состав цементованного слоя стали
Прочность цементованных сталей при различных режимах
химико-термической обработки
Циклы насыщения ...	*Распределение легирующих элементов и углерода между
фазами в цементованном слое
Прокаливаемость цементованного слоя
Механические свойства цементованной стали
Влияние внутреннего окисления на прочность цементуемых
сталей	.	.	. .Сущность процесса внутреннего окисления при цемента¬
ции сталейОсобенности строения стали в зоне внутреннего окисления
Влияние состава газовой среды на внутреннее окисление
и показатели прочности стали34410141922253134475354565870898995100107108114126128135135144147231
Обоснование выбора состава экспериментальных сталей 159
Микроструктура и фазовый состав экспериментальных
сталей .	165Прокаливаемость и закаливаемость цементованного слоя
и сердцевины в экспериментальных сталях .	171Характеристики прочности образцов и шестерен из экспе¬
риментальных и стандартных сталей .	177
Остаточные напряжения в цементованной стали 188
Нитроцементация конструкционных сталей 193
Высокотемпературная жидкостная нитроцементация (циа¬
нирование) . . 193
Высокотемпературная газовая нитроцементация без авто¬
матического регулирования концентрации углерода
в слое . • • *96
Высокотемпературная газовая нитроцементация с автома¬
тическим регулированием концентрации углерода в
слое .Низкотемпературное цианирование	210Заключение	“14Приложения
ЛитератураИван Савельевич Козловский
ХИМИКО-ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ШЕСТЕРЕНРедактор издательства Е. П. Долгинова Технический редактор В. Д. Элькинд
Корректор О. Е. Мишина	Переплет художника А. С. РыбаковаСдано в производство 30/V 1969 г. Подписано к печати И/IV 1970 г. Т-0145,2
Тираж 6000 экз. Печ. л. 12,18 Зак. № 371 Бум. л. 3,63 Уч.-изд. л. 12 Цена 75 коп.Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-166, 1-й Басманный пер., 3.
Московская типография № 6 Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР.Москва, Ж-83, 1-й Южно-портовый пр., 17.